Физическое и численное моделирование интенсификации теплообмена поверхностными генераторами вихрей в трактах систем охлаждения тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 01.04.14, доктор наук Щелчков Алексей Валентинович

• Щелчков Алексей Валентинович
• доктор наук
• 2017

Оглавление диссертации доктор наук Щелчков Алексей Валентинович

Оглавление

ВВЕДЕНИЕ

ОСНОВНАЯ ЧАСТЬ

Глава 1. Генезис проблематики интенсификации теплоотдачи поверхностными

вихрегенераторами

1.1 Каналы с поперечными кольцевыми выступами

1.1.1 Структура течения и вихреобразование в каналах с кольцевыми выступами

1.1.2 Теплоотдача и гидросопротивление каналов с кольцевыми выступами

1.2 Каналы с полусферическими выступами

1.2.1 Структура течения и вихреобразование в каналах с кольцевыми выступами

1.2.2 Теплоотдача и гидросопротивление каналов с полусферическими выступами

1.3 Поверхности теплообмена с цилиндрическими выемками

1.4 Поверхности теплообмена со сферическими выемками

1.5 Анализ интенсификации теплообмена на поверхностях с ассиметричными выемками

1.6 Постановка задач на исследования 83 Глава 2. Методология опытного исследования, экспериментальное оборудование,

особенности методики проведения и обработки экспериментальных данных

2.1 Экспериментальные стенды и рабочие участки

2.1.1 Экспериментальный стенд для исследования структуры течения и теплогидравлических характеристик трактов с поверхностными вихрегенераторами

2.1.2 Рабочие участки для определения коэффициентов теплоотдачи и гидросопротивления труб с поверхностными вихрегенераторами

2.1.3 Рабочие участки для исследования структуры потока в каналах с поверхностными вихрегенераторами

2.1.4 Геометрия исследованных труб с поверхностными вихрегенераторами и особенности методики проведения опытов и обработки экспериментальных данных

2.1.5 Тестовые опыты по гидравлическому сопротивлению и теплоотдаче гладкой трубы

2.2 Универсальный экспериментальный воздушный стенд для определения теплогидравлических характеристик каналов с поверхностными

вихрегенераторами

2.2.1 Рабочий участок для исследования структуры потока и тепловизионного исследования в каналах с поверхностными вихрегенераторами

2.2.2 Особенности методики проведения визуализации и тепловизионного исследования поверхностей с вихрегенераторами различной формы

2.2.3 Рабочий участок для исследования поля скоростей и степени турбулентности потока

2.2.4 Особенности методики исследования поля скоростей и степени турбулентности потока при обтекании плоской пластины с вихрегенераторами цилиндрической формы

2.2.5 Рабочий участок для исследования гидравлических характеристик поперечно-обтекаемых труб

2.2.6 Особенности методики проведения опытов и обработки экспериментальных данных гидравлического сопротивления пучков труб с выемками

2.2.7 Тестовые опыты по внешнему обтеканию гладких трубных пучков

2.3 Экспериментальный стенд для исследования теплогидравлических характеристик каналов с поверхностными вихрегенераторами

2.3.1 Рабочий участок для определения коэффициентов теплоотдачи и гидросопротивления плоских каналов с цилиндрическими выемками

2.3.2 Тестовые эксперименты гидросопротивления и средней теплоотдачи

плоского гладкого канала

2.4 Неопределенность измерений 109 Глава 3. Методология численных исследований

3.1 Геометрия исследуемых каналов

3.1.1 Плоский канал с пакетом цилиндрических выемок

3.1.2 Плоский канал с одиночными выемками различной формы

3.2 Расчетные сетки

3.2.1 Расчетная сетка плоского канала с пакетом цилиндрических выемок

3.2.2 Расчетная сетка плоского канала с одиночным вихрегенератором различной формы

3.3 Граничные условия

3.4 Методология решения

3.5 Обработка результатов

3.6 Анализ траекторий сходимости

3.7 Тестирование, верификация и валидация численного исследования

3.7.1 Сравнение результатов при граничных условиях Г=сопб1 и ^=еоп81

3.7.2 Сравнение различных версий МББТ

3.7.3 Валидация 133 Глава 4. Теплогидравлические характеристики каналов с кольцевыми и

полусферическими выступами

4.1 Гидравлическое сопротивление и теплоотдача труб с кольцевыми выступами в области низких чисел Рейнольдса

4.2 Теплоотдача и гидросопротивление труб с кольцевыми выступами на переходных режимах течения

4.3 Эффективность труб с кольцевыми выступами по критерию аналогии Рейнольдса

4.4 Анализ гидродинамической картины обтекания и механизмов интенсификации теплоотдачи в каналах с полусферическими выступами

4.5 Гидросопротивление и теплоотдача труб с полусферическими выступами

4.6 Эффективность труб с полусферическими выступами по критерию аналогии Рейнольдса 154 Заключение по главе

Глава 5 Физические подходы к выбору рациональной формы поверхностных генераторов

спиралевидных вихрей

5.1 Результаты визуализации обтекания цилиндрических выемок

5.1.1 Ламинарное безотрывное обтекание цилиндрической выемки

5.1.2 Ламинарное обтекание цилиндрической выемки с присоединением потока

5.1.3 Ламинарное обтекание цилиндрической выемки без присоединения потока

5.1.4 Турбулентное обтекание выемки без присоединения потока

5.2 Диаграмма режимов течения на поверхности с цилиндрической выемкой

5.3 Теплоотдача и гидросопротивление плоских каналов с цилиндрическими выемками

5.3.1 Гидросопротивление каналов с цилиндрическими выемками в области низких чисел Рейнольдса

5.3.2 Гидросопротивление каналов с цилиндрическими выемками при турбулентных числах Рейнольдса

5.3.3 Теплоотдача каналов с цилиндрическими выемками для турбулентных чисел Рейнольдса

5.4 Эффективность каналов с цилиндрическими выемками по критерию аналогии

Рейнольдса

5.5 Исследования структуры течения в следе за цилиндрическими выемками

5.6 Численные исследования поверхностных вихрегенераторов

5.6.1 Расчет плоского канала с пакетом цилиндрических выемок

5.6.2 Численное исследование локальных характеристик одиночной выемки

5.6.3 Диаграмма режимов течения на поверхности со сферической выемкой

5.7 Результаты экспериментального исследования овально-траншейных углублений

5.7.1 Эволюция обтекания овальных выемок при угле натекания ф=90°

5.7.2 Эволюция обтекания овальных выемок при угле натекания ф=67,5°

5.7.3 Эволюция обтекания овальных выемок при угле натекания ф=45°

5.7.4 Диаграмма режимов течения на поверхности с овальной выемкой умеренного удлинения

5.7.5 Обоснование выбора угла наклона овальных выемок умеренного удлинения к потоку

5.8 Анализ влияния размеров овально-траншейного углубления рациональной

формы

5.8.1 Распределение давления в канале с одиночным овально-траншейным углублением

5.8.2 Распределение трения в канале с одиночным овально-траншейным углублением

5.8.3 Локальные и интегральные числа Нуссельта. Поля температуры. Эволюция полей тепловых потоков и картин растекания трения в канале с одиночным углублением

5.8.4 Распределение скорости в канале с одиночным углублением

5.8.5 Распределения турбулентных характеристик в канале с одиночным углублением

5.8.6 Анализ интегральных характеристик эффективности одиночных овально-траншейных углублений 231 Заключение по главе

Глава 6 Практические аспекты реализации поверхностных вихрегенераторов в

теплообменных аппаратах транспортного и энергетического оборудования

6.1 Система рециркуляции отработанных газов БОЯ в составе газопоршневого двигателя КамАЗ модели

6.2 Теплообменник-утилизатор теплоты вспомогательной силовой установки автомобиля КамАЗ

6.3 Испытания кожухотрубного теплообменного аппарата в широком диапазоне

основных режимных параметров

6.3.1 Теплогидравлические характеристики теплообменного аппарата типа «воздух-вода»

6.3.2 Теплогидравлические характеристики теплообменного аппарата типа «вода-

вода»

6.3.3 Теплогидравлические характеристики теплообменного аппарата типа «масло-тосол»

6.3.4 Сопоставление расчетных и экспериментальных данных по тепловой мощности теплообменных аппаратов

6.4 Мероприятия по снижению гидравлического сопротивления трубных пучков со сферическими выемками на внешней поверхности

6.5 Система охлаждения силового тиристора на основе оребренных тепловых труб

6.5.1 Охлаждение силового тиристора на основе оребренных тепловых труб при свободной конвекции

6.5.2 Охлаждение силового тиристора на основе оребренных тепловых труб

при вынужденной конвекции

6.6 Пределы прочности и механические характеристики теплообменных труб с поверхностными вихрегенераторами

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

Приложения

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Физическое и численное моделирование интенсификации теплообмена поверхностными генераторами вихрей в трактах систем охлаждения»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования: к современным системам охлаждения предъявляются технических требования и условия, при которых данное оборудование эксплуатируется. К числу требований относится функциональное назначение теплообменного оборудования в технологической схеме производства. Вид и характеристика теплообменивающихся сред. Передаваемая тепловая нагрузка. Допустимая мощность прокачивания теплоносителя. Обеспечение максимально возможных коэффициентов теплоотдачи и теплопередачи. Уменьшение массо-габаритных характеристик при неизменной или меньшей мощности прокачивания. Обладать достаточным запасом прочности, гарантирующим безопасное состояние при напряжениях, возникающих как в результате давления рабочей среды, так и вследствие температурных деформаций. Выполнение мероприятий предотвращающих загрязнение и коррозию при эксплуатации поверхностей теплообмена. Возможность осмотра поверхностей теплообмена и доступность для периодической очистки. Обладать удобством и простотой в обслуживании и эксплуатации.

Описанные требования улучшения теплогидравлических и массогабаритных характеристик систем охлаждения в основном решаются применением новых схем компоновок, использованием перспективных способов и технологий интенсификации теплоотдачи, в том числе организации вихревых и отрывных течений. Данные методы интенсификации по существу снижают термическое сопротивление пристенных слоев при конвективном теплообмене на поверхности теплообмена.

Повышение технического уровня современных систем охлаждения, напрямую связано с использованием пассивных методов интенсификации теплоотдачи. Большой практический эффект, показали поверхностные вихрегенераторы в виде кольцевых и полусферических выступов, а также пакеты рельефов полусферических каверн. Это один из первых предложенных способов интенсификации теплоотдачи при однофазной конвекции. Общие физические принципы, лежащие в основе этого способа и объясняющие возможность получения положительного эффекта, в случае его применения, известны уже длительное время. Однако, количественные зависимости для расчета коэффициентов теплоотдачи и гидравлического сопротивления в широком диапазоне изменения геометрических параметров вихрегенераторов и режимных характеристик, определены пока далеко не в полной мере. Данный способ интенсификации теплоотдачи отличается технологичностью, а также высокой теплогидравлической эффективностью и в

настоящее время. Вихрегенератор является неотъемлемой частью теплообменной поверхности. Форма вихрегенератора достигается механической обработкой поверхности, например, накатка, штамповка. Современные методы прототипирования значительно расширяют технологические возможности изготовления теплообменных поверхностей. В результате, возможно, получить практически бесконечное количество разнообразных геометрических конфигураций поверхностного вихрегенератора. Поэтому необходимо разработать оптимальную, с точки зрения теплогидравлической эффективности, форму вихрегенератора, что требует дополнительных обширных экспериментальных и численных исследований. Стоит отметить, что полученная в ходе работы форма вихрегенератора будет являться продуктом современного развития науки и техники. Ниже, рассмотрены, некоторые наиболее перспективные направления промышленного применения поверхностных вихрегенераторов в системах охлаждения.

Транспортная сфера, это наиболее динамично развивающееся направление в современном мире. Двигатели внутреннего сгорания (ДВС), применяемые в транспортных средствах, во время работы должны отводить тепло в окружающую среду. Часть тепла уносится отработавшими газами (30-35%), другая часть отводится в окружающую среду системами охлаждения ДВС. Теплообменные аппараты, применяемые в различных системах охлаждения ДВС, по назначению делятся на охладители наддувочного воздуха (ОНВ), охладители воды, маслоохладители, охладители топлива, охладители гидравлических жидкостей (рис.0.1).

Рисунок - 0.1. Теплообменные аппараты наземных транспортных средств

Выполнение требований по снижению токсичности транспортных средств ужесточено с принятием стандарта Евро 6. Требование устанавливает нормы выбросов вредных веществ с отработанными газами, которое вступило в силу в странах ЕС и других соседних государств 31 декабря 2012 года. Выполнение требований по снижению NOK неразрывно связано с использованием в ДВС системы рециркуляции отработанных газов EGR (exhaust gas recirculation). Одним из основных конструктивных элементов данной системы является кожухотрубный теплообменник-охладитель выхлопных газов. Следует отметить, что в теплообменнике-охладителе используются трубы с поверхностными вихрегенераторами. Использование последних, позволяет значительно снизить массо-габаритные и теплогидравлические характеристики теплообменных аппаратов. Это особенно актуально при решении задачи размещения агрегатов и узлов подкапотном пространстве транспортного средства.

Рисунок - 0.2 Авиационные теплообменные аппараты

Авиационное направление, является не менее перспективным, с точки зрения использования эффективного компактного теплообменного оборудования (рис. 02). Теплообменные аппараты широко используется в системах кондиционирования воздуха, обогрева летательных аппаратов, поготовки топлива, системах охлаждения масла и воздуха. Кроме этого, системы охлаждения позволяют осуществлять терморегулирование, термостатирование, охлаждение оборудования летательных аппаратов.

Другим, высокотехнологичным направлением, в котором активно используется системы охлаждения можно отнести радиоэлектронное и силовое оборудование. Директива Комиссии ЕС по энергетике и транспорту № 2010/30/ЕС предписывает повысить энергетическую эффективность промышленных приборов и транспортных средств. В данную категорию включается оборудование, которое само не потребляет энергию, но может оказать значительное прямое или косвенное воздействие на её экономию. Важным элементом высокотехнологичного оборудования, являются конвективные системы охлаждения, обеспечивающие надежную и бесперебойную работу в течении всего цикла эксплуатации. В свою очередь, мощности компонентов радиоэлектронного и силового оборудования резко увеличиваются. Это приводит к значительному тепловыделению и высоким температурам. Удельные тепловые потоки от электронных компонентов сопоставимы с тепловыми потоками от ядерных реакторов или поверхности Солнца (рис. 0.2). Анализ тренда развития электронной техники показал резкое увеличение удельных тепловых нагрузок на системы охлаждения. Для текущего периода этот уровень составляет ^=4-105^5,2-106 Вт/м2.

Рисунок - 0.3 Зависимость удельных тепловых потоков от электронных компонентов

Важным аспектом характеризующими функциональность системы охлаждения высокотехнологичного оборудования, является соблюдение жестких требований по весогабаритным характеристикам. Использование поверхностных вихрегенераторов на поверхностях теплообмена позволить уменьшить качественным образом габариты системы охлаждения компонентов высокотехнологичного устройства. Помимо этого, сократятся затраты электрической энергии на собственные нужды системы охлаждения, что повысит класс используемого оборудования в классификации энергоэффективности.

Уместно упомянуть, о задаче охлаждения силовых электрогенераторов мощностью 500 МВт. Для обеспечения заданного уровня тепловых потоков, отводимых от рассматриваемого силового агрегата, используется водород. В этом случае, система охлаждения должна быть герметичной, и отвечать требованию взрывобезопасности. Замена водорода воздухом, в совокупности с применением на поверхностях теплообмена поверхностных вихрегенераторов, существенно упростит конструкцию системы охлаждения и надежно обеспечит безопасность. Поэтому поиски рациональной формы вихренгенератора, для решения данной задачи, определение режимных характеристик является актуальной задачей для данного направления.

В данной работе экспериментально и численно исследованы теплогидравлические характеристики каналов с поверхностными вихрегенераторами различной формы при вынужденном течении теплоносителей. Выполнены численные исследования локальных характеристик одиночных вихрегенераторов различной формы для реализации концепции управления обтеканием, т.е. конструирования формы омываемого контура вихрегенератора с учетом формирования предпочтительной структуры струйно-вихревого течения. Представлены практические аспекты реализации поверхностных вихревых генераторов в кожухотрубных теплообменных аппаратах и системах охлаждения силового радиэлектронного оборудования. Показаны мероприятия, позволяющие снизить гидравлические потери при поперечном обтекании пучков труб с вихрегенераторами на поверхности. Установлены пределы прочности и механические характеристики теплообменных труб с поверхностными вихрегенераторами.

Степень разработанности: в настоящее время имеется огромная база данных в технической литературе по интенсификации теплообмена. Она оценивается в более чем 9000 технических статей, докладов, отчетов и опубликована в периодических изданиях и многочисленных библиографических отчетах А. Е. Берглса и др., М. К. Дженсена и Б. Шоума, обзорах Р. Уебба, Д. П. Шатто и Дж. П. Питерсона, А. Е. Берглса, Р. М. Манглика, монографиях Дж. Р. Тоума, Р. Уебба, Р. М. Манглика и А. Д. Крауса, С. Какача, К.Х Прессера и др.

Интерес к использованию трехмерных вихрегенераторов в виде полусферических каверн с новой силой возник в конце 1980-х - начале 1990-х. Здесь сразу сформировалось несколько научных школ: группа М.И. Рабиновича, научное направление под руководством Г.И. Кикнадзе, научная группа МГТУ им. Н.Э. Баумана под руководством А.И. Леонтьева, группа В.Н. Афанасьева, ЯП. Чудновского, научная группа В.И. Терехова в Институте теплофизики СО РАН и научная группа НПО ЦКТИ с участием М.Я. Беленького и М.А. Готовского, научная группа КНИТУ-КАИ под руководством

Ю.Ф. Гортышова. В последствии интерес к данной тематике возрос. Увеличилось и количество работающих по проблематике научных ученых, такие как: А.Б. Езерский, Э.Д. Сергиевский, Г.П. Нагога, А.П. Козлов, С.А. Исаев, А.В. Щукин, Е.В. Дилевская, А.В. Туркин, В.П. Мусиенко, А.В. Сударев, П.П. Почуев, И.Л. Шрадер, К.Л. Мунябин, Ю.М. Ануров, И.А. Попов, Ю.И. Шанин, С.З. Сапожников и многие другие, а также иностранные ученые А.А. Халатов, Ф.М. Лиграни, Р. Банкер, С.В. Мун, В.А. Воскобойник, и другие.

Пассивные методы интенсификации теплоотдачи по существу снижают термическое сопротивление пристенных слоев при конвективном теплообмене вблизи теплообменной поверхности, способствуя повышению коэффициента теплоотдачи с учетом или без учета увеличения площади поверхности. В результате возможно снижение весогабаритных характеристик теплообменных аппаратов без изменения тепловой мощности или существенное увеличение тепловой мощности при сохранении весогабаритных характеристик теплообменных аппаратов. В первом случае интенсификация может привести к снижению мощности на прокачку теплоносителя. Во втором, снизить необходимые температурные напоры в теплообменном аппарате. Последнее особенно важно при тепловой обработке биохимических, фармацевтических и пищевых продуктов, пластмасс, где необходимо избегать теплового разложения конечного продукта. С другой стороны, увеличение тепловой мощности при сохранении или уменьшении весогабаритных характеристик, наиболее актуально для теплообменных систем в аэрокосмических, электронных и медицинских устройствах. Коммерциализация методов интенсификации теплоотдачи, при которой данные технологии были развиты от работ в научно-исследовательских лабораториях до натурного промышленного использования, привела к большому количеству патентов по тематике интенсификации теплоотдачи.

В настоящее время тематика работ, направленных на разработку высокоэффективных теплообменных аппаратов с применением интенсификации теплообмена, относится к критическим технологиям РФ-26 - Технологии создания энергосберегающих систем транспортировки, распределения и использования энергии, и приоритетным направлениям развития науки и техники в РФ-8 - Энергоэффективность, энергосбережение, ядерная энергетика.

Основная цель работы - обобщение и интерпретация баз экспериментальных данных по интенсификации теплообмена поверхностными вихревыми генераторами симметричной формы (выемок и выступов), а также разработка и обоснование принципиально новых, эффективных форм генераторов спиралевидных вихрей, при различных режимных параметрах на основе сочетания методов физического и численного

моделирования применительно к совершенствованию теплофизических характеристик охлаждающих трактов энергетического, транспортного и радиоэлектронного оборудования.

Основные задачи для достижения сформулированной цели:

1. Комплексные экспериментальные исследования структуры потока, гидродинамики и теплоотдачи каналов с поверхностными вихревыми генераторами различной формы в широком диапазоне режимных параметров; интерпретация физического механизма интенсификации теплоотдачи и влияния формы вихрегенераторов на гидравлическое сопротивление трактов; установление границ режимов обтекания поверхностных генераторов спиралевидных вихрей; оценка влияния основных режимных и геометрических параметров поверхностных генераторов вихрей на теплоотдачу и гидравлическое сопротивление трактов теплоэнергетического оборудования. Обобщение баз экспериментальных данных по интенсификации теплообмена поверхностными вихревыми генераторами симметричной формы (выемок и выступов)

2. Верификация отечественного пакета УР2/3 ТЬегторкуБЮВ для моделирования интенсификации турбулентного теплообмена в стесненном канале с цилиндрическими, сферическими и овально-траншейными выемками на нагретой стенке. Численные исследования структуры потока, локальных и интегральных характеристик поверхностных генераторов вихрей для обоснования преимущества овально-траншейных углублений по тепловой и теплогидравлической эффективности в сравнении традиционными симметричными формами выемок.

3. Оценка перспектив практического использования генераторов спиралевидных вихрей на поверхностях трактов существующего и перспективного теплообменного оборудования транспортных систем и систем охлаждения силового радиоэлектронного оборудования.

Научная новизна суммируется в следующих пунктах.

1. Представлена новая научная концепция оценки функциональных достоинств поверхностных вихревых генераторов - интенсификаторов конвективного теплообмена в каналах, связанная с определением степени их влияния на интенсификацию вторичного течения в каналах. Чем сильнее это влияние, тем выше тепловая и теплогидравлическая эффективность генераторов.

2. Предложены и численно обоснованы новые рациональные формы поверхностных генераторов спиралевидных высокоинтенсивных вихрей, в виде овально-траншейных углублений относительно большого удлинения (/к/Ь=5,57 и /к/Ь=6,78), расположенных под углом ф=45° к потоку и относительной глубиной к/ёк=0,13. Данная геометрия углублений

позволяет повысить скорость вторичного течения до величин порядка характерной скорости потока в стесненном канале (среднемассовой или максимальной), что в несколько раз превышает скорость вторичного течения, индуцированную традиционными симметричными выемками, обеспечивая значительное превосходство овально-траншейных углублений по тепловой и теплогидравлической эффективности.

3. Обнаружен феноменальный эффект двукратного повышения относительной теплоотдачи в отрывной зоне в верховье овально-траншейного углубления относительного удлинения //¿=4,5^6,78 (при постоянной площади пятна), обусловленный увеличением в полтора раза абсолютной величины относительного трения. В то же время при обтекании симметричных выемок показано, что в отрывных зонах трение по модулю уменьшается, а теплоотдача существенно снижается по сравнению с течением и теплообменом в гладком канале.

4. Обнаружена перестройка отрывного течения в овально-траншейном углублении по мере уменьшения его ширины (при постоянной площади пятна), связанная с резким сокращением длины отрывной зоны, интенсификацией возвратного течения в ней и формированием безотрывного закрученного потока в остальной части выемки.

5. Значительно расширены диапазоны основных безразмерных геометрических параметров в области ламинарных, переходных, турбулентных чисел ReD=200... 105 при вынужденном течении теплоносителя в трубах с кольцевыми с/©=0,98...0,74; ¿/©=0,25.1 и полусферическими выступами с/0=0,6...0,98; ¿©=0,276... 1,558; $/0=0,155... 1,682; /=1,001.. .2,26. Получены графические зависимости для определения границ ламинарно-турбулентного перехода Reкр1 и Reкр2, позволяющие оценивать влияние основных режимных и геометрических параметров на коэффициенты гидравлического сопротивления и средней теплоотдачи. Предложены обобщающие зависимости для расчета коэффициентов гидравлического сопротивления и средней теплоотдачи исследованных труб для ламинарного, переходного и турбулентного режимов течения.

6. Дана оценка эффективности по критерию аналогии Рейнольдса исследованных труб с кольцевыми и полусферическими выступами в диапазоне чисел Рейнольдса ReD=200.105. Установлены рациональные параметры кольцевых и полусферических выступов в исследованном диапазоне для обеспечения максимальной тепловой и теплогидравлической эффективности.

7. Сформирован банк данных коэффициентов гидравлического сопротивления и средней теплоотдачи плоских каналов с односторонним расположением цилиндрических выемок И/С=0,1...0,5 в области низких, переходных, турбулентных чисел Рейнольдса

Яед=200_2,3-104. Выполнен анализ эффективности по критерию аналогии Рейнольдса исследованных каналов. Установлено влияние основных режимных и конструктивных параметров цилиндрических выемок на коэффициенты гидросопротивления и средней теплоотдачи каналов с цилиндрическими выемками. Получены обобщающие зависимости для каналов с цилиндрическими выемками для ламинарного и турбулентного режимов течения.

8. Выполнено сравнение расчетных и экспериментальных результатов по локальным и интегральным теплогидравлическим характеристикам плоского канала с одиночной цилиндрической выемкой и пакетами цилиндрических выемок, относительной глубиной ¿/<¿=0,1... 0,2.

9. Проведена верификация модифицированной с учетом влияния кривизны линий тока в рамках подхода Роди-Лешцинера-Исаева полуэмпирической модели переноса сдвиговых напряжений и пакета программ УР2/3 ТЬегторИуБЮВ на задачах конвективного теплообмена в стесненном канале с цилиндрическими, сферическими и овально-траншейными выемками.

10. Впервые разработаны диаграммы режимов обтекания поверхностей с цилиндрическими выемками и овально-траншейными углублениями.

11. Разработаны и внедрены рекомендации для инженерных расчетов пластинчатых и кожухотрубных теплообменных аппаратов транспортных систем с поверхностными вихрегенераторами различной формы.

Теоретическая и практическая значимость работы: обоснованы физические подходы по выбору рациональной формы поверхностного генератора продольных вихрей, в приложении к трактам существующих и перспективных теплообменных аппаратов транспортных систем и систем охлаждения силового радиоэлектронного оборудования. Полученные расчетные зависимости позволяют определять теплогидравлические характеристики каналов с вихрегенераторами различной формы. Предложенные рекомендации по выбору оптимальных безразмерных геометрических и рациональных режимных параметров трактов с поверхностными вихрегенераторами различной формы, позволяющие разрабатывать и проектировать эффективные компактные теплообменные аппараты и системы охлаждения для силового радиоэлектронного оборудования. Практическое применение исследованных в работе поверхностных вихрегенераторов различной формы позволяет улучшить массогабаритные и теплогидравлические характеристики кожухотрубных теплообменных аппаратов.

Полученные результаты использованы при создании эффективных компактных кожухотрубных охладителей системы рециркуляции газового двигателя ОАО «КАМАЗ»

мод. 820.60-260, теплообменника-утилизатора теплоты вспомогательной силовой установки автомобиля ДВС КамАЗ 5490; водо - водяных кожухотрубных теплообменных подогревателей для ООО «УК «КЭР-Холдинг»; судовых подогревателей для ОАО «Зеленодольский завод имени А. М. Горького».

Основные результаты работы вошли в научно-технические отчеты по договору №14.Z50.31.0003 от 04.03.2014 по поддержке научных исследований проводимых ведущими учеными в Российских вузах (ведущий ученый Исаев С. А.), по грантам РФФИ (№12-08-33032-мол_а_вед, №14-08-00049-а, №14-08-31305 мол а), по ФЦП Министерства образования и науки РФ «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России на 2009 - 2013 годы» № 14.740.11.0320 от 17.09.2010, № 14.132.21.1746 от 01.10.2012.

Апробация результатов работы. Полученные основные результаты диссертации докладывались и получили одобрение на Международном конгрессе ASME 2006 (Чикаго, США, 2006), Школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А. И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках» (Звенигород, 2011, Орехово-Зуево, 2013, Звенигород, 2015), IV, V, VI Российской национальной конференции по теплообмену (Москва, 2010, 2014, 2016), Международной молодежной конференции «Туполевские чтения» (Казань, 2010-2015), Межвузовском научно-практическом семинаре «Внутрикамерные процессы в энергетических установках, акустика, диагностика, экология» (Казань, 2011), Всероссийской школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН В.Е. Алемасова «Проблемы тепломассообмена и гидродинамики в энергомашиностроении» (Казань, 2012, 2014, 2016), IV и V Российской конференциях «Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках» (Москва, 2011 и Казань 2015), VI Международной научно-технической конференции «Авиация, наземный транспорт и энергетика» (Казань, 2011), на научно-технических семинарах кафедры ТиЭМ КНИТУ-КАИ (2009-2016), VI, VII Международной научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития авиации, наземного транспорта и энергетики «АНТЭ» (Казань, 2011, 2015), XIV, XV Минском международном форуме по тепло- и массообмену (Беларусь, Минск, 2012, 2016), Девятой и Десятой Международной теплофизической школе, (Таджикистан, Душанбе, 2014, 2016), XXXI Сибирском теплофизическом семинаре (Новосибирск 2014), Первая летняя конференция по теплообмену и гидродинамики «Thermal Fluids Engineering Addressing Grand Challenges» (Нью-Йорк, США, 2015), Седьмая Интернациональная конференция по вихревым потокам и вихревым моделям «ICVFM 2016» (Росток, Германия, 2016).

Работа отмечена Дипломом за лучший представленный доклад на V международной конференции «Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках» (Москва, 2011), дипломом II степени в Международной молодежной научной конференции «XX Туполевские чтения» (Казань, 2012), грамотой за лучший доклад на XIV Минском международном форуме по тепло- и массообмену (Беларусь, Минск, 2012), дипломом I степени на Международной молодежной научной конференции «XXI Туполевские чтения» (Казань, 2013,2015).

По материалам диссертации опубликована 1 монография, 77 печатных работы, включая 19 статей в центральных российских изданиях (из списка ВАК РФ), 4 статьи в изданиях Web of Science, 7 статей в изданиях Scopus, 2 патента РФ на изобретение, 47 тезисов и материалов докладов.

Методология и методы исследования: объектом исследования являются теплообменные тракты с поверхностными вихрегенераторами различной формы. Для выявления влияния на гидравлическое сопротивление и теплоотдачу трактов с поверхностными вихрегенераторами различной формы безразмерных геометрических и основных режимных параметров использовались экспериментальные и численные методы исследования. В экспериментах реализовывался омический нагрев исследуемых трактов (ГОСТ Р 8.655-2009). Вынужденное течение в трактах реализовывалось на проливном водяном и воздушном стендах аттестованными приборами измерений расходов (ГОСТ Р 50193.3-92), температуры (ГОСТ Р 8.585-2001 ГСИ) и давления (ГОСТ 22520-85).

Механизмы интенсификации обоснованы методами тепловизионных исследований, визуализации течения теплоносителя высокоскоростной видеосъемкой и численными методами с использованием апробированного пакета VP 2/3 Thermophisics, зарегистрированного в Федеральной службе по интеллектуальной собственности -Свидетельство о государственной регистрации программ для ЭВМ №2015619439 от 3 сентября 2015 года, правообладатель ФГБОУ ВО «Казанский национальный исследовательский технический университет им. А.Н.Туполева - КАИ».

Геометрические параметры трактов определялись с помощью электронного микроскопа.

Эксперименты по внешнему обтеканию труб с поверхностными вихрегенераторами и испытание системы охлаждения силового тиристора на основе оребренных тепловых труб проводились на аттестованном воздушном стенде с поверенными приборами измерения расхода (ГОСТ Р 8.740-2011 ГСИ), температуры (ГОСТ Р 8.585-2001 ГСИ) и давления (ГОСТ 22520-85).

Список литературы диссертационного исследования доктор наук Щелчков Алексей Валентинович, 2017 год

Источник

Re

Pr

d/D

t/D

Вид шероховатости

Вид канала

[1]

200...3 104

0,7

0,450,86

0,561,26

Плоский

канал,

воздух

[20]

103...2104

0,7

0,18 0,46

2,16 3,24

Плоский

канал,

воздух

[21]

9103...9104

4,34

0.9240.943

0.316 0.443 0.633

Круглая труба, D=16,6 мм

[22]

6103...7104

5,7

0,9726

0,0696 0,1393

Круглая труба

[23]

3 103...104

0,7

0,7451

0,70784

0,67941

1,27273 1,55899 1,706

Плоский

канал,

воздух

[24,25]

100.105

2,9-92

0,7610.84

0,8131,075

Круглая труба, D=10 мм

[27]

3,6103...106

0,7 2,56

0,82

0,137-0,55

Круглая труба, воздух и вода

[28]

3103...2,2104

5-7

0,670,92

0,81,43

Круглая

труба,

вода

[29]

1,5104...8104

0,7

0,972

Круглая

труба,

воздух

[30]

5103...5104

0.6390.94

0,4820,843

Круглая труба, D=16,6 мм

t/D. 1.61.41.21.00.80.60.40.20.00.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 d/D

Рисунок 1.10 - Диапазоны исследованных геометрических параметров полусферических

выступов d/D и t/D

Стоит отметить, что значения режимных параметров (таб. 1.2) и графическая зависимость d/D=f(t/D) (рис. 1.10) для труб с полусферическими выступами, исследованных в [1,20-27], позволили установить пробелы в экспериментальных исследованиях теплогидравлических характеристик труб с полусферическими выступами. А именно, отсутствие данных для относительно высоких выступов d/D>0,95, как для области ламинарного и переходного режимов течения.

1.3 Поверхности теплообмена с цилиндрическими выемками

Несмотря на значительную тепловую эффективность полусферических выступов, значительное увеличение теплоотдачи сопровождается опережающим ростом гидравлических потерь, что требует, подчас, необходимости задания чрезмерных перепадов полного давления. Стоит обратить внимание, что снизить потери оказалось возможным при замене выступов на выемки. Важно отметить, что создание рельефов поверхностных вихрегенераторов на стенке канала во многом предопределяется технологией их нанесения. Так, наиболее простыми технологическими формами стали первоначально изученные, образованные выдавливанием цилиндрические выемки [33-35]. Уместно подчеркнуть, что изучению теплоотдачи на поверхностях с цилиндрическими выемками посвящено незначительное количество работ,

V

V

А-

о [1]

< [21]

□ [22]

V [23]

А [24,25]

> [27]

О [28]

О [30]

jA А .

-G.....

О

О

I

! О О

0 [..ко!0 ........о----^::^

-о-

•Е>;

а

подавляющее большинство из которых являются результатами только численного моделирования.

К. Прессер в [34] выделил три характерных области при обтекании потоком одиночной цилиндрической выемки (рис.1.11). Эксперименты выполнены при установившемся стационарном течении воздуха в прямоугольном канале (НхВ=50х150 мм). Относительный диаметр цилиндрической выемки с острой кромкой изменялся в диапазоне Ъ/й= 0,5-3, диаметр выемки в эксперименте не изменялся й=50 мм. Гидравлический диаметр канала составлял П=75 мм.

Рисунок 1.11 - Зависимость коэффициента массопередачи от средней скорости потока при обтекании одиночной цилиндрической выемки [34]

Область III характеризует ламинарный режим течения Кед=400-2160. По результатам визуализации, чернила подаваемые в поток стабильными «нитями», не размывались, как в выемке, так и в следе за ней, до значения Кедкр=2160. Стоит заметить, что в данной области, не наблюдается пульсаций потока, при этом сдвиговый слой не разрушается. Это, по-видимому, является следствием низкого уровня передачи массы и тепла в выемке. От стенок выемки тепло- и массоотдача осуществляется свободной конвекцией, и в меньшей степени за счет диффузии через сдвиговый слой. Для области III зависимость. р~ш0,15 , подтверждает теплоотдачу при ламинарном режиме течения теплоносителя. В области II (рис.1.11) Кед>2160 , сдвиговый слой периодически проникает в кормовую область цилиндрической выемки. Причем, с увеличением скорости потока, точка проникновения сдвигового слоя смещается в сторону подветренной кромки выемки, а частота проникновения увеличивается. Коэффициент

массоотдачи ¡3 , а следовательно и теплоотдачи а переходной области II, согласно выводам [34], значительно зависит от скорости потока й. Для переходной области II (ЯеВ=2 1 60-1,5-104) зависимость имеет вид ¡З~м1,33 . Можно сделать предположение, что данная область перспективна для интенсификации теплообмена поверхностными вихрегенераторами, в том числе цилиндрическими выемками. Дальнейшее увеличение скорости потока ^>4,5 м/с (Яе^>1,5-104, область I), приводит к разрушению сдвигового слоя, и проникновению в выемку. Зависимость для области I имеет вид ¡3~м0,7 . Массоперенос (теплоперенос) из выемки осуществляется за счет вынужденной конвекции.

Необходимо обратить внимание, что в [34], для расчета процессов массо- и теплоотдачи экспериментально обосновано применение длины сдвигового слоя ¡1 в качестве определяющего размера для безразмерных критериев 8И и Яе. Обоснованы недостатки при использовании в качестве определяющих размеров: гидравлического диаметра канала В, диаметра выемки йк, площади исходно гладкой поверхности выемки Применение ¡1 позволило учесть изменение абсолютного размера выемки. Обобщение экспериментальных данных выполнено единой зависимостью для ламинарного, переходного и турбулентного режимов течения.

Рисунок 1.12 - Зависимость числа 8И от числа ЯеВ при варьировании глубины (а) и

формы (б) выемки [34]

Автором [34] для диапазона чисел установлена графическая зависимость

числа Шервуда 8И от относительной глубины выемки Н/йк. Максимальное увеличение числа Шервуда 8И достигает (24-47)% в диапазоне изменения относительной глубины выемки

h/dK=1+3 (рис.1.12,а). В относительно глубоких цилиндрических выемках h/d>0,5 возникают вихревые ячейки, расположенные друг над другом. Количество ячеек может достигать от двух до трех. Скорость вторичного течения вихревых ячеек значительно ниже скорости основного потока. Следует обратить особое внимание на сравнительный анализ различных форм выемок для ламинарной III и переходной II областей (рис. 1.12,б). Совершенно очевидно, что форма выемки для области ламинарных чисел Re^<2160, не оказывает влияния число Шервуда Sh [34]. Для области переходных чисел Рейнольдса Re^=2160^1,5-104, перспективной с точки зрения интенсификации теплоотдачи, цилиндрические выемки показали опережающий рост над пирамидальными, конусообразными и призматическими аналогами.

Исследования локальных коэффициентов теплоотдачи в одиночной цилиндрической выемке в диапазоне чисел Re^=4,1 -104^1,1-105 представлены М Хивадой в [35]. выемка устанавливалась на нижней стенке аэродинамической трубы с поперечным сечением 300x300 мм. Относительная глубина выемки изменялась в пределах h/dK=0,2+1, при постоянном диаметре dK=65 мм.

1^=1 • 1x10 5=Сопз^ й/6=2. З^Сопэ*:.

а б

Рисунок 1.13 - Зависимость локальных коэффициентов теплоотдачи цилиндрической выемки к/й=0,5 от относительной толщины пограничного слоя ЫЬ (а) и числа Рейнольдса Яе^ (б)[35]

Изоповерхности с максимальными значениями а/а' =1,7^2,7 соответствуют кормовой

кромке выемки (рис. 1.13). Далее эти изоповерхности сдвигаются влево и вправо по боковой стенке, что позволило определить области входа потока в выемку, и присоединения сдвигового слоя к боковой и донной части выемки. Изоповерхности с минимальными значениями а/а' = 0,7 для выемки к/йк=0,5, определили местоположение эпицентра моновихревой

трехмерной структуры, расположенной под углом 330° к набегающему потоку (рис. 1.13).

Застойная область с возвратным течением характеризуется низкими значениями а/а' . Рассмотрено два противоположных случая. Относительно неглубокая к/ёк=0,2 и относительно глубокая кМк=1 выемки. Для двух случаев, обнаружено наличие вихревой структуры расположенной в выемке под углом 90° к набегающему потоку. Характерно незначительное изменение локальных значений коэффициентов теплоотдачи а/а' на боковой и нижней стенках выемки. Авторы [35] объясняют это, тем, что сдвиговый слой, при уменьшении относительной глубины кМк, стремиться прикрепиться не к боковой, а к донной части выемки. Для относительно глубокой выемки кМк=1, поток при входе, прежде чем прикрепиться образует устойчивую трехмерную вихревую структуру. При входе в относительно неглубокую выемку к/й?к=0,2 поток формирует двухмерную вихревую структуру, симметричную относительно продольной оси выемки. Значения а/а' на боковой поверхности уменьшаются с увеличением относительной глубины выемки. Соответственно и профиль изолиний локальных коэффициентов теплоотдачи а/а' донной поверхности значительно отличается для двух рассматриваемых случаев. Стоит отметить, что в работе [35] предложена зависимость для расчета средней теплоотдачи одиночной цилиндрической выемки к/ё=0,5 для турбулентного режима течения, которая удовлетворительно согласуется с данными [36]. Характер степенной зависимости Ки~ЯеВ0'67 также коррелируется с зависимостями для расчета коэффициентов массопереноса Р [34]. Общая теплоотдача цилиндрической выемки раскладывается, на среднюю теплоотдачу боковой и донной поверхностей выемки, с преобладающим вкладом в среднюю теплоотдачу боковой поверхности. При оценке средней и локальной теплоотдачи выемки, целесообразнее относить локальные значения коэффициентов теплоотдачи а, не к теплоотдаче всей выемки а', а к коэффициенту теплоотдачи исходно гладкой поверхности а0. Данный подход изложен в [8-9].

Экспериментальные исследования локального и среднего тепло- массообмена от одиночной выемки цилиндрической формы на стенке прямоугольного канала в диапазоне чисел Яев=104-3-105 представлено в [37-39]. В ходе анализа локальных коэффициентов тепломассообмена установлено, что наибольший прирост теплоотдачи обнаружен в области, за точкой присоединения потока, причем а/а0>1 (где а0- коэффициент теплоотдачи исходно гладкой поверхности) для относительно неглубокой выемки к/ёк=0,13, что удовлетворительно согласуется с [34-36]. Необходимо обратить внимание, на увеличение локальной теплоотдачи в области подветренной кромки, что объясняется наличием в этой области мелкомасштабных нестационарных вихревых структур. Предложены для практического применения уравнения для расчета средней теплоотдачи цилиндрических и сферических выемок, в диапазоне к/ёк=0,1-0,6, вида Ки = с■ ЯеВ67■ Рг0,38 (В.И. Терехов и др.) [38-39] и массообмена вида

Sh = с• Re0,7 • Sc0,53 (E. Sparrow) [37]. Причем степень при числе Рейнольдса отвечает

диффузионному механизму переноса энергии турбулентности, также представленному в [34]. Кроме этого, авторы [38-39] рекомендуют при расчете тепловых потоков от поверхности выемки, использовать площадь поверхности сдвигового слоя, что уменьшает разброс экспериментальных данных по относительной глубине выемки до 20%. При этом уменьшение средней теплоотдачи с увеличением относительной глубины выемки, компенсируется увеличением площади поверхности выемки.

Рисунок 1.14 - Образцы выемок различной формы исследованные в [40]

б

а

Рисунок 1.15 - Зависимость числа Ки от числа Яе для сужающихся (а) и расширяющихся (б)

каналов с различными типами выемок [40]

Локальные коэффициенты теплоотдачи сужающихся и расширяющихся плоских каналов с поверхностными вихрегенераторами различной формы изучены М. Готовским в [40]. Исследованы каналы с полусферическими (И/<=0,227), конусно-цилиндрическими (¿/<=0,194) и цилиндрическими выемками (¿/<=0,117) (рис. 1.14). Экспериментальные исследования

проведены при вынужденном течении воздуха в диапазоне осредненных чисел Re=(1,4-2,5)-104. Выбор относительной глубины цилиндрических выемок, авторами [40] обусловлен наименьшими значениями коэффициента гидравлического сопротивления.

Для сужающихся и расширяющихся каналов (рис. 1.15), цилиндрические выемки обеспечивают несколько меньший прирост теплоотдачи до 45%, чем полусферические и конусно-цилиндрические выемки (до 62%), по сравнению с гладким каналом. Авторы [40] объясняют это меньшим значением относительной глубины h/d цилиндрических выемок, по сравнению с остальными. Стоит отметить, что авторы [40] обосновывают выбор цилиндрических выемок для решения данной задачи, технологией изготовления поверхностных вихрегенераторов на охлаждаемых поверхностях реальных устройств, получаемых методом листовой сборки. В области чисел Re=(1,4-1,5)-104 для сужающегося канала (рис. 1.25,а) и Re=(1,3-1,8)-104 для расширяющегося канала (рис. 1.15,б) влияние типа выемки на теплоотдачу не выявлено. Кроме этого, значения локальных коэффициентов теплоотдачи, для данных диапазонов чисел Рейнольдса, сопоставимы с гладким каналом. При числах Re=1,8-104 интенсификация теплообмена значительна (до 150%). При дальнейшем увеличении числа Re>2,1-104 цилиндрические выемки оказывают меньшее влияние на прирост теплоотдачи, что также объясняется меньшим значением относительной глубины h/dK.

Экспериментальные исследования при ламинарном и турбулентном течении воздуха с целью определения локальных коэффициентов теплоотдачи методом жидких кристаллов за одиночной сферической и цилиндрической выемкой выполнены А.А. Халатовым в [41]. Параметры выемок были идентичны: диаметр d]<=25,4 мм, относительная глубина h/di=0,1. Получена зависимость для расчета безразмерных локальных коэффициентов теплоотдачи за

сферической и цилиндрической выемкой а/а0 = С -(1 + x0/x)". Здесь х - расстояние по оси до

исследуемой точки за выемкой от наветренной кромки; х0 - расстояние начала пластины до наветренной кромки выемки; а - коэффициент теплоотдачи в исследуемой точке; а0 - коэффициент теплоотдачи в той же точке для исходно гладкой поверхности. В области ламинарных чисел Re^ <5,2-103 (Rex<1,3-104) не наблюдается различия между сферической и цилиндрической формой каерны, степень n=0,5, а константа С=0,84. Для турбулентного режима течения - n=0,8; для сферической выемки С=0,72, для цилиндрической С=0,74. Влияние выемки на интенсификацию теплообмена проявляется (а/а0 > 1) на безразмерном расстоянии до x/d=5,0-6,0. Для цилиндрической выемки а/а0=2,38, при x/d=5,0, и а/а0=1,39, при x/d=3,0. Также авторами [41] установлено, что длина области гидродинамического воздействия выемки на поток составляет (3-4)^к, а область увеличения локальных коэффициентов теплоотдачи а/а0 > 1 составляет (5-6)^к.

В работе [42] экспериментально исследован теплообмен в трубах с относительно глубокими цилиндрическими выемками h/d=1,0 и h/d=5,0 соответственно, в пределах чисел Рейнольдса Re£>=104^3-104. Плотность расположения выемок в обоих случаях составила 44%. В первом случае обнаружен прирост теплоотдачи на 100^150%, во втором от 20% до 60%, по сравнению с гладким каналом.

Результаты опытного исследования теплообмена в плоском щелевом канале с цилиндрическими выступами и выемками представлены А.В. Щукиным в [43]. Относительная высота (глубина) цилиндрических вихрегенераторов изменялась в диапазоне h/d=0,05^0,11, диаметр d]<=22 мм, при равных относительных продольном и поперечном шагах t/d= 1,7. Поперечное сечение канала составляло HxB=8x70 мм. Режимные параметры потока изменялись в диапазоне Re2H=(0,65^2,2>104. В качестве характерного размера в числе Рейнольдса использовалась удвоенная высота канала H. Максимальный прирост теплоотдачи канала с цилиндрическими выступами, соответствует относительной высоте выступов h/d=0,07, и объясняется увеличением степени турбулентности потока в 2,5^4 раза, по сравнению с гладким каналом. Результаты экспериментов удовлетворительно согласуются с данными [2]. Влияние относительной глубины цилиндрических выемок h/d для исследованного диапазона чисел Рейнольдса не установлено. Максимальное увеличение теплоотдачи в плоском щелевом канале с цилиндрическим выемками составило Nu/Nu0=1,3 раза по сравнению с гладким каналом.

а - цилиндрическая форма выемки б - полуцилиндрическая форма выемки

Рисунок 1.16 - Геометрия, исследованная в работе [45]

В работе [44] исследовано течение полностью развитого турбулентного потока в плоском канале с поверхностными вихрегенераторамии теплообмена при числах

качестве определяющего размера в числе Яе использован гидравлический диаметр канала Б. В ходе эксперимента оценивались средняя теплоотдача для четырех различных видов рельефов сферических и цилиндрических выемок с односторонним нанесением на стенке канала. Диаметр выемок принимался постоянным, а глубина варьировалась. Авторы установили, что

для исследованных рельефов выемок прирост теплоотдачи Ки/Ки0 составляет от 73% до 126%, по сравнению с гладким каналом. Прирост гидравлического сопротивления достигал 160%. Авторы [44] заключают, что в целом интенсификация теплоотдачи от цилиндрических выемок выше, чем от сферических, что также подтверждается результатами численных исследований.

Численные исследования теплоотдачи каналов с различными формами выемок, в том числе полусферической, цилиндрической и полуцилиндрической проведено в [45]. Основные геометрические параметры цилиндрических и полуцилиндрических выемок представлены на рисунке 1.16. Относительная глубина выемки к/ёк=0,2, диаметр ^к=50,8 мм. При шахматном расположении, продольный шаг между выемками равен поперечному шагу ¿=5=82,2 мм. Длина канала £=1000 мм, участок стабилизации 150 мм. Использование полуцилиндрической формы уменьшило зону рециркуляции в области подветренной кромки, с низкими локальными значениями Ки/Ки0. При сохранении высокого уровня турбулентности за полуцилиндрической выемкой. Результаты численных исследований показали высокую тепловую эффективность полуцилиндрических выемок Ки/Ки0=1,62 для канала И/й=1. Отмечен опережающий рост теплоотдачи над гидросопротивлением (Ки/Ки0)/(£/^0)=1,336 для относительно неглубоких цилиндрических выемок к/ё=0,2.

Сравнительные исследования прямоугольных и полуцилиндрических выемок выполнены в [46]. Установлено, что теплоотдача от прямоугольных выемок ниже, чем от полуцилиндрических. Авторы [46] объясняют это тем, что у прямоугольных выемок острые кромки, ухудшающие конвективный теплообмен. Данные результаты противоречат выводам работ [8-11], в которых экспериментально уставлено, что на коэффициент теплоотдачи не зависит от формы поверхностного вихрегенератора.

Экспериментальные исследования структуры потока при вынужденном течении воды в канале с цилиндрическими и сферическими выемками проведены А.А. Халатовым в [47, 48], для понимания физических механизмов вихревой интенсификации теплоотдачи. Исследовались одиночные выемки и многорядные пакеты выемок (до трех рядов). Эксперименты проводились в диапазоне чисел Рейнольдса Ке^=3,2-103-2,5-104 при скоростях потока в канале ^=0,05-0,5 м/с. В качестве определяющего размера в числе Яе^ используется диаметр выемки Относительная глубина выемок варьировалась в пределах к/<^=0,05-0,1. Визуализация структуры потока в канале с цилиндрическими выемками исследовалась методом подкрашивания потока краской. Авторами [47, 48] проанализировано влияние формы и глубины выемок на относительную толщину пограничного слоя 5/к, поверхностное трение и объемные флуктуации. Определены критические числа Рейнольдса. Установлено, что для относительно неглубокой одиночной цилиндрической выемки к/й=0,1 толщина пограничного слоя на поверхности на 20% меньше расчетного по классической формуле Блазиуса. Данное

утверждение справедливо для ламинарного течения Яе^=5220^ 16240, Яех=3450^65610, что соответствует диапазону изменения скорости потока 0,12^0,36 м/с. Увеличение относительной толщины пограничного слоя до 5/^=0,88^1,18 в исследованном диапазоне чисел Яе^ оказывает значительное влияние на структуру потока в выемке и за ней.

г д е

Рисунок 1.17 - Одиночная цилиндрическая выемка И/ё=0,1: а,б - Яе^=4140; в - Яе^=9360; г - Яе^=12240; д - Яе=7980, е - Яе^=12250; а-г -ввод красителя со дна углубления, д-е - ввод красителя перед углублением. [47, 48]

Начиная с Яе=3240 в наветренной части выемки по оси наблюдаются слабые пульсации отрывного пузыря, который периодически трансформируется в полосовой след вниз по потоку (рис. 1.17,а-б). С ростом Яе зона отрыва увеличивается и при Яе^=7980 в выемке наблюдается формирование парного вихря (рис. 1.17,д), при этом след за выемкой сохраняет периодически пульсирующий характер, с небольшим отклонением от оси в нижнюю часть выемки. Сформировавшийся ассиметричный след отчетливо виден при Яе^=9360 (рис. 1.17, в). Пульсации потока становятся регулярными только при >104. Структура потока остается перемежающейся вплоть до Яе=12240. Поток за углублением становится симметричным при Яе^=12240, и начинает формироваться устойчивая зона отрывного течения (рис. 1.8,г) относительная глубина которой растет монотонно вплоть до Ке^=23480. Формирование обратного парного вихря в безотрывной зоне наблюдается при Яе^ > 1,7-104, что обеспечивает улучшенные условия сброса массы в отрывную область (рис. 1.17,е). Авторы [47] обнаружили, что для относительно неглубоких выемок переход между режимами течения наступает при более низких числах Рейнольдса, по сравнению с гладким каналом. Влияние толщины пограничного слоя 5/И перед выемкой на переходное число Яе^ прямо пропорционально: так при 5/И~0,33 турбулентное течение за выемкой реализуется при Яе^=9430, а для 5/И=0,88 -

Яе^=16240. Отмечено, что для обеспечения объемных пульсаций за выемками предпочтительно нанесение многорядных систем выемок, при этом увеличение ЫЪ приводит к снижению флуктуаций потока за выемкой. Обтекание цилиндрических выемок в [41,47] сопровождается максимальными флуктуациями при Ке^=8-103-104. Установлено, что при многорядном расположении выемок пульсации, вызываемые первым рядом, подавляют пульсации последующего ряда выемок. Для всех случаев максимальное число Струхаля в выемке получено при Яе^~104. Также установлено, переход к турбулентному режиму течения для одиночной выемки и для пакета выемок реализуется практически при одинаковых числах Яе^. Результаты [47] удовлетворительно согласуются с данными полученными в работе [49].

Обтекание одиночной относительно неглубокой цилиндрической выемки И/ё=0,1 методом жидкокристаллической термографии выполнено А. ОсЬоа в [49]. При малых скоростях потока, Яе^=5186-8294 (рис. 1.18), зафиксирована незначительная асимметричность линий тока за выемкой, которая увеличивается и достигает максимума при Яе^=16683, при этом каких либо значительных флуктуаций коэффициента теплоотдачи и вихреобразования не обнаружено. При повышении скорости потока (Яе^=18034) асимметричность несколько уменьшается.

ю го эо «

Яе=1бб83

Яе^=18034

Рисунок 1.18 - Обтекание одиночной цилиндрической выемки [49]: а - след за выемкой; б - локальные коэффициенты теплоотдачи за выемкой

б

Структура потока в одиночной цилиндрической выемке относительной глубиной к/ё=0,5 установленной на стенке прямоугольного канала (ИхБ=200х400 мм) при числах Яе^=3,1-104 (скорость 12 м/с) изучена С. На1§егшоБег в [50]. Относительная толщина пограничного слоя набегающего потока 5/Ъ=1,125. Обеспечивает регулярное вихреобразование. Результаты стерео РТУ в вертикальной плоскости (рис. 1.19,а) свидетельствуют о наличии зоны рециркуляции во

всем объеме выемки. В области подветренной кромки поток движется от дна выемки в положительном (вверх) направлении, а у наветренной кромки поток движется ко дну (вниз). В центре выемки направление составляющей скорости также положительно (вверх), особенно в сдвиговом слое. Асимметричность движения в выемке достаточна для влияния на зоны высокого количества движения в сдвиговом слое. Значительное асимметричное движение и последующее вовлечение потока в выемку приводит к росту сопротивления по сравнению с симметричным обтеканием. Среднеквадратичные значения пульсаций (RMS - Root-Mean-Square) составляющих скорости, приведенные к скорости невозмущенного потока, представленные на (рис. 1.19,а-в) дают одинаковую картину, схожую для случая обтекания прямоугольной выемки.

Umis/U„ Viuis/U,. Wiais/U,. «51

а б в г

Рисунок 1.19 - Обтекание одиночной цилиндрической выемки: а - векторы скоростей; б - г - RMS пульсаций составляющих скорости. [50]

С увеличением расстояния от передней кромки амплитуда пульсаций увеличивается: для составляющих URMS и VRMS максимум наблюдается на расстоянии x/H=1,25 и достигает значений 0,07 и 0,06 соответственно, что также близко к значениям для прямоугольной выемки. Для WRMS максимум амплитуды достигается при x/H=1,75 и составляет 0,06. Линии контура также свидетельствуют о вовлечении турбулентного потока в выемку (рис. 1.19,г). Эволюция «фокуса» зоны рециркуляции представлена результатами стерео PIV в горизонтальной плоскости (рис. 1.20).

На относительной высоте y/h=-0,85 (рис. 1.20,а) центр рециркуляции находится у подветренной кромки и смещен относительно центральной оси. С увеличением относительной высоты y/h=-0,5 перемещается по часовой стрелке (рис. 1.20,б). При дальнейшем увеличении относительной высоты y/h=0, смещается за пределы выемки (рис. 1.20,в). Линии тока показывают схожую картину перемещения вихря (рис. 1.20,г). Стоит отметить, что картина завихренности на глубине y/h=-0.15 (рис. 1.11,д), подтверждает, что максимальный уровень завихренности реализуется у подветренной кромки, в то время как ближе к наветренной кромке флуктуации слабеют.

г д

Рисунок 1.20 - Обтекание одиночной цилиндрической выемки [33]: а - в - векторы скоростей на различной глубине; г - линии тока; д - завихренность на глубине (у/И=-0.15)

а б в

Рисунок 1.21 - Контуры флуктуации давления у боковой стенки и в плоскости выемки [51]:

а - Ш=0,2; б - И/ё = 0,47; в - И/ё = 0,7

Обтекание цилиндрической выемки при вынужденном течении воздуха в прямоугольном канале HxBxL=210x610x6500 мм представлено в [51,52]. Экспериментальное исследование выполнено для относительной глубины h/d„=0,2; 0,47; 0,7 при фиксированном диаметре выемки d„=76 мм. Выемка располагалась на расстоянии 4029 мм от входа в канал. Скорость невозмущенного потока 27 м/с. Получены картины локального давления на боковой поверхности в развертке и для плоскости пятна цилиндрической выемки (рис. 1.21). Для относительной глубины h/d„=0,2 наблюдается заметная симметричность флуктуаций локального давления, как у стенок, так и в плоскости пятна (рис. 1.21,а). Наибольшая амплитуда флуктуаций локального давления наблюдается у наветренной кромки при 0=180. Это объясняется отторжением турбулентного потока при повторном присоединении турбулентного пограничного слоя в этой точке. Для выемки относительной глубиной h/d„=0,47 обнаружен ярко выраженный асимметричный поток (рис. 1.21,б). Максимум флуктуации характерен для зоны повторного присоединения у наветренной боковой стенки. Дополнительные области флуктуаций локального давления зафиксированы в плоскости выемки у наветренной стенки, что свидетельствует о том, что поток опускается в выемку в этой области. Структура потока в этом случае более сложная, чем для выемки h/d„=0,2. Имеют место локальные максимумы при 0=35° в плоскости выемки и 0=70° в плоскости боковой стенки. Полученная картина хорошо согласуется с масляной визуализацией L. Gaudet в [53], что свидетельствует о том, что в этих областях зарождаются сильные вихревые структуры. При h/d=0,7 картина симметричная (рис. 1.21,в), как и при случае h/d=0,2, наблюдаются наименьшие флуктуации. Это объясняется тем, что в относительную глубокую выемку попадает незначительное количество внешнего турбулентного потока, что удовлетворительно согласуется с данными J. Rossiter в [54].

Результаты численного моделирования (Fluent) полей локального давления на поверхности одиночной цилиндрической выемки представлены T. Hering в [52]. Полученные изображения (рис. 1.22), которые качественно согласуются с экспериментальными данными [51]. Однако для всех трех относительных глубин выемки h/dii не удалось зафиксировать максимумы флуктуаций коэффициента давления у наветренной кромки (0=180). В тоже время, численно верифицированы центры вихреобразования при h/d„=0,47, которые расположены в той же области, что и для эксперимента [51]. Верификация численных исследований (CFD) [52] для коэффициента давления представлена в зависимости от относительной глубины h/d„ цилиндрической выемки (рис. 1.23). Разброс значений коэффициента давления для случая h/d„=0,47 авторы [52] объясняют влиянием обнаруженных центров вихреобразования.

Стоит обратить особое внимание, что Rossiter J. E. в [54] обосновывает значительное влияние акустического резонанса на процессы массообмена в цилиндрической выемке. Вихрь,

образовавшийся на подветренной кромке выемки, двигается вниз по потоку в направлении наветренной кромки, при этом вызывает генерацию импульса акустического давления вверх по потоку. Что в свою очередь приводит к возбуждению сдвигового слоя, в верхней части выемки, и формированию акустического вихря. Предложена эмпирическая формула для прогнозирования частоты узкополосного акустического вихря. Это явление резко увеличивает коэффициент гидравлического сопротивления для выемки, до 250%, по сравнению с выемкой в аналогичных условиях, без формирования акустического вихря.

У/Б

№

а б Ш=0,2

б

Ш=0,47

б

к/ё=0,7

Рисунок 1.22 - Сравнение экспериментальных (а) и смоделированных (б) данных по локальным коэффициентам давления на боковой стенке (развертка) [52]

а

а

Рисунок 1.23 - Зависимость коэффициента давления от относительной глубины выемки И/ёк [52]

zir.

О 0.5 ¡1.0 ■1.5 ■2.0

0 ~ " * 0

<3-

& о" V

/OCX --о ч

% °

-150 -100 -50

О 0

50 100 150

а - h/d=1

z/г.

-0.5

-1.0

II

-^ w TZJ"-----—-

о у О о / J

\ \± / У ш.4 V®^ . о.» , f а

-150 -100 -50

0 e

50 100 150

II

б - h/d=0,5

Рисунок 1.24 - Поле коэффициентов давления Ср на боковой стенке (I) и в плоскости пятна цилиндрической выемки (II). 0 = 0° у наветренной кромки [55]

I

I

Численное исследование структуры потока в одиночной цилиндрической выемке, диаметром d]<=100 мм, относительной глубиной h/d=1 и h/d=0,5 представлено в [55]. Выемка обтекалась потоком воздуха при числе Маха М=0,26 в плоском щелевом канале. Использовался метод LES (Large-Eddy Simulation - Метод крупных вихрей). Скорость потока составляла w=90 м/с, толщина пограничного слоя 5=17 мм, число Рейнольдса по диаметру выемки Re^=6x105. Геометрические параметры выемки выбирались из условия возникновения акустического поля, описанного в [54]. Вихревая структура в выемке глубиной h/ds=1 образует трехмерный подковообразный вихрь, след которого на стенке выглядит как симметричная пара вихрей [19,14], в центре выемки наблюдается зона рециркуляции (рис.1.24, а). По сторонам от осевой линии выемки реализуются отрицательные значения статического давления, что свидетельствует о наличии вихрей в этой области. Также в области 9=±50 на глубине до -0,2 h наблюдается максимум коэффициента давления Cp=0,18. В нижней части выемки заметны три

зоны положительного значения давления: вблизи 0=0° Ср=0,04 и 0=±130° Ср=0,02. В плоскости пятна выемки формируются подковообразные зоны отрицательных значений Ср. Влияние рециркуляции на дне особенно заметно по оси (0=0°) у задней кромки на расстоянии 0,7 радиуса выемки в котором Ср=0,06 (рис. 1.25,а).

Несколько иная картина течения наблюдается при относительной глубине выемки к/ёк=0,5. Поток несимметричен (рис. 1.24,б). Максимум коэффициента давления Ср=0,5, что почти в три раза выше, чем при ЬМк=1 (Ср=0,18). Наблюдается у верхней поверхности выемки (у/к=-0,06) и углу развертки 0=-15° относительно серединной оси наветренной кромки. Зона рециркуляции одна, смещена относительно оси выемки. Это также подтверждается представленными линиями тока (рис. 1.25,б). Угол отклонения зоны рециркуляции от оси выемки в этом случае составляет порядка 35°.

Рисунок 1.25 - Линии тока в выемке при И/ёк=\,0 (а) и Ъ/йкт0,5 (б) [55]

Плоскость Х2

Плоскость У2

б

а

Рисунок 1

.26 - Уровень флуктуаций среднеквадратичных значений скорости при обтекании выемки И/ёк=1,0. Цветовая шкала в диапазоне от 0 до 25% [55]

Исследование флуктуаций скорости в пограничном слое и внутри цилиндрической выемки также проведено в [55]. Среднеквадратичные значения компонентов скорости Цшз, ^яш и Жшз (рис. 1.26) отнесенные к осредненной скорости потока ^=90 м/с. Изображения представлены в плоскости ХЕ и У2. Для Ушз и Жшз в сдвиговом слое флуктуации составляют до 20% от а для Пшб - до 25%. В полости выемки уровень флуктуаций составляет от 5% и повышается до 25% в области вихреообразования.

Влияние относительной толщины турбулентного пограничного слоя 5/И перед одиночной цилиндрической выемкой на прирост поверхностного сопротивления (АС) выявлено по результатам [56]. Установлено, что увеличение 5/И сопровождается ростом поверхностного сопротивления АС, максимальное значение которого соответствует выемкам относительной глубиной И/<0^0,5. Отмечается, что это в основном связано с возникновением трехмерных вихрей внутри выемки. Для относительно неглубоких выемок и выступов И/а<0,1 выявлено одинаковое увеличение потерь давления.

зоо

0.00

я 1

0.04

0.02

— о н/« -г. * /л НЯ \| лн/и-г.<» (

т/г У/

* А ^ 1-Х I N

™ Г/ И *

1/ 1 л

0.2

0.4

О.«

О.в

1.0

0.75 1.0 Н/О

и/а

а

иа

б

Рисунок 1.27 - Зависимости теплоотдачи (а) и потерь коэффициента давления от относительной

глубины цилиндрической выемки [35] Аналогичные результаты, удовлетворительно согласующиеся с данными [55-56] получены М. Ишаёа в [35]. Установлено, что для относительно неглубоких выемок И/ак<0,2 пульсации давления незначительны и реализуется устойчивый режим течения с двумерным парным вихрем. С увеличением относительной глубины ИМ пульсации в выемке проявляются отчетливее и при значениях И/ак>0,4 начинаются сильно выраженные колебания давления в выемке, которые сохраняются до И/ак<0,7. При этом наибольшие трехмерные флуктуации проявляются при И/ак=0,5. Дальнейшее увеличение относительной глубины выемки до значений И/ак>0,8 сопровождается уменьшением колебаний давления. Установлено, что наибольшие значения потерь коэффициента давления и средней теплоотдачи при турбулентном

режиме обтекания Кед=1,1 105 (рис. 1.27) также достигаются при значении к/ёк=0,5 и ^/5=2,5. Результаты [35] удовлетворительно согласуются с данными [42], где также выявлено наличие вихрей и флуктуаций в глубокой выемке (к/ёк>0,25) и соответственно увеличение потерь коэффициента давления.

Экспериментальные исследования гидравлического сопротивления многорядных систем цилиндрических выемок при вынужденном течении воздуха в плоском канале ИхБ=34х294 мм представлено А.А. Халатовым в [57]. Исследовались 33 ряда выемок диаметром йк=4 мм с острой кромкой, относительной глубиной к/ёк=1,0, нанесенных в шахматном порядке. Продольный шаг между рядами ¿=5,5 мм, поперечный шаг ^=4,5 мм. Режимные параметры изменялись в пределах ^=4,3-12,7 м/с. При малых скоростях потока (до ^=12,7 м/с), гидравлическое сопротивление поверхности с 5 рядами относительно неглубоких цилиндрических выемок, соответствует гидравлическому сопротивлению гладкой пластины. При увеличении количества рядов и скорости потока происходит значительное увеличение гидравлического сопротивления, по сравнению с сопротивлением гладкой пластины. Следует отметить, что авторы [57] рекомендуют использование в теплообменных аппаратах поверхностей с пятирядными системами цилиндрических выемок.

Рисунок 1.28 - Потери давления в сужающемся и расширяющемся канале для различных типов

упорядоченных рельефов выемок [40]

Гидравлические потери в сужающихся и расширяющихся каналах с выемками различной формы (рис. 1.28) рассмотрены М. Готовским в [40]. В сужающихся каналах прирост гидравлических потерь составляет порядка 65% для сферических и усечено-конусных форм. В

расширяющихся каналах рост гидравлических потерь минимален для выемок в форме усеченного конуса и сферических (от 30 % до 50 %). Для цилиндрических и конусно-цилиндрических выемок в сужающихся и расширяющихся каналах прирост гидравлических потерь составляет от 80 до 120 %, по сравнению с гладким каналом.

Стоит обратить внимание, что гидравлические потери при движении теплоносителя в каналах с вихрегенераторами цилиндрической формы оказались весьма значительными. Также необходимо отметить сложности технологического процесса формирования упорядоченного рельефа, образованного цилиндрическими выемками, на поверхностях теплообмена. Дальнейший поиск рациональной формы вихрегенератора направлен в сторону сферической выемки.

1.4 Поверхности теплообмена со сферическими выемками

Сферическая выемка, достаточно простая технологичная форма вихрегенератора. Геометрия вихрегенератора формируется при механической деформации сферой стенки. Литературные обзоры, посвященные интенсификации теплообмена сферическими выемками выполнены: В.И. Тереховым в [58], А.В. Щукиным [59], Ю.Ф. Гортышовым, И.А. Поповым и автором работы в [1]. Большой вклад в понимание физических механизмов вихревой интенсификации теплообмена на рельефах со сферическими выемками внесли Г. Кикнадзе [6062], предложивший концепцию самоорганизующихся торнадоподобных течений для выемок со сглаженными кромками, и Ф. Лиграни в [63]. Среди пионерских экспериментальных исследований турбулентного конвективного теплообмена на плоской стенке с относительно неглубокими сферическими выемками, как одиночными, так и пакетными, в частности, в стесненных каналах, следует отметить А.И. Леонтьева и В.Н. Афанасьева [64], а также M. Chyu [65]. Установлено, что безотрывное профилирование сферических выемок со скругленными кромками позволяет реализовать конфузорно-диффузорное течение. В выемке отсутствуют, какие либо крупномасштабные вихревые структуры. Именно данный режим течения обеспечивает опережающий рост теплоотдачи над ростом гидросопротивления [1,58-63]. Также в ретроспективном анализе работ выделяется фундаментальная статья В.И. Терехова [67], в которой соединились традиционные методы определения давления, тепловой нагрузки с лазерно-допплеровским измерением средней и пульсационной скорости потока в узком канале с одиночной сферической выемкой. Эта работа была использована в качестве прототипа для исследования характеристик течения в стесненном канале со сферическими выемками в [68]. Авторы [67], исследовали отрывное обтекание сферических выемок Л/^к>0,1. Проводились

измерения распределения давления на поверхности с выемкой (рис. 1.29). Анализ графических зависимостей для двух значений скорости течения у0=1,0 и 1,5 м/с, позволил установить, что наличие выемки, не сказывается на предысторию невозмущенного потока перед выемкой.

(а) (б)

Рисунок 1.29 - Распределение статического давления вдоль канала (а): 1 - у0 =1,51 м/с; 2 -у0=1м/с и распределение коэффициента давления вдоль канала (б): 1 - данные [62], 2 - по формуле Блазиуса, 3 - обобщенная аппроксимация данных [67]

о

Рисунок - 1.30 - Распределение продольной скорости по высоте канала [39]: 1 - 15 мм до выемки; 2 - 10 мм от центра выемки, выше по потоку; 3 - центр выемки;

4 - 10 мм от центра выемки ниже по потоку; 5 - 5 мм за выемкой;

1/7

6 - 20 мм за выемкой; 7 - 60 мм за выемкой; штриховая линия - у/у0=(у/3)

За подветренной кромкой выемки, давление уменьшается, в этой области происходит отрыв потока, что подтверждается визуальными наблюдениями. Далее двигаясь вниз по потоку, вдоль образующей выемки, давление возрастает. Максимум давления соответствует области соударения пограничного слоя с поверхностью. Эта область характеризуется нестационарными

выбросами жидкости во внешнее течение. Давление, измеренное непосредственно на наветренной кромке выемки, достигает больших отрицательных величин, что обусловлено характером обтекания угловой острой кромки. Важно подчеркнуть, что в области течения за наветренной кромкой отсутствовала зона рециркуляции, часто наблюдающаяся при обтекании двумерных выемок. Это подтверждается экспериментами с впрыскиванием через отверстие в области наветренной кромки подкрашенной жидкости или пузырьков воздуха.

Следует обратить внимание, что эпюры профилей продольной скорости (рис.1.30), представленные в [39], подтверждают наличие в донной области выемки зоны циркуляционного течения. С характерными низкими, и отрицательными значениями скорости течения, по сравнению со скоростью основного потока. Следовательно, можно предположить, что средняя теплоотдача на исходно гладкой поверхности а0 может быть существенно выше, чем значения коэффициентов теплоотдачи донной области выемки. Позади наветренной кромки выемки, формируется обновленный пограничный слой. Эпюра профиля скорости в этой области деформирована. Процесс восстановления эпюр профиля скорости (рис.1.30) и распределений давления (рис.1.29,а) к исходному невозмущенному профилю, происходит на расстоянии (1-2)-^к диаметра выемки. Деформация эпюры профиля средней скорости незначительна. Это объясняется низким уровнем турбулентности потока в следе за выемкой (рис.1.31). Аналогичная картина наблюдается для выемок цилиндрической формы. Кроме этого необходимо обратить внимание на тот факт, что авторами [67] не установлено воздействие выемки на структуру потока в окрестности противоположной стенки. Согласно концепции представленной Г. Кикнадзе в [60-62], В.И. Тереховым в [67], Р. Снидекером в [69] за полусферической выемкой образуется зона неустойчивого вихревого течения. Размер области составляет порядка одного диаметра выемки. Об этом свидетельствуют эпюры профилей средней скорости (рис.1.32), для различных значений координаты г, отсчитываемых от продольной оси выемки, но для фиксированного расстояния от ее наветренной кромки. Наибольшая деформация скорости достигается на оси (г=0), а по мере удаления от нее профиль постепенно перестраивается к невозмущенному с п=1/7 . Стоит обратить внимание, что деформация эпюры профиля продольной составляющей скорости незначительна.

Исследования К. Прессера [34] позволили установить, что при Ке£><2300, отрывной слой над сферической выемкой остается устойчивым, линия раздела непрерывна, между основным потоком и внутренним вихревым движением. И противоположная картина наблюдается при Яе£>>2300, когда отрывной слой над выемкой неустойчив и периодическим распадается (рис.1.33). Распадающийся разделяющий слой пульсирующим образом проникает в выемку, завихряется и так же пульсирующе выходит из выемки, смешиваясь с основным потоком. С увеличением числа Рейнольдса Яе£)>104 этот процесс претерпевает изменения. Это в свою

очередь оказывает влияние на зависимости, характеризующие тепло- и массобмен между выемкой и основным потоком [39].

Рисунок - 1.31. Распределение интенсив- Рисунок - 1.32. Изменение профиля про-

ности пульсаций продольной составляющей дольной составляющей скорости за выемкой скорости по высоте канала [39] при движении поперек канала [39]

Со

Рисунок 1.33 - Картина обтекания сферической выемки [34]: 1 - начало расширения части канала и отрыва потока, 2 - место импульсного распада разделяющего слоя, 3 - конец области расширения.

Эволюция картины обтекания сферической выемки в широком диапазоне режимных параметров Яе^ подробно описана в [1,34,39,58-63]. При малых скоростях обтекания внутри выемки формируется трехмерный подковообразный вихрь, след которого на стенке выглядит как симметричная пара вихрей. При увеличении скорости обтекания растет циркуляция в вихре. Одновременно эта сила деформирует пространственную структуру вихря, делая его несимметричным. Один из торцов вихря отрывается от поверхности выемки и перемещается в область внешнего потока. Завершающей стадией эволюции этого процесса является

образование несимметричного по отношению к продольной оси смерчеобразного вихря с размером ствола примерно 1/3 диаметра выемки. Ось вихря направлена не по потоку, а под углом к нему, и, кроме того, совершает непериодические, поперечные колебания. Эпицентр вихря у стенки выемки также непериодически и скачкообразно меняет свое положение относительно продольной плоскости симметрии [62].

Детальное исследование картины отрывного обтекания сферической выемки проведено В.С. Кесаревым и А.П. Козловым в [70-71]. Эксперименты выполнены в аэродинамической трубе с рабочим участком прямоугольного сечения Н*В=202*402 мм. На широкой стенке рабочего участка устанавливалась модель сферической выемки диаметром ^к=150 мм. Число Рейнольдса Яе^=( 18,2...33,1)-104 вычислялось по скорости набегающего потока (тг0=18,5.. .33,6 м/с), рассчитанное по диаметру выемки Интенсивность турбулентности невозмущенного потока в трубе составляло 0,5%. Интенсивность турбулентности перед углублением от 22 до 7,2% достигалась при использовании флажкового генератора турбулентности. При неизменных значениях интегрального масштаба турбулентности 58 мм и толщины пограничного слоя 15 мм. Показано, что вихревое течение в полости выемки образует циркуляционный контур. В окрестности повторного присоединения пограничного слоя данный контур подпитывается жидкостью. Выброс жидкости из контура осуществляется смерчеобразной структурой. С увеличением интенсивности турбулентности происходит возрастание осредненной величины поверхностного трения т практически по всей поверхности выемки. Уровень пульсаций трения слабо зависит от интенсивности турбулентности. Статическое давление р на поверхности выемки всегда ниже статического давленияр0 на поверхности перед ней (рис. 1.34).

Рисунок 1.34 - Распределение статического давления вдоль оси выемки [70]: а - участок пластины до выемки -х= 35 мм; б - участок пластины до выемки -х= 130 мм

Рисунок 1.35 - Распределение параметров пристенного течения внутри сферической выемки

[70-71]: Ср=2(р-ро)/(р^2)„ Осредненная скорость внутреннего возвратного течения в выемке значительно ниже скорости

основного потока (0,4- и0). Локальные значения осредненной величины поверхностного трения

т внутри выемки практически во всех точках меньше, чем трение на поверхности перед

выемкой то (рис. 1.35). В области перемещения эпицентра вихря то ^ 0 . Значение пульсаций

трения на поверхности выемки составляют более 0,4 - т. Уровень пульсаций трения слабо зависит от интенсивности турбулентности.

Анализ результатов относительных коэффициентов теплоотдачи а/а0 выполненный в [7071] показал, что локальные значения а на поверхности полусферической выемки ниже значения а0 перед ней. Среднее арифметическое значение а, вычисленное по всем экспериментальным точкам, составляет приблизительно 0,75 а0 при Тида от 0,5%. (рис. 1.36). Стоит отметить, что максимальные значения а/а0 соответствуют окрестности наветренной кромки выемки. На полюсе выемки, а также в области эпицентра вихря наблюдаются наименьшие значения а. Следует обратить особое внимание на тот факт, что увеличить локальные коэффициенты теплоотдачи а в выемке возможно при устранении зоны вторичного течения. Следовательно, необходимо провести мероприятия, по увеличению скорости течения для всей поверхности выемки до уровня основного потока и0. Это позволит значительно повысить интегральные

характеристики теплоотдачи от поверхности с выемками. Результаты, полученные в [70-71] показывают, что с увеличением степени турбулентности основного потока Ти«, изменяется характер распределения и величина абсолютных значений локальных и среднеарифметических значений а/а0 по поверхности выемки (рис.1.36,б). Интенсивность теплоотдачи в области «источника» уменьшается, на полюсе выемки существенно увеличивается, и остается приблизительно постоянной в области эпицентра вихря.

1 0,75 0.5 0.25 21ЫО

14^=19.8%

0.75 0.5 0.25 21 /яО

б

Рисунок 1.36 - Локальные характеристики теплоотдачи сферической выемки [71]

Увеличение уровня теплоотдачи (до 50%) также зависит как от числа Рейнольдса, так и от относительной толщины пограничного слоя перед сферической выемкой [39]. Это объясняется влиянием мелкомасштабных автоколебаний, генерируемых в отрывном сдвиговом слое над выемкой (рис.1.37).

а

Рисунок 1.37 - Теплоотдача от сферической выемки (И/ё=0,13) при расположении ее на начальном (1,2) и стабилизированном (3) участках течения;

40 20 0 20 г мм 40 20 0 20 г, мм

а б

Рисунок 1.38 - Локальные коэффициенты теплоотдачи сферической выемки [72]: а - вдоль оси канала; б - поперек оси канала (■ - места установки датчиков теплового потока)

Исследования локальной теплоотдачи от поверхности с одиночной сферической выемкой проводились С.З. Сапожниковым и А.В. Митяковым в [72] с использованием градиентного датчика теплового потока (ГДТП). Прямоугольный канал размерами LxB*H=150*450x10 мм выполнен из стальной фольги толщиной 0,1 мм. Через полость пластины пропускается пар ¿=100°С, при этом температура стенки поддерживается постоянной ¿=const. Сферическая выемка диаметром dK=65 мм и глубиной h=9 мм установлена на расстоянии 400 мм от входной кромки сопла. Стоит отметить, что относительные коэффициенты теплоотдачи а/а0 увеличиваются до 2 раз по направлению от подветренной кромки выемки к наветренной (рис.1.38,а). В поперечном направлении (рис.1.38,б), для диапазона чисел Re<2,5-104, значения а/а0 не превышает значений исходно гладкой поверхности, что удовлетворительно согласуется с данными [70-71]. В области высоких чисел Re>2,5-104 наблюдается незначительное а/а0 увеличение до 20%, по сравнению с исходно гладкой поверхностью. Это, по-видимому, объясняется значительным увеличением скорости вторичного течения в выемке.

Распределение локальных чисел Нуссельта в плоском канале высотой H=12,7^50,8 мм, шириной B=411 мм и длиной L=556 мм с рельефами сферических выемок исследованы Дж.И. Махмудом и Ф.М. Лиграни в [73]. Выемки располагались в шахматном порядке (рис.1.39,а). Графическая зависимость Nu/Nu0=/ (Z/D) представлена при переменном значении относительной координаты Z/d и фиксированных значениях относительной координаты X/d=9,35 и 8,50 (рис.1.39,б). В свою очередь, зависимость Nu/Nu0=/ (X/D) представлена при переменном значении относительной координаты X/d и фиксированных значениях относительной координаты Z/d=0,0 и 0,45 (рис.1.39,в). Число Рейнольдса в экспериментах поддерживалось постоянным для всех представленных результатов и составляло ReH=(9,8^10,3)-103. Температурный фактор составлял TflTw=0,92+0,94. Стоит отметить, что области с высокими значениями Nu/Nu0 расположены в области за выемкой. Области с низкими

значениями Nu/Nuo<1 наблюдаются внутри выемок, что удовлетворительно согласуется с данными [13,24-25] для одиночных сферических выемок. Для координаты X/d=9,35 не наблюдается зависимости Nu/Nu0 от Z/d и H/d (рис.1.39,б). В тоже время на плоских поверхностях за выемками, координата X/d=8,50, наблюдается значительное увеличение значений Nu/Nu0=2^5,5 раз в зависимости от степени стесненности канала H/d (рис.1.39,в). Другая интересная особенность графической зависимости Nu/Nu0=/" (Z/D), это два максимума относительной теплоотдачи в области между выемками (рис.1.39,б). Природа данной особенности связана, с наличием в выемке парного вихря, а также возникновением вихревой дорожки за наветренной кромкой выемки.

1 25 075 0-,5 ц о г& _126 -1.35 -0.85 -0.35 0.15 0.65 1.15 -1.35 -0.85 -0.35 0.15 0.65 1.15 а б в

Рисунок 1.39. Локальные значения Ки/Ыи0 в зависимости от Z/d при различных относительных высотах канала ИМ [73]:а - схема поверхности; б - Х^=9,35; в - Х^=8,50

7.8 8.3 8.8 9.3 9.8 7.8 8.3 8.8 9.3 9.8

а б

Рисунок 1.40 - Локальные значения Ки/Ыи0 в зависимости от X/d при различных относительных высотах канала ИМ [73] : а - Z/d=0; б - Z/d=0,45

Графическая зависимость Nu/Nu0=/ (X/D) (рис.1.40,а), для рассмотренного диапазона значений H/D, демонстрирует постоянство значений Nu/Nu0=2 перед выемкой (координата

7,9<Х©<8,2). Здесь 2/ё=0,00 соответствует центру выемки, а 2/д=±0,45 - кромкам выемки (рис.1.39,а). Внутри выемки, особенно для подветренной кромки, отмечено значительное ухудшение Nu/Nu0 (координата Х7ё=8,4^8,7). Стоит отметить, что значение №/№0 также зависит от относительной высоты канала ИМ. Уменьшение значений И/ё приводит к увеличению №/№0. Затем значения №/№0 начинают увеличиваться по ходу течения теплоносителя в канале. Эта увеличение более заметно при увеличении стесненности канала (уменьшении И/ё). Максимальные значения №/№0 наблюдаются в области наветренной кромки выемки (координаты Х/ё=9,0+9,7), что удовлетворительно согласуется с результатами [71]. Графическая зависимость (рис.1..40,б) устанавливает зависимость №Ми0 от И/ё во всем диапазоне значений Х/ё (координата Z/d=0,45). С увеличением стесненности канала (уменьшением И/ё) увеличивается масштаб вихревых структур за выемкой, имеющих форму шнуров. Кроме этого, происходит взаимодействие вихревых структур в промежутках между соседними выемками.

1Чи

1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0.0, 02 0.4 0.6 0.8 1.С -0.6 -0.4 -02 0.0 „0.2 0.4 0.6

к/в.

в

Рисунок 1.41 - Схема обтекания сферической выемки коэффициентов теплоотдачи в выемке и в следе за ней [18]

г

и распределение локальных

Аналогичные результаты, качественные и количественные, получены в [18] для плоского канала со сферическими выемками на противоположных стенках при вынужденном течении воздуха (Яе=104). Определение локальных коэффициентов теплоотдачи проводилось с использованием термического жидкокристаллического покрытия. Сферические выемки в исследовании располагались в шахматном порядке, в углах равнобедренного треугольника со сторонами 15 мм. Глубина выемки составляла ^=3,75 мм, диаметр выемки в основании dк=12,99 мм (диаметр образующей сферы dс=15 мм), высота канала составляла И=15 мм, что обеспечивало относительную глубину выемки (2-Л/^с)=0,5 и относительную высоту канала И/^к=1,15.

Схема обтекания потоком сферической выемки (рис.1.41,а) иллюстрирует, что на подветренной кромке происходит отрыв потока. В выемке формируется зона рециркуляции. Присоединение потока происходит в окрестности наветренной кромке выемки. В области за выемкой динамический пограничный слой обновляется, и формируется парный вихрь. На подветренной кромке выемки, образуется область с низкими значениями локальных коэффициентов теплоотдачи, по сравнению с исходно гладкой поверхностью (рис.1.41,б и в). Это объясняется отрывом потока, с последующим формированием зоны вторичного течения. Наветренная кромка выемки отличается областью повышенных значений локальных коэффициентов теплоотдачи вследствие присоединения потока (рис.1.41,б и в). Максимальные значения локальных коэффициентов теплоотдачи соответствуют области за выемкой, что удовлетворительно согласуется с результатами [39,70-72]. Распределение значений локальных коэффициентов теплоотдачи в поперечном сечении выемки (рис.1.7,г), позволило выявить минимум значений коэффициентов теплоотдачи (Координаты x/d = -0,2 и y/d=0).

Результаты численного моделирования гидродинамики и теплообмена на поверхностях со сферическими выемками позволяют уточнить физические механизмы интенсификации теплоотдачи. Особенно это становится актуальным для режима развитого турбулентного течения, когда экспериментальные методы исследования не позволяют получить качественный результат. Численные методы позволяют идентифицировать пространственные струйно-вихревые структуры при отрывных течениях, ответственных за теплогидравлические эффекты. Целенаправленно, с минимальными затратами, осуществить выбор формы выемки, которая обеспечит наибольшие значения коэффициентов теплоотдачи при минимальном сопротивлении движению рабочей среды. Прежде всего, необходимо отметить работы, выполненные на основе решения осредненных по Рейнольдсу уравнений Навье-Стокса с замыканием по двухпараметрической диссипативной модели турбулентности.

Значительный вклад по данной тематике внесла группа исследователей под руководством С.А. Исаева в [74,75]. Для ламинарного отрывного течения (число Яе=2500) на плоскости с

относительно глубокой сферической выемкой выявлено существование устойчивых структурных элементов (рис.1.42,в,г). Подтвердилось предположение о подковообразной вихревой линии, соединяющей фокусы, вокруг которой навиваются раскручивающиеся спиралеобразные линии тока.

Рисунок 1.42 - Верификация структуры вихревого течения (а-г) и распределение температуры (д-е) в сферической выемке при Яе=2500: а,б-расчет И/йк=0,22 [74,75] и в,г - эксперимент

Шк=0,22 [76], д,е - расчет Шк=0,09 [74,75]

В выемке реализуется закрученное струйное течение, ответственное за массоперенос от периферийной части выемки к геометрической плоскости симметрии. Массоподвод приводит к наличию источника в плоскости симметрии и формирует струю, истекающую из выемки в области наветренной кромки. Результаты расчета (рис.1.41,а-г) удовлетворительно верифицированы к физическому эксперименту [76]. Анализ экспериментальных данных теплоотдачи сферической выемки (рис.1.41,д,е) показал, что с удалением от стенки выемки нарастает неоднородность в распределении температуры, связанная с наличием в поле течения вихревых структур. Необходимо обратить вынимание на два максимума, превосходящие в 2 раза минимальные значения температуры в зоне за выемкой. Сделана попытка, асимметрии выемки (рис.1.41,е), которая приводит к деформации температурного поля и некоторому смещению максимумов распределения температуры. Вихревая интенсификация при образовании струйного перетекания жидкости в поперечном направлении асимметричной выемки приводит к повышению температуры в обоих максимумах. Можно сделать

предположение, что намеренное усиление асимметрии выемки приведет к еще более существенному росту теплоотдачи, при сопоставимом росте гидросопротивления.

Рисунок 1.43 - Картина растекания по выемке (а - вид сверху, б — вид сбоку), вихревая структура в выемке (в,д), картина направлений векторов скорости вторичного течения в

поперечном сечении выемки (г)

Рисунок 1.44 - Верификация коэффициента поверхностного давления в продольной (а) и

поперчной (б) плоскостях

Структура вихревого турбулентного течения Яе=4,4-104 в канале со сферической выемкой (рис.1.43) аналогична структуре ламинарного режима (рис.1.42) [75-78]. Симметричные вихревые ячейки, закрученные струйные потоки, истекающие из окрестностей особых точек

типа фокус, являются характерными элементами для относительно глубоких выемок с сильно сглаженными краями. Установлено существование бифуркации вихревых структур, самоорганизующихся в пределах выемки. В одном случае, по мере увеличения относительной глубины в выемке реализуется двухячеистая вихревая картина (рис.1.43,в). В другом случае, при наличии сильных возмущений, течение в выемке носит моносмерчевой характер с диагональным перетеканием и истечением закрученной струи под углом примерно 45о (рис. 1.43,д). Бифуркация отражает гистерезис в пространственных отрывных течениях.

Следует отметить удовлетворительную верификацию по коэффициенту давления в продольном и поперечном сечениях выемки (рис.1.44) с результатами [39,79]. Это позволяет сделать заключение о приемлемости двухпараметрической диссипативной модели турбулентности для прогнозирования локальных силовых характеристик отрывного пристенного течения.

Асимметрия, для области турбулентных чисел Рейнольдса, позволила значительно увеличить коэффициент теплоотдачи в пределах выемки, до 40%, а в ближнем следе за выемкой до 25%, по сравнению с симметричным аналогом. Также необходимо отметить существенное влияние на теплоотдачу и гидравлическое сопротивление радиуса скругления кромок выемки Я. Обнаружено, что острокромочные выемки не эффективны. Несмотря на то, что с ростом радиуса Я гидравлические потери монотонно падают, имеет место максимум относительного теплоотвода при величинах Я=0,2^0,25, который оказывается настолько значительным, чтобы обусловить максимум теплогидравлической эффективности при тех же радиусах Я.

Стоит обратить внимание, что использование результатов численного моделирования позволило уточнить особенности структуры вихреобразования при развитом турбулентном течении, что было затруднительно при экспериментальном моделировании. Совместное использование результатов численных и экспериментальных данных позволило обосновать механизмы интенсификации теплоотдачи от поверхности со сферической выемкой, и построить графическую диаграмму режимов течения для данного типа вихрегенераторов. Диаграмма режимов обтекания, или карта режимов течения, поверхностей со сферической выемкой это удобный инструмент для специалистов, проектирующих тракты систем охлаждения и теплообменных аппаратов. Попытки составить диаграммы режимов обтекания потоком сферической выемки в зависимости от скорости набегающего потока и геометрических характеристик вихрегенераторов предпринята автором в [77] и усовершенствована А.А. Халатовым в [41,80] (рис. 1.44). Подробно обсудив механизмы интенсификации теплоотдачи на поверхности с одиночной сферической выемкой, необходимо рассмотреть экспериментальные исследования теплоотдачи и гидравлического сопротивления трактов различного сечения с пакетами сферических выемок на поверхности (таб. 1.3).

Рисунок 1.44- Диаграмма режимов течения на поверхности с одиночной сферической выемкой с острой кромкой [41,80]. Обозначения: Хи^- конфузорно-диффузорный режим К; ® -пара симметричный вихрей или подковообразный вихрь НБ, О - единичный столбовидный вихрь Я; О - граница между режимами N и НБ, определяемая по [81]; X - граница между режимами Н$ и Я, определяемая гиперболой Л/<^=3200/Яе^+0,0536;

I - возникновение турбулентного течения по данным [33,38,152]. Номера точек: 4-6 [77], 6-9 [82], 10 [41], 11 [83], 14 [84], 16 [72], 17 [85], 18 [86], 19 [87], 20 [34], 21 [88], 23 [89], 24 [90], 25 [91], 26 [79], 27 [92], 28 [93], 29 [94], 30 [76], 31 [88], 32 [95], 33 [96], 34 [97], 36 [98], 37 [99],

38-[100], 39-[101]

Стоит обратить внимание, на тот факт что, несмотря на значительное количество экспериментальных работ по исследованию теплогидравлических характеристик каналов с пакетами сферических выемок, не удалось получить обобщающие расчетные зависимости для расчета коэффициентов теплоотдачи и гидравлического сопротивления. Это объясняется различием геометрий исследованных каналов, а также расположением выемок только на одной или двух сторонах канала. Основная доля представленных работ (таб. 1.3) приходится на исследования развитого турбулентного течения, за исключением работ автора [1,77], работ Ю.И. Шанина [117] и А.А. Анисина [120], в которых исследовалась область низких чисел Рейнольдса начиная с Яе^=200. Следует отметить, что фактор аналогии Рейнольдса (Ки/Ыи0)/(^0) для каналов с пакетами сферических выемок именно в области переходных режимов достигает своих максимальных значений.

Таблица 1.3 - Результаты экспериментальных исследований теплогидравлических

характеристик трактов с пакетами сферических выемок

№ Яе^ Рг И/ёк 8/йк ^0 Ш/Ки0 Примечание

[102] 7-1035104 0,7 0,2 1,5 3 1,29-1, 64 - Кольцевой; ¿>/й=32мм/27мм; ¿=900 мм; одностороннее

[103] 6103^ 2105 0,7 0,10,2 £/£0=0,2-0,78 1,12,66 1,01,45 Плоский канал; Н=1,2 и3 мм; ¿=110 мм; одно-и двухстороннее

[104] 9103^ 9104 0,7 0,227 - - 1,95 1,211,44- Кольцевой; т=13,33мм/9,78мм; ¿=900 мм; одностороннее

[105] 3,5-103^ 2,2-104 0,7 0,083 3,75 6,5 1,5 1,351,7 Плоский канал; Н=4 мм; ¿£Ь=40,8; двухстороннее

[106] (2-5)-104 0,7 0,36-0, 5 - - 1,25-1, 35 - Плоский стесненный канал; Н/й=0,19-0,3; одно-и двухстороннее

[107] 5-1032105 0,7 0,07-0, 28 0,37-6, 85 0,37-6, 85 1,3-3 1,1-2,3 Плоский стесненный канал; Н=0,5-3 мм; ¿=120 мм; одно-и двухстороннее; Ясф=(0,8-11,5)

[108] 1042105 0,7 0,07-0, 5 0,37-6, 85 0,37-6, 85 1,53,5 1,52,75 Плоский стесненный канал; Н=0,5-3 мм; ¿=120 мм; одно-и двухстороннее; ^=(0,8-11,5)

[109] 5-104 0,7 0,07-0, 28 0,12 1,17 1,46 Плоский канал; Н=70 мм; В=40 мм; ¿=275 мм;

одностороннее

[110] (7-21> х103 0,7-5 - - - 1,31,7 0,981,3 Кольцевой; одностороннее

[28] 3 1032,2-104 5-7 0,2 0,81,43 0,61,68 0,891,7 1,1-2,2 Кольцевой; ¿>/й=69мм/57мм; ¿=2000 мм; одностороннее

[111112] (7-21> х103 2,2-5, 4 0,10,2 1,12,2 1,12,2 1-1,7 1,4-2,6 Кольцевой; ¿>/й=30мм/5мм; ¿>/6=27мм/5мм; ¿=500 мм; одностороннее

[29] (15^80)х х103 0,7 0,125 - - 1,05-1, 11 1,2-1,6 Труба; ¿>=37мм; ¿=2000 мм;

[113] (9-80>х 103 0,7 0,10,3 1,62 1,62 1,2-3 1,5-2,5 Плоский канал; Н/^=0,1; одностороннее

[114] (1,2-60)х х103 0,7 0,2 - - 1,6-2 - Плоский канал; Н/й=),37-1,49; одностороннее

[66] 1043 104 0,7 0,25 2 1 1,33,2 2,2-2,7 Плоский канал; Н=6,35; 19,1; 39,1 мм; ¿=305 мм; одно-и двухстороннее

[18] 104 0,7 0,29 2 1 4 2,2 Плоский канал; Н=15 мм; В=105 мм; одностороннее

[115] (11-35)х> 103 0,7 0,10,3 1,62 1,62 - 1,4-3,1 Плоский канал; В=411 мм; ¿=1233 мм одностороннее

[116] (7-21> х103 0,7 0,29 2,34 1,64 - 1,1-2 Плоский канал; В=25,4 мм; ¿=305 мм; одностороннее

[62] (2,6-14)х х103 0,7 0,067 3,32,7 3,32,7 0,820,9 1,8-2,8 Плоский канал; Н=2,35 мм; В=170 мм; ¿=500 мм; одностороннее, гкр/Ь >3

[62] 1,5103-1 5104 5-7 0,160,22 3,3 3,3 0,021,25 1,563,8 Кольцевой; Вэкв=1,5-4 мм; В=170 мм; ¿=230-1000 мм.

[47] 1,31035104 0,7 0,2 1,5-2 0,7-1 1,052,25 1,2-3,7 Плоский стесненный канал; Н=2,1 мм; В=56 мм; ¿=156 мм; двухстороннее

Таблица 1.3 (продолжение) - Результаты экспериментальных исследований

теплогидравлических характеристик трактов с пакетами сферических выемок

№ Яе^ Рг ИМ гМ ъМ ^0 Примечание

[117] 2,5 1024104 5,5-8 0,11 2,25 2,25 1,011,32 1,021,55 Плоский стесненный канал; Н=1,7 мм; В=30 мм; ¿=110 мм; одно-и двухстороннее

[118] 2,3 103104 5,5-8 0,4 3 1,8 - 2-3 Плоский канал; Н=4 мм; В=50 мм; ¿=350 мм; одно-и двухстороннее

[40] 2104105 2,2-5, 4 0,23-0, 39 £^0=0,34-0,7 2-5 1,252,2 Труба; £>=38,1 мм;

[83] 2,3 103104 0,7 0,07 1,11,78 1,241,78 0,95-1 1,351,4 Плоский канал; Н=80 мм; В=248 мм; ¿=920 мм; одностороннее

[119] 71035104 0,7 0,10,5 2 2 0,95-4, 4 1,154,2 Плоский стесненный канал; Н=1-4 мм; В=96 мм; ¿=190 мм; одно-и двухстороннее

[77] 21023104 0,7 0,10,5 1,2 2,4 1,05-10 1,393,1 Плоский стесненный канал; Н=2-12 мм; В=96 мм; ¿=190 мм; двухстороннее

[120] 2102104 0,7 0,350,65 1,762,5 1,762,5 1,25-1, 4 1,051,19 Плоский стесненный канал; Н=2 мм; В=100 мм; ¿=240 мм; двухстороннее;

[121] (0,5-8)х х106 0,7 0,070,15 11,32 11,32 1,11,6 - Плоский стесненный канал; Н=1000 мм; В=1000 мм; ¿=3380 мм; одностороннее;

[122] (8,5-60)х х103 0,7 0,2 2,16 1,25 1,21,95 1,581,62 Плоский канал; Н=20 мм; В=1000 мм; ¿=3380 мм; одностороннее;

[123] (0,5-4) х х105 0,7 0,13 1,6 2,4 1,582,1 - Плоский канал; Н=30 мм; В=10( мм; ¿=125 мм; одно-стороннее; °

[124] (0,1-7> х106 0,7 0,13 1,060,13 1,332,93 1,232,21 1,061,25 Плоский канал; Н=30 мм; В=100 мм; ¿=125 мм; одно-стороннее; °

1.5 Анализ интенсификации теплообмена на поверхностях с ассиметричными выемками

Проблематика данного исследования акцентируется на поиске рациональной формы выемки. В ретроспективе исследований на эту тему, прежде всего, следует указать на работы по пакетам конических пирамидальных выемок, нанесенных на стенки каналов [22], в том числе суживающихся и расширяющихся [40,125]. Разнообразные по форме пятна выемки рассмотрены в [126]. Попытка оптимизировать форму выемки с использованием методов планирования экспериментов предпринята в [127,128], а генетические алгоритмы оптимизации применены в [68]. Показано, что на дне сферической выемки целесообразно сформировать нарост. К сожалению, в указанных работах при определении рациональной формы выемки не используется концепция управления обтеканием, т. е. конструирование омываемого контура с учетом формирования предпочтительной структуры струйно-вихревого течения. Литературный обзор показывает, что реализация данной концепции, возможна при использовании поверхностных вихрегенераторов в виде овально-траншейных углублений. В работе [129]

проведен численный анализ геометрических параметров траншей на сопротивление и интенсивность теплообмена. При этом рассматривались такие параметры, как начальная толщина пограничного слоя 5, радиус скругления кромки Я и относительная глубина траншеи кМк.

При исследовании влияния относительной глубины траншеи на характеристики течения и теплоотдачу выявлено, что при относительной глубине кМк <0,06 реализуется безотрывное обтекание траншеи. Влияние относительной глубины траншеи начинает сказываться уже при малых величинах И/ёк=0,02. Это отражается градиентами давления, которые отсутствуют при обтекании плоской поверхности. При малых значениях И/ёк в зоне повышенного давления, внутри траншеи, соответствующей торможению потока, распределение давления вдоль поверхности принимает симметричную куполообразную форму. Область пониженного давления находится вверх и вниз по потоку от траншеи, вследствие локального ускорения потока на подветренной и наветренной сторонам. С ростом значений И/ёк происходит увеличение максимума давления внутри траншеи и его смещение вниз по потоку. Наличие градиента давления даже при малых глубинах траншеи приводит к заметному изменению темпа роста толщины пограничного слоя вдоль плоской поверхности. Кроме того, по мере роста И/ёк увеличивается и угол наклона потока на входе в траншею, что отражается на изменении максимальной величины модуля поперечной составляющей скорости, значение которой достигает локального максимума при переходе к отрывному режиму обтекания.

При безотрывном обтекании траншеи с ростом И/ёк в окрестности ее наветренной стороны наблюдается заметный рост энергии турбулентности, хотя уровень турбулентной вязкости изменяется при этом незначительно. С подветренной стороны, напротив, происходит отслаивание турбулентной «подушки» с образованием пристеночного слоя с низким уровнем турбулентности, толщина которого нарастает по мере увеличения И/ёк.

Что касается теплоотдачи, увеличение теплового потока характерно для участков ускоренного движения (участки втекания жидкости в траншею и истечения из нее), а в самой траншее интенсивность теплоотдачи оказывается более низкой, чем на гладкой стенке.

При относительной глубине траншеи порядка 0,06 безотрывный режим обтекания сменяется переходным отрывным режимом. При этом отрывная зона имеет форму тонкого «пузыря», расположенного на подветренной части стенки траншеи и заполненного практически заторможенной жидкостью. По мере дальнейшего роста И/ёк интенсивность циркуляционного течения довольно быстро возрастает и при И/ёк =0,1 составляет уже 10 % от скорости внешнего потока, а степень разрежения в окрестности задней кромки траншеи достигает максимума.

При таком режиме обтекания происходит переход от куполообразного распределения давления в траншее (разгон-торможение-разгон) к более сложной зависимости давления от продольной координаты, согласно которой происходит смещение максимума давления на

наветренную сторону траншеи и существует точка перегиба на подветренной стороне. Вместе с тем, продолжается процесс турбулизации потока, обусловленный генерацией турбулентности в сдвиговом слое между отрывным «пузырем» и основным потоком. При дальнейшем росте ИМк величина статического давления ртах практически не изменяется, а только смещается вниз по потоку к задней кромке траншеи. Модуль минимальной вертикальной составляющей скорости и относительная интенсивность теплоотдачи (Ки/Ки0=0,2) в этом случае достигают локального максимума.

При И/й?к=0,14 формирование отрывной зоны в траншее полностью завершается. В траншее реализуется локальный максимум вертикальной составляющей скорости и начинает возрастать вихревая вязкость. Относительная теплоотдача достигает значения Ки/Кигл=1, которое сохраняется вплоть до И/ёк=0,3.

Дальнейшее увеличение относительной глубины траншеи до значений И/ёк=0,26-0,3 характеризуется образованием вторичной циркуляционной зоны на подветренной стороне траншеи. При этом происходит увеличение, как высоты первичной отрывной зоны, так и скорости возвратного движения, смещение точки присоединения потока и соответствующего ей пика статического давления ртах к наветренной кромке контура траншеи. Максимум относительного сопротивления траншеи достигаются при И/<^к=0,26. Опережающий рост значений относительных коэффициентов теплоотдачи в следе за траншеей достигает порядка Ки/Ки0= 1,4 раза, при росте ^0=1,12 раза. Дальнейшее увеличение относительной глубины траншеи не влияет на картину течения. При этом происходит лишь увеличение высоты первичной отрывной зоны, смещение ее центра вниз по потоку и интенсификация возвратного течения в ней. Процесс сопровождается усилением разрежения в первичном вихре, смещением точки присоединения внешнего потока к некоторому асимптотическому предельному положению вблизи задней кромки траншеи и последующим падением интегрального сопротивления траншеи, уменьшением интенсивности турбулентности потока, формированием изотермического ядра в первичном вихре и ростом теплоотдачи от траншеи.

Некоторое уменьшение относительной интенсивности теплоотдачи Ки/Кигл до 4 % наблюдается в ближнем следе за траншеей. При этом увеличивается относительное сопротивления ^гл до 4%. Таким образом, эффективность выделенного участка в следе тркншеи Ки/2, имеет максимум при И/<^к=0,26.

Картины растекания жидкости по стенкам ассиметричных траншей (рис. 1.45 относительной глубиной И/<^к=0,14, при изменении длины полуцилиндрической вставки I, представлены в сравнении со сферической выемкой 1=0 [75]. Рассматривается поперечно расположенные по отношению к набегающему потоку одиночные углубления. Начальная

толщина пограничного слоя 5 = 0,75.

Рисунок 1.45 - Картины растекания и полей давления траншей [75]: а-/=0'; б-/=?к; в-/=(2-й?к); г-/=(3-^к)

С точки зрения гидродинамики предпочтительной является длина полуцилиндрической части траншеи /=^к. В этом случае в траншее развивается трехмерное течение, формируемое встречными закрученными струями от фокусов на боковых сферических склонах. Увеличение

начальной относительной толщины пограничного слоя 8 = 80/к (относительно характерного