Содержание к диссертации
Введение
Глава I. Постановка задач исследования 10
1.1. Обзор экспериментальных и теоретических работ по исследованию характеристик турбулентного пограничного слоя на проницаемых стенках 10
1.2. Постановка задач исследования 20
Глава 2. Экспериментальная установка и методика измерений .. 22
2.1. Экспериментальная установка 22
2.2. Методика измерений осредненных и пульсационных характеристик турбулентного течения 26
2.3. Анализ погрешностей измерений 35
2.4. Квалификационные исследования характеристик аэродинамической установки и экспериментальных
моделей 39
Глава 3. Осредненные характеристики и структура неизотер мического турбулентного пограничного слоя при направленном вдуве газа 50
3.1. Осредненные и пульсационные характеристики пограничного слоя 50
3.2. Интегральные характеристики турбулентного пограничного слоя ^2
3.3. Трение и теплообмен на стенке. Законы "стенки" для скорости и температуры 75
3.4. Турбулентная вязкость, турбулентное число Прандтля, турбулентное трение, масштаб турбулентности 89
Глава 4. Расчет гидродинамики и теплообмена в каналах промышленных теплоэнергетических установок с направленным вдувом теплоносителя 106
4.1. Расчет течения и теплообмена в каналах с распределенным подводом тепла и массы 106
4.2. Методика инженерного расчета теплообменника-утилизатора с проницаемой вставкой 113
Выводы П9
Литература
- Обзор экспериментальных и теоретических работ по исследованию характеристик турбулентного пограничного слоя на проницаемых стенках
- Методика измерений осредненных и пульсационных характеристик турбулентного течения
- Интегральные характеристики турбулентного пограничного слоя
- Методика инженерного расчета теплообменника-утилизатора с проницаемой вставкой
Введение к работе
В настоящее время весьма актуальными становятся вопросы усовершенствования технологических схем и интенсификации тепло- и массообмена в промышленных аппаратах и установках.
При этом первоочередной задачей энергетического машиностроения является создание установок, обеспечивающих оптимальное использование топливных и энергетических ресурсов за счет интенсификации тепломассообменных процессов, что требует детального изучения тепло- и массообмена в сложных газодинамических условиях.
В таких теплообменных аппаратах, как сушильные установки, реакторы с газофазной активной зоной, установки термоядерного синтеза и др. течение и теплообмен характеризуются большими температурными напорами и большими абсолютными уровнями температур и давлений, различной степенью турбулентности в ядре потока и наличием на поверхности элементов конструкций источников вещества и массы, а также неравенством нулю продольных компонент скорости на поверхности аппарата (движение поверхности, направленный вдув) и т.д.
Исследование влияния каждого из этих факторов на течение и теплообмен представляет самостоятельную и очень сложную задачу, в особенности при совместном воздействии ряда факторов.
При больших уровнях тепловых потоков для обеспечения термостойкости стенок аппаратов, их необходимо охлаждать либо с помощью внутреннего охлаждения, либо подачей охладителя через проницаемую поверхность, когда охладитель, снижая тепловой поток в стенке, одновременно оттесняет набегающее нагретое рабочее тело. Кроме того, возможно использование вдува теплоносителя через проницаемую поверхность для управления процессами тепло- и массообмена. Так, применение проницаемого элемента в канале теплообменника-утилизатора приводит к росту эффективности и снижению массо-габаритных характеристик теплообменника.
Следует отметить, что к настоящему времени достигнуты значительные успехи в технологии производства пористых материалов. Порошковые материалы, созданные путем спекания из порошка, а также волокнистые материалы, полученные методом прессования, обладают высокой прочностью, термопрочностью и равномерной проницаемостью Изготовленные из таких материалов элементы камер сгорания и плазмотронов, лопатки газовых турбин и др. показали надежную их работу в условиях высоких температур и при взаимодействии с химическими агрессивными средами. Созданные по таким технологиям материалы обеспечивают лишь нормальный к поверхности вдув охладителя.
Известны также пористые материалы, обеспечивающие вдув охладителя под углом к стенке, отличным от 90°, однако данных по характеристикам течения и теплообмена в таких условиях практически нет, а известные отдельные работы посвящены гидродинамике течения при нулевых градиентах давления и низкой степени турбулентности [29-31, 92J.
В этих работах экспериментально показано, что процессами течения и теплообмена при направленном вдуве через проницаемую поверхность, можно эффективно управлять не только за счет интенсивности, но и угла вдува.
Действительно, для ряда энергетических установок характерным элементом является короткий конфузорный или диффузорный канал с проницаемыми стенками. Через эти стенки возможен перепуск части расхода для интенсификации управления процессами теплообмена.
Одной из особенностей течения в таком канале является следующее. Если при вдуве газа по нормали или под углом по потоку ( 1« 90°) можно выделять пограничный слой, где развивается спутное с ядром потока пристенное течение, и, следовательно, можно вести расчет течения при помощи дифференциальных уравнений параболического типа, то при некоторых режимах, когда вдув направлен навстречу набегающему потоку ( ° 90°), пристенное течение является встречным к набегающему потоку и возможно возникновение возвратных течений. В этих областях необходимо решать полную систему уравнений Навье-Стокса, т.е. уравнения эллиптического типа.
В этом случае при проведении численных расчетов грубая сетка не позволяет достаточно точно вычислить коэффициенты трения и теплообмена непосредственно по рассчитанным профилям скорости и температуры. Кроме того, важным является также и то, что большое влияние на структуру течения оказывают условия на входе в канал.
Анализ известных работ, обзор которых выполнен в первой главе, показал, что какие-либо экспериментальные и теоретические работы по воздействию на теплообмен направленного вдува газа практически отсутствуют.
Учитывая, что известные методы расчета турбулентных течений носят эмпирический характер и, естественно, требуют экспериментальных данных по гидродинамическим и тепловым характеристикам, можно сформулировать следующую цель работы: исследовать основные закономерности неизотермического турбулентного течения на проницаемых поверхностях в условиях вдува, направленного под разными углами к стенке, и на основании полученного опытного материала разработать инженерные методы расчета течения и теплообмена.
Для достижения этой цели в работе поставлены следующие задачи:
1. Провести экспериментальные исследования характеристик турбулентного неизотермического пограничного слоя в прямоугольном канале при направленном вдуве через пористую стенку в широком диапазоне интенсивностей и углов вдува, различных степенях турбулентности основного потока на входе в канал.
2. Провести численные расчеты развития динамического и теплового пограничных слоев в канале с направленным вдувом.
3. Разработать инженерный метод расчета и дать практические рекомендации для выбора проектных характеристик теплообменника-утилизатора с направленным перепуском части расхода через проницаемую вставку с ориентированными под углом отверстиями.
Обзор экспериментальных и теоретических работ по исследованию характеристик турбулентного пограничного слоя на проницаемых стенках
Решение многих практических задач при создании новой техники непосредственно связано с разработкой эффективных систем тепловой защиты, а также управлением пограничным слоем. Одним из методов достижения этих задач является вдув через проницаемые поверхности. В нашей стране и за рубежом имеется ряд работ, посвященных этой тематике 73, 77, 109J.
В большинстве экспериментальных работ, посвященных течению со вдувом, исследовались интегральные характеристики взаимодействия потока со стенкой: тепловые потоки, поверхностное трение и др. [76, 78, 79] . В последнее время появился целый ряд работ, в которых экспериментально исследуются локальные характеристики: поля осредненной скорости, температуры, турбулентные пульсации. К наиболее объемным и систематическим исследованиям такого типа можно отнести работы [25, 33, 40, 47, 50, 51, 55-58, 66-69, 73, 78 ] , выполненные в нашей стране и [38, 65, 81, 103, 112] - за рубежом.
Первые экспериментальные исследования вдува газа в турбулентный пограничный слой в нашей стране были проведены В.П.Мугалевым в 1959 году [6IJ .
Экспериментальные исследования показали тенденцию уменьшения заполненности профилей скорости, температуры и концентрации, а также падение их поперечных градиентов и турбулентных пульсаций у стенки с ростом параметра вдува. При большой интенсивности вдува происходит оттеснение пограничного слоя, причем, переход совершается плавно и не сопровождается резкой перестройкой течения, характерного отрыву пограничного слоя в диффузорах. При этом про - II фили скорости, температуры и концентрации приобретают 3 - образную форму.
Поверхностное трение и тепловой поток на стенке в большинстве работ определяются одним из следующих четырех методов: а) по распределению скорости и температуры в непосредствен ной близости к поверхности [46, 55, 112] ; б) с использованием различных гипотез, связывающих эти вели чины со структурой течения и теплообмена в турбулентном ядре [30, 81, 114] ; в) по интегральным соотношениям импульсов и энергии [31, 44, 47, 92, 112] ; г) с помощью весовых и балансовых измерений Г16] .
Экспериментальные данные, полученные в различных работах при малой интенсивности вдува ( 6- -Q- = 2,5), хорошо согласуются между собой. При интенсивных вдувах, при достижении критических параметров вдува дкр , когда происходит оттеснение пограничного слоя и прекращается взаимодействие основного потока с поверхностью, разброс экспериментальных данных довольно велик.
Это обстоятельство объясняется существенным снижением точности всех методов экспериментального определения трения и теплового потока на проницаемой поверхности при больших вдувах. Действительно, при интенсивных вдувах точные изме]эения скорости и температуры в непосредственной близости стенки сопряжены со значительными трудностями (а); константы в законах "стенки" являются в общем случае функциями вдува, в то время как они принимаются постоянными (б); исчезающе малые значения трения и теплового потока определяются как разность больших величин (в).
Характер взаимодействия набегающего потока со стенкой при вдуве существенно зависит от различных возмущающих факторов [24, 55, 65, 76 ] . Во многих реальных конструкциях основной поток пред .-12-ставляет собой существенно турбулизированное течение. Высокая интенсивность турбулентности, как один из факторов, оказывающих влияние на процессы переноса в пограничных слоях, исследовалась в работах [21, 40, 51, 55, 56, 58] .
Эксперименты показали, что воздействие вдува и внешней турбулентности противоположно. Если рост вдува ведет к резкому уменьшению заполненности профиля осредненной скорости, то внешняя турбулентность при ее увеличении ведет к более заполненным профилям, что объясняется турбулизирующим влиянием внешней турбулентности на формирование пограничного слоя.
Вдув и внешняя турбулентность сильно влияют на распределение турбулентных пульсаций по сечению пограничного слоя при нулевом градиенте давления. Увеличение вдува влечет за собой сильную тур-булизацию пограничного слоя. В то же время максимум пульсаций быстро растет и смещается от стенки к середине пограничного слоя [56, 58] . При сильных же вдувах вблизи стенки образуется "слой оттеснения" [47] , в котором пульсации очень малы и почти постоянны по величине. Увеличение же внешней турбулентности тоже влечет за собой рост максимума пульсаций, но не меняет его положения [2, 56] . В то же время внешняя турбулентность уменьшает "слой оттеснения" (в предельном случае последний исчезает совсем).
Теоретические методы расчета турбулентного пограничного слоя на проницаемой поверхности в безградиентных потоках достаточно разработаны и дают хорошее соответствие с экспериментом в области слабых и умеренных вдувов ( б 3).
Методика измерений осредненных и пульсационных характеристик турбулентного течения
Экспериментальное исследование турбулентных течений в данной работе проводилось с использованием комплекта многоканальной термоанемометрической аппаратуры фирм "ТЯ" и "ША". Принципы работы термоанемометра и методика измерения основных характеристик турбулентных течений подробно изложены в работах [7, II, 35, 71, 74, 88, 95, ИЗ].
Чувствительным элементом датчика термоанемометра служит нагретая электрическим током тонкая вольфрамовая нить, закон теплообмена которой с окружающей средой может быть представлен в виде: M-jLRz TwJi)- (2.1) где А/а= —г - - число Нуссельта и Re = -у - число Рей нольдса, вычисленные по диаметру нити; Рг- І/а. - число Пранд-тля; Tw и Т± - температуры нити и набегающего потока; Л , А , У и о. - коэффициенты теплопередачи, теплопроводности, кинематической вязкости и температуропроводности жидкости.
Теплоперенос от чувствительного элемента термоанемометра зависит также и от ряда других факторов: а) характеристик самого датчика: длины и диаметра чувстви тельного элемента, качества приварки нити к державкам датчика, кон структивных характеристик датчика; б) накопления загрязнений в процессе измерений (пыли, масля ных капель); в) неравномерности полей скоростей и температуры в непосред ственной близости от чувствительного элемента; г) интенсивности турбулентности измеряемого потока; д) угла наклона чувствительного элемента относительно направ ления средней скорости потока.
Влияние некоторых перечисленных факторов, таких как "а" и "б", удается устранить с помощью предварительного тарирования датчиков термоанемометра, влияние же других необходимо учитывать в методике самих измерений.
На практике в качестве передаточной функции термоанемометра часто используют зависимость вида: Ег=А + Вип, (2.2) где А ив- постоянные; /7 - показатель степени.
В потоках с изменяющейся температурой приходится учитывать существенное влияние температуры жидкости на закон теплопереноса от нити датчика. В этом случае постоянные А и В являются оп ределенными функциями температуры потока, показатель же степени п практически не зависит от температуры потока [7, 74]. При проведении измерений в таких условиях обычно прибегают к арифметическому пересчету полученных результатов с учетом зависимости коэффициентов А и б от средней температуры потока или используют датчики с температурной компенсацией.
В неизотермических турбулентных потоках с пульсациями скорости и температуры передаточная функция термоанемометра будет определяться двумя этими факторами. Для разделения сигнала термоанемометра на сигналы, зависящие только от скорости и только от температуры, использована методика, изложенная в работах [74, ИЗ].
Данная методика основана на применении двух нитей, одна из которых работает в режиме постоянной температуры, другая - в режиме постоянного тока.
Сигнал с датчика, нить которого работает в режиме постоянной температуры, можно представить в виде: Єі= иІ/+$в0=-І} Ц+$8, (2.3) где $и и $в - чувствительности нити к скорости и температуре соответственно; U и в - мгновенные значения скорости и температуры штока.
Холодный датчик, работающий в режиме постоянного тока и являющийся, по существу, термометром сопротивления, дает сигнал: Є,=їв, (2.4) где Л - температурный коэффициент термометра сопротивления. Если сигналы этих двух датчиков скомбинировать в виде
Аппаратурная реализация данной методики измерения осуществлена с помощью приборов фирмы "TSI". Принципиальная схема измерений (рис.2.3) включает термоанемометр постоянной температуры 1050, температурный блок 1040, формирователи сигналов 1057, коррелятор 1015с и универсальные вольтметры 1076. Для получения автокорреляционных функций температурных и скоростных сигналов использован процессор "НопеуиґеЕС " А1-42А и графопостроитель « PtotamaUc 815".
Измерение характеристик тонких турбулентных пограничных слоев со значительными градиентами скорости и температуры (на данной установке толщина пограничного слоя составляет 7-15 мм), представляет сложную задачу, предъявляющую особые требования как к методике измерений, так и к конструкции используемых датчиков.
Измерения осредненных и пульсационных составляющих скорости и температуры по толщине пограничного слоя проводились специально сконструированным зондом, состоящим из двух миниатюрных датчиков модели 1261 "TSI". Конструкция и основные размеры зонда показаны на рис.2.4а. Для минимизации погрешности, возникающей из-за разности уровней двух чувствительных элементов, приварка нитей чувствительных элементов проводилась одним отрезком проволоки, и качество ее проверялось при помощи микроскопа "Stereo Zoom 4 " с 7-кратным увеличением. В качестве чувствительного элемента датчиков использовалась вольфрамовая проволока диаметром 5,0 и 2,5 мкм.
Интегральные характеристики турбулентного пограничного слоя
В целях повышения точности измерений уделялось постоянное внимание возможным причинам систематических ошибок - таким, как шум аппаратуры, загрязнение датчиков, правильность измерения положения датчика, пространственному и частотному разрешению датчиков термо анемоме тра.
При использовании датчиков с конечной длиной нити возникает погрешность, связанная с недостаточным пространственным разрешением.. Ликвидация данной погрешности при измерении средней скорости достигается ориентацией нити датчика в потоке так, чтобы вдоль нити отсутствовал градиент средней скорости.
Для оценки погрешности измерения однониточным датчиком статистических характеристик мелкомасштабной турбулентности для случая, когда длина нити соизмерима с интегральным масштабом турбулентности, в работах [42, 88] предложено следующее выражение: (U )изн-(и Jucm d.- — pt —, (2.14) где La - интегральный масштаб турбулентности; -С - эффективная длина нити, равная,согласно рекомендациям Бредшоу [7] , = = 0,7 4. Для исследуемого случая длина нити датчика составляет Сн = = 0,7 мм, интегральный масштаб турбулентности Ь = 2 3 мм. Это приводит к занижению измеренного значения (U %3M на 6 8$, что - 36 -является большой систематической ошибкой. Поэтому полученные экспериментальные данные корректировались согласно рекомендациям работы [42].
При измерении высокочастотных характеристик турбулентности большое значение имеют частотные характеристики датчиков. Как правило, измерения при помощи датчиков, работающих в режиме постоянной температуры, не нуждаются в дополнительной корректировке на недостаточное частотное разрешение датчиков благодаря наличию усилителя в контуре обратной связи. При измерениях же датчиком, работающим в режиме постоянного тока, необходимо учитывать влияние тепловой инерции нити на ее чувствительность.
В работе [88] дается подробный анализ влияния тепловой инерции нити на чувствительность датчика и приводится зависимость чувствительности нити S от частоты пульсаций СО в виде: M (2Л5) где М - постоянная времени нити датчика.
Это означает, что датчиком из 5 мкм нити и длиной около I мм, постоянная времени которого равна 1,3»10 с, можно надежно измерить возмущения в потоке воздуха со скоростью 10 м/с, имеющие масштабы порядка 5 мм.
Для измерения возмущений с более мелкими масштабами необходимо сигнал от датчика, работающего в режиме постоянного тока, пропустить через компенсатор с частотной характеристикой, равной (I + cfiP)1 .
Оценка постоянной времени датчика и компенсация недостаточной частотной разрешающей способности датчиков проводились согласно рекомендациям фирмы "ТЛ" [100J с использованием коррелятора I0I5C "ТЛ".
Постоянная времени используемого датчика с нитью диаметром 2,5 мкм составила (0,18+0,25)хЮ с. Предварительные измерения пульсаций температуры с компенсатором и без него в неизотермическом потоке со скоростями от 2 до 20 м/с позволили сделать вывод о возможности проведения измерений пульсаций температуры при помощи данного датчика, не включая в схему компенсатор. При этом погрешность измерения среднеквадратичных значений пульсаций температуры не превышала 1%.
Характеристики турбулентного течения измеряются косвенным путем при помощи термоанемометрической аппаратуры с некоторой случайной погрешностью. Для получения достоверной информации необходимо правильно определить ошибку, вносимую измерительной аппаратурой, а также другие случайные погрешности, возможные в процессе измерения.
Значение аппаратурной погрешности измерения осредненной и пульсационной составляющих продольной скорости потока зависит от: 1) погрешности определения скорости в тарировочном устройстве и тар ; 2) погрешности расчета чувствительностей датчика к скорости и температуре іїрасч ; 3) погрешности суммирующего блока (при введении компенсации на влияние температуры) ІЇсум ; 4) погрешности регистрирующей аппаратуры ffpez . Погрешность определения скорости в диапазоне от 0,5 до 20 м/с в тарировочном устройстве модели 1125 "TSI" составляет 1,558. Погрешность аппроксимации данных тарировки и расчета чувствительностей датчика к скорости и температуре при помощи ЭВМ составляет 4%.
Методика инженерного расчета теплообменника-утилизатора с проницаемой вставкой
Выбор правильного режима и повышение эффективности работы любой установки или промышленного теплотехнического комплекса невозможны без знания зависимостей коэффициентов трения и теплообмена в реальных аппаратах. Анализ современного состояния проблемы расчета промышленных теплоэнергетических установок показал, что в зависимости от назначения они отличаются конструктивным многообразием, а на характеристики течения в них существенно влияют такие факторы (воздействия), как степень турбулентности потока рабочего тела, градиенты давления, распределенный подвод тепла и массы через проницаемые участки поверхности. Эти обстоятельства в значительной степени затрудняют выбор единого расчетного метода.
Многие элементы промышленных энергетических установок представляют собой каналы различной геометрии, течение в которых характеризуется невысокими числами Рейнольдса, наличием участков с дискретным подводом тепла и массы, что может приводить к образованию зон с возвратным течением. Все это делает невозможным применение для решения таких задач приближений теории пограничного слоя и обусловливает необходимость использования для численного расчета системы эллиптических уравнений типа Навье-Стокса.
Расчет течения и теплообмена в каналах с распределенным подводом тепла и массы
Будем рассматривать короткий канал с распределенным подводом тепла и массы аналогичный исследованному рабочему участку аэродинамической установки, описанный во второй главе, геометрия которого показана на рис.2.7. По своей геометрии и режимным параметрам такой канал соответствует встречающимся на практике элементам теплообменных установок.
Расчет течения и теплообмена проводился на основе решения уравнений Навье-Стокса и уравнения энергии в виде:
С помощью введения функции тока fU giL р\ - 7Гх и налря-женности вихря Сд [jf Ш 1 исключается давление и система уравнений (4.1)-(4.4) приводится к каноническому виду: где коэффициенты уравнения принимают соответствующие значения для каждого из уравнений системы.
Алгоритм расчета с использованием метода Гаусса-Зейделя на неравномерной сетке 21x21 реализован на языке FORTRAM-IV. для ЭВМ серии ЕС. Обезразмеривание проводилось для всех переменных, имеющих размерность скорости, делением на Ufa размерность длины - делением на высоту канала И . Безразмерная температура определялась как / - 7 -тлх
Численные расчеты проводились при следующих предположениях: - 108 1. Плотность, коэффициенты динамической вязкости, температуропроводности, теплопроводность и теплоемкость постоянны во всем объеме канала. 2. Течение в объеме канала турбулентное. Граничные условия на входе для продольной скорости U , турбулентной кинетической энергии и температуры Т выставлялись на основе экспериментальных данных для сечения I (рис.4.1), значения функции тока Ш и напряженности вихря СО на входе также вычислялись по экспериментальному профилю продольной скорости. Для замыкания системы уравнений использована однопараметри-ческая модель, в которой, учитывая анизотропию течения, турбулентная вязкость находится из соотношений: fy fyy f h (4 б) Значение кинетической энергии турбулентности находится из дифференциального уравнения: где С» = 0,09. (4.8) Ранее отмечалось (глава I), что результаты расчета по одно-параметрической модели в значительной мере зависят от корректного выбора масштабов турбулентности Ьк » L . В результате экспериментального исследования гидродинамики
- 109 и теплообмена при турбулентном течении на проницаемых поверхностях с направленным вдувом (глава 3) получены данные по коэффициентам турбулентного переноса в зависимости от угла и интенсивности вдува, а также степени турбулентности основного потока. Эти данные по масштабам турбулентности, турбулентной вязкости (рис.3.33, 3.34, 3.26 и 3.27) и турбулентному числу Прандтля (рис.3.28) были использованы при проведении численных расчетов.
Результаты расчетов развития полей скорости и температуры по длине канала с проницаемой вставкой в сравнении с экспериментальными данными, полученными в сечениях I, П, Ш и ІУ канала, приведены на рис.4.I. Там же приведены геометрия канала и граничные условия. На рис.4.2 приведены расчетные и экспериментальные данные по распределению энергии турбулентности по длине канала.
Анализ результатов, приведенных на рис.4.1 и 4.2, свидетельствует о достаточно хорошем совпадении экспериментальных и расчетных данных, что позволяет сделать вывод о применительности данной методики к расчету гидродинамики и теплообмена в каналах с распределенным подводом тепла и массы.
Одной из характерных особенностей решения задач с использованием уравнений (4.1)-(4.4) является достаточно редкая сетка счета и отсутствие расчетных точек в непосредственной близости к стенке, что затрудняет определение трения и теплового потока на стенке непосредственно по профилям скорости и температуры, находящимся в вязком подслое. Для определения локальных коэффициентов трения и теплоотдачи в этих случаях используются так называемые пристеночные функции [64] , которые, по существу, являются эмпирическими зависимостями, описывающими профиль скорости или температуры в переходной и логарифмической зонах пограничного слоя.
