Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Обзор литературы и постановка задачи исследования 10
1.1. Конвективно-пленочное охлаждение поверхности 10
1.1.1. Основные области использования конвективно-пленочного охлаждения 10
1.1.2. Основные характеристики систем с пленочным охлаждением 13
1.1.3. Эффективность тепловой завесы и теплоотдача при пленочном охлаждении поверхности 18
1.2. Гидродинамика и теплообмен при обтекании поверхности
Сферическими выемками 25
1.2.1. Структура потока в сферических выемках 25
1.2.2. Гидравлическое сопротивление в выемке 29
1.2.3. Гидродинамика и теплообмен за сферической выемкой 35
1.3. Постановка задачи исследования 38
Глава 2. Экспериментальная установка для исследования тепловой завесы на основе крупномасштабной вихревой структуры 45
2.1. Описание опытного стенда 45
2.2. Обьектыисследования 51
2.3. Методика и программа проведения опытов 59
2.4. Методика обработки опытных данных 64
2.5. Оценка точности результатов экспериментов 66
Глава 3. Эффективность тепловой завесы ...70
3.1. Тестовые эксперименты 70
3.2. Результаты исследования вдува через поясок перфораций 73
3.3. Результаты исследования вдува через отверстия в выемках 81
3.4. Сравнительный анализ результатов 88
Глава 4. Структура потока и теплоотдача ..»96
4.1. Результаты визуализации течений 96
4.2. Теплоотдача 103
4.3. Методика расчета теплоотдачи и эффективности тепловой завесы вдувом воздуха из полусферической выемки при оптимальных параметрах (т = 0,5; у =60) 109
Основные выводы 119
Список литературы
- Основные области использования конвективно-пленочного охлаждения
- Методика и программа проведения опытов
- Результаты исследования вдува через отверстия в выемках
- Методика расчета теплоотдачи и эффективности тепловой завесы вдувом воздуха из полусферической выемки при оптимальных параметрах (т = 0,5; у =60)
Введение к работе
Развитие авиационной и ракетно-космической техники характеризуется непрерывным ростом теплонапряженности летательных аппаратов и их двигателей. С повышением температуры газа перед турбиной, улучшаются удельные параметры ГТД. Требуется интенсивное охлаждение жаровых труб камер сгорания, лопаток турбины и других горячих деталей и узлов, В стационарных ГТУ необходимо также охлаждать обширные поверхности выхлопных трактов.
По данным, которые существуют на сегодняшний день, широко применяемое для охлаждения лопаток турбины конвективное охлаждение исчерпывает себя при Тг = 1500 * 1550 К. Дальнейшее повышение температуры газа требует введения пленочного охлаждения. Этот вид охлаждения рассматривается в настоящее время как один из перспективных способов охлаждения для высокотемпературных турбин.
При таком способе охлаждения охлаждающий воздух выдувается на поверхность охлаждаемого элемента, образуя защитную пленку, снижающую тепловой отток от газа к поверхности за счет теплоизолирующих свойств пленки.
Из известных схем пленочного охлаждения вдувом воздуха в турбинных лопатках и жаровых трубах камер сгорания используют схемы со "вдувом через щель" и "вдувом через перфорации"; Причем пленочное охлаждение поверхности вводится не только на входной и выходной кромках, но также на спинке и корытце.
Если взять схему: "вдув через перфорации", то при малом шаге отверстий в ряду конструкция стенки становится значительно менее прочной. Но при увеличении поперечного шага отверстий тепловая завеса становится не сплошной. Для улучшения равномерности тепловой завесы в поперечном направлении вводится так называемый "косой вдув".
Альтернативой наклоненным в поперечном направлении отверстиям может стать вдув охлаждающего воздуха через отверстия в выемках.
Такой способ организации газовой завесы может позволить сгладить неравномерность распределения эффективности пленочного охлаждения поперек защищаемой поверхности.
В данной диссертации изучается возможность организации газовой завесы на основе использования в сферических выемках крупномасштабных вихревых структур, имеющих два дискретно-устойчивых состояния. Подаваемый в область образования этих вихревых структур охлаждающий воздух будет выноситься на поверхность, расположенную за выемкой, и образовывать тепловую завесу.
Судя по литературным данным, сферические выемки незначительно увеличивают гидравлическое сопротивление обтекаемой поверхности. Полученные в настоящей диссертации положительные результаты по увеличению сплошности (равномерности) тепловой завесы могут найти практическое применение при тепловой защите стенок выхлопных шахт стационарных газотурбинных установок.
Цель работы состоит в разработке рекомендаций по расчету и проектированию систем пленочного охлаждения стенок на основе тепловой завесы, создаваемой вдувом охлаждающего воздуха из сферической выемки.
Задачи исследования:
1.Провести сравнительные опыты по исследованию эффективности тепловой завесы вдувом воздуха через отверстия в гладкой пластине и в сферических выемках.
2. Выявить геометрические и режимные параметры, при которых вдув воздуха через сферические выемки обеспечивает более высокую равномерность тепловой завесы, чем вдув через отверстия в гладкой пластине.
3. Исследовать теплоотдачу в области тепловой завесы для выявленных эффективных режимов охлаждения стенки, когда вдув через выемки является предпочтительным.
На основе выполненных исследований получены следующие основные научные результаты:
1. Установлено, что вдув охлаждающего воздуха через отверстия в
сферических выемках позволяет при определенных режимных и
геометрических параметрах получить более равномерную тепловую завесу
и более высокую эффективность охлаждения, нежели при вдуве через
отверстия в гладкой стенке.
2. Визуализацией течений выявлено, что вдуваемый воздух
подчиняется в этом случае закономерностям функционирования
крупномасштабных вихревых структур, обеспечивая равномерную завесу на
ширине, примерно равной диаметру выемки.
3. Получено, что при угле вдува у = 60 и при параметре вдува
т=0,5 преимущества вдува через отверстия в выемках по эффективности
охлаждения наиболее значительны; так при x/d=15...40 это преимущество
составляет 40% по сравнению с вдувом через отверстия в гладкой пластине.
4. Установлено, что характер распределения коэффициента
теплоотдачи в области тепловой завесы за выемкой количественно
примерно соответствует суммарному эффекту воздействия на теплоотдачу
вдува и выемки.
Диссертация выполнена на кафедре турбомашин Казанского государственного технологического университета им. А.Н.Туполева (КАИ) в период с 2002 г. по 2005 г. под научным руководством доктора технических наук, профессора Щукина Андрея Викторовича.
Основные материалы диссертации доложены и получили одобрение на Всероссийской школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН В.Е.Алемасова "Проблемы тепломассообмена
и гидродинамики в энергомашиностроении" (Казань, 2002 г, 2004 г), на XII, XIII и XIV Всероссийских межвузовских научно-технических конференциях "Внутрикамерные процессы в энергетических установках, акустика, диагностика, экология" (Казань, КФВАУ им. Маршала М.Н.Чистякова, 2002 г, 2004 г), на научном семинаре "Интеграция", на научно-техническом семинаре кафедры Турбомашин КГТУ им. А.Н.Туполева.
По теме диссертации опубликовано 7 работ.
Автор выражает глубокую благодарность научному руководителю, д.т.н., профессору Андрею Викторовичу Щукину за постоянную помощь и консультации при выполнении данной работы.
Автор считает своим долгом выразить свою искреннюю признательность к.т.н,, доценту каф. турбомашин А.В. Ильинкову за научные консультации и техническую помощь при проведении настоящих исследований.
Основные области использования конвективно-пленочного охлаждения
Конвективно-пленочное охлаждение применяется в ГТД и ГТУ для охлаждения жаровых труб камер сгорания, лопаток высокотемпературных газовых турбин. При этом во всех этих узлах используется пленочное охлаждение поверхности. Ввиду больших ресурсов эксплуатации стационарных ГТУ требуют тепловой защиты и защиты от агрессивных элементов, содержащихся в выхлопных газах, и газоводы выхлопных шахт ГТУ (см. рис Л. 1).
Для изготовления стенок газоводов используются низколегированные стали, у которых срок службы значительно меньше, чем ресурс двигателя, В связи с этим область использования конвективно-пленочного охлаждения поверхности охватывает не только собственно ГТД и ГТУ, но и вспомогательные агрегаты.
В сопловой лопатке турбины, показанной на рис. 1.2, пленочное охлаждение вводится на входной кромке, на спинке и корытце (вдув охлаждающего воздуха на защищаемую поверхность через отверстия) и на выходной кромке (вдув охлаждающего воздуха через щель).
Применение систем тепловой защиты стенки с помощью тепловой завесы основывается на том, что различными средствами вблизи стенки создается резкое изменение температуры от значения, соответствующего невозмущенному потоку газа, до значения, температуры вдуваемого охладителя.
Схема пленочного охлаждения плоской поверхности вдувом через тангециальную щель представлена на рис. 1.4.
Охлаждающий воздух, вдуваемый на защищаемую поверхность, вначале полностью предохраняет поверхность от воздействия газового потока. На этом участке, называемом начальным, условия охлаждения поверхности всецело определяются параметрами вдуваемого воздуха. Однако необходимо иметь ввиду, что формирование пограничного слоя на стенке происходит под воздействием повышенной турбулентности потока из-за конечной толщины разделительной стенки А толщиной h (см. рис. 1.4). Поэтому характеристики пограничного слоя во внешней его части несколько отличаются от соответствующих характеристик обычного турбулентного пограничного слоя и приближаются к его характеристикам при повышенной степени турбулентности потока.
На переходном участке происходит перемешивание основного и вторичного потока. При этом, если динамический пограничный слой основного потока перед сечением вдува не отсасывается, а разделительная стенка А относительно толстая, то на профиле скоростей на всем
протяжении переходного участка наблюдается впадина (см. рис. 1.4). На переходном участке профиль скоростей можно условно разделить на три области [56]: пристенную, струйную и следную. Это облегчает анализ процессов, происходящих в зоне смешения.
В пристенной области I (см. рис.1.4) скорость возрастает от нуля до максимального значения. Далее следует "струйная" область И, где скорость изменяется от максимума до минимума. И, наконец, в следной области III скорость возрастает от максимума до значения в невозмущенном основном потоке.
Существуют системы с пленочным охлаждением, где охлаждающий воздух вдувается через дискретные отверстия под углом к поверхности, тогда начальный участок обычно существенно укорачивается, а переходный участок - удлиняется.
Отметим, что в настоящее время сплошные или прерывистые щели применяют только в области выходных кромок турбинных лопаток и в жаровых трубах. В этом случае осуществляют тангециальный подвод воздуха. На остальных участках профиля выполняют ряды дискретных круглых (или овальных) отверстий. Дискретность отверстий (шаг по высоте лопатки) выбирается в зависимости от интенсивности охлаждения. Отверстия часто располагают в несколько рядов в шахматном порядке. Угол вдува через отверстия варьируется от 30-ИО до 110-ИЗО градусов.
На характеристики пленочного охлаждения через щель оказывает влияние толщина h стенки, разделяющей основной и вторичный потоки, а также уступ hi (см. рис.1.4).
Граничные условия теплообмена при пленочном охлаждении поверхности характеризуется эффективностью охлаждения: где Т,1Л - температура пленки, определяемая распределением температуры адиабатной стенки вдоль защищаемой поверхности и коэффициентом теплоотдачи: апл = qIU/(T„/-Т„) (1.2) где Тст-температура поверхности стенки при наличии теплообмена; qnjI - плотность теплового потока при пленочном охлаждении. Одним из основных параметров пленочного охлаждения является параметр вдува, определяемый отношением массовых скоростей вторичного и основного потоков: m=P . (1.3) prWr Важной характеристикой системы пленочного охлаждения является число Реинольдса, подсчитанное по высоте щели и параметрам основного потока
Методика и программа проведения опытов
Была принята следующая последовательность проведения опытов: 1. Включение измерительной аппаратуры: ГШ-бЗ. 2. Выход на стационарный режим тепловой режим: а) Запуск первого компрессора для подачи основного потока; б) Настройка требуемого программой экспериментов перепада давлений в системе основного потока с помощью регулирующей заслонки; в) Включение газового нагревателя для подогрева вторичного потока; г) Включение второго компрессора для подачи через перфорации вторичного потока; д) Настройка требуемого программой экспериментов перепада давлений в системе вторичного потока с помощью регулирующего крана; е) Настройка необходимой температуры основного и вторичного потоков; ж) Проверка стационарности теплового режима, которая контролируется неизменными во времени значениями поверхностных температур опытного образца.
Рис.2.12.Схема расположения начальной точки отчета и сечения вдува для тепловой завесы за выемкой и без нее (аналогично и на теплообменной пластине) 3.Измерение параметров в эксперименте по исследованию тепловой завесы и теплоотдачи (основная программа опытов, см. табл.2.1 и 2.2). 1)3амер давлений: а) с помощью комбинированного приемника в системе основного потока; б) на входе в опытный участок; в) на выходе из отверстий. 2)3амер температур: а) основного потока с помощью комбинированного приемника; б) на выходе из отверстий в) распределение температур на поверхности опытной пластины. 3)3амер расхода вторичного потока с помощью ротаметра. 4.Переход на следующий опытный режим.
Опыты проводились по программе классического однофакторного эксперимента, когда в каждой серии изменяется только один параметр, а остальные фиксируются.
Возможность регистрации распределения температуры пленки и температуры стенки поперек измерительной пластины обеспечивалась путем перемещения в поперечном направлении вкладыша с пояском перфораций с шагом 5 миллиметров (рис.2.13). Для выявленных оптимальных параметров вдува эксперимент проводился с более мелким шагом измерений температуры пленки Т пл и Тст.
Параметр вдува m варьировался за счет изменения расхода подаваемого вторичного потока воздуха.
Значение параметра вдува m изменялось дискретно, оно принимало значения: 0,25; 0,35; 0,5 и 0,7. Они охватывали диапазон оптимальных параметров вдува для стандартных условий функционирования тепловой завесы [34]. где Р,іР.ссчен1ІЯ-площадь проходного сечения, м2 Расход воздуха для вторичного потока определяется опытным путем с помощью ротаметра (определяется по графику) где Тг, Тв - температуры торможения основного и вдуваемого потоков в сечении вдува, соответственно; Тпл - температура пленки или адиабатной температуры стенки (замеряется термопарами, установленными на поверхности асбоцементной плиты). 2. Расчет коэффициентов теплоотдачи: С вдувом: где Р,іР.ссчен1ІЯ-площадь проходного сечения, м2 Расход воздуха для вторичного потока определяется опытным путем с помощью ротаметра (определяется по графику) где Тг, Тв - температуры торможения основного и вдуваемого потоков в сечении вдува, соответственно; Тпл - температура пленки или адиабатной температуры стенки (замеряется термопарами, установленными на поверхности асбоцементной плиты). 2. Расчет коэффициентов теплоотдачи: С вдувом: а11Л=ч„ДТ1И+-Тст], [Вт/м2К] (2.9) где Цлд - плотность теплового потока со вдувом; Тст — температура стенки теплообменной пластины при пленочном охлаждении Без вдува: ао = Чо/[Тоа, -Тст] (2.10) где q0 - плотность теплового потока без вдува 2.5. Оценка точности результатов экспериментов Эффективность пленочного охлаждения. Величина т записывается выражением: тг _Тпл 1_Г 1ПЛ_ 1 Тг -Тв ч Относительная погрешность вычисления rj по формуле (2.11) может быть оценена по соотношению: Погрешность определения температуры пленки Тпл (адиабатной температуры стенки Тад,ст.) Д Тпл вызвана следующими причинами: 1. Ошибкой тарировки термопар. Эта составляющая погрешности оценивается в 0,2 К. 2. Ошибкой, обусловленной утечками теплоты по термопарным проводам, можно пренебречь. 3. Погрешностью прибора, которая в нашем случае составляет 0,05 %. Общая погрешность определения Т1Л рассчитывается по соотношению Д Тпл = /X (AT;)
Погрешность определения Т„ определяется такими соотношениями: 1. Ошибкой замены замеренной температуры на температуру торможения. Эта ошибка составляет 0,02 % (температура Тв замерялась датчиком температуры с открытым спаем). 2. Отводом теплоты по термопарным проводам пренебрегаем. 3. Погрешностью тарировки термопар (0,2 К). 4. Приборной погрешностью, которая в данном случае составляет 0,25 %. В результате общая относительная погрешность е п, рассчитанная по формуле (2.11), равна 8,2 %.
Результаты исследования вдува через отверстия в выемках
Эксперименты по исследованию эффективности тепловой завесы, организованной вдувом воздуха через отверстия в сферических выемках проводились по программе представленной в параграфе 2.3. Результаты опытов показаны на рисунках: 3.8, 3.9, ЗЛО. 3.11, 3.12, 3.13. Условные обозначения представлены в таблице 3.2.
Как показали результаты опытов, представленные на графиках (рисунки: 3.8, 3.9, 3.10, 3.11, 3.12, 3.13) , во всем диапазоне изменения параметра вдува и угла вдува наблюдается равномерное распределение эффективности пленочного охлаждения по длине защищаемой поверхности при всех значениях z/d0TB. Это объясняется тем, что крупномасштабные вихревые структуры, выходящие из сферической выемки обеспечивают необходимое отклонение вдуваемого воздуха в меридианальном направлении, образуя равномерную тепловую завесу поперек защищаемой поверхности. Как видно из вышеперечисленных рисунков, кривые зависимостей г)пл от x/d при разных значениях z/dora располагаются близко друг к другу.
Более высокая эффективность тепловой завесы имеет место при углах вдува у = 30 и 60 и т=0,5. Особенно это выражено на участке x/d = =5...25 при угле вдува у = 30 и m = 0,5, где она принимает значение гпл = =0,08...0,05 (рис. 3.9, а). А при у = 60 и m = 0,5 на участке x/d = 5...60 эффективность тепловой завесы равна гП1= 0,82...0,04 (рис. 3.11, а).
Максимум эффективности тепловой завесы в первом измерительном сечении при x/dmR=5 имеет более низкое значение при вдуве через отверстия в сферической выемке по сравнению с аналогичным сечением при вдуве через отверстия в гладкой пластине. Действительно, в первом измерительном сечении выходящий из сферической выемки поток уже не имеет такого четко организованного газодинамического тела, как при вдуве через отверстия без выемок.
Распределение эффективности пленочного охлаждения по длине защищаемой поверхности при вдуве воздуха через отверстия в сферических выемках
Анализ экспериментальных данных показал, что как угол вдува, так и параметр вдува влияют на эффективность пленочного охлаждения поверхности за рядом отверстий, выполненных в выемках. Причем не всегда характер их влияния совпадает с закономерностями, имеющими место при традиционном пленочном охлаждении поверхности через ряд перфораций (рис. 3.14). Особенно это видно при угле вдува у = 60 и m =0,5; где на участке x/d = 5.. .50 совокупность значений эффективности тепловой завесы при вдуве воздуха через отверстия в выемках располагается выше, чем при вдуве через отверстия в гладкой пластине.
В результате проведенных экспериментальных исследований выявлено, что при у = 30 и 60 во всем исследованном диапазоне изменения параметра вдува m поперечная (поперек защищаемой поверхности) равномерность тепловой завесы выше при использовании выемок, нежели при вдуве через отверстия без выемок. Это видно из рисунка 3.14. В случае вдува через отверстия в выемках при этих углах вдува, кривые зависимостей л от x/d при разных значениях z/d располагаются близко друг к другу. При у = 90 оба варианта организации тепловой завесы примерно равноценны.
Было установлено далее, что значение эффективности тепловой завесы, организуемой с помощью выемок, выше, чем при вдуве без выемок, только при параметре вдува m = 0,5. Выявленный факт имеет место только при у = 30 и 60 (3.15). При других исследованных значениях параметра вдува т=0,25; 0,35; 0,7 такого преимущества варианта со сферическими выемками нет (рис. 3.14). Здесь, значения эффективности тепловой завесы при вдуве через отверстия в выемках и при вдуве через отверстия в гладкой пластине примерно равноценны. При нормальном вдуве (у = 90) оба варианта завесы по тепловой эффективности идентичны (рис. 3.15).
Как видно из рис. 3.15, при угле вдува у = 60 преимущества вдува через выемки наиболее ощутимы: в этом случае при x/d = 15...40 имеет место некоторая "площадка", на которой это преимущество имеет место. При у = 30 такое преимущество по длине защищаемой поверхности невелико. Так, оно максимально в узком диапазоне, лишь при x/d = 10.. Л5, а при дальнейшем увеличении значения x/d значение Лсф/Лотв уменьшается примерно по линейному закону, и при x/d = 20 уже не превышает 1,2.
То, что более высокое значение тСф по сравнению с ЧоТв наблюдается только при m = 0,5, может быть объяснено следующим образом. Известно [34], что максимальная эффективность тепловой завесы при вдуве воздуха на защищаемую поверхность через поперечный ряд отверстий наблюдается при параметре вдува m = 0,5...0,8. В то же время по данным [42] скорость возвратного течения в полусферической выемке составляет примерно 40% от скорости внешнего течения Ww.
Методика расчета теплоотдачи и эффективности тепловой завесы вдувом воздуха из полусферической выемки при оптимальных параметрах (т = 0,5; у =60)
Для режима организации тепловой завесы с наибольшей эффективностью пленочного охлаждения (у = 60, т=0,5) была исследована теплоотдача при вдуве воздуха через отверстия в пластине и в сферической выемке.
Из проведенных экспериментов были получены следующие результаты. На рис. 4.6 показана зависимость коэффициента теплоотдачи за выемкой от продольной координаты x/d. Здесь максимальное значение коэффициента теплоотдачи ах Сф=206...292 Вт/м2К. Далее, вниз по потоку при x/d—7...22 значение ах Сф уменьшается и при x/d= 22 оно равно 169...239 Вт/м2К.
При исследовании теплоотдачи в области тепловой завесы, организованной вдувом воздуха через отверстия в гладкой пластине было выявлено, что за счет вдува происходит несколько большее увеличение теплоотдачи, чем за счет выемок (рис. 4.7). Как видно из графика, максимальное значение коэффициента теплоотдачи в этом случае составляет сХх cm, 242...321 Вт/м2К. Это наблюдается на участке x/d = 6...7. Далее коэффициент теплоотдачи уменьшается, и при x/d = 22 он принимает значение ах„те = 192...256 Вт/м К.
Совместное влияние на теплоотдачу выемки и вдува представлено на рис. 4.8. Здесь имеют место наибольшие значения коэффициента теплоотдачи. Как видно на рисунке 4.8, на участке x/d = 6...7 ах „ЛСф = —338...388 Вт/м К. Далее, вниз по потоку значение ссх плсф уменьшается и при x/d= 22 оно составляет 186...256 Вт/м К.
Обобщение опытов по теплоотдаче, представленное на рис. 4.11 выполнено на основе зависимости [39]:
Сравнительными экспериментами было установлено, что при вдуве воздуха через выемки на защищаемую поверхность увеличение теплоотдачи происходит за счет вдува несколько более чем из-за выемок (рис. 4.9). Как видно, максимальное значение относительного числа Нуссельта Nux „лхф/Nux Сф= =1,5...1,7. Это проявляется при x/d = 6...7. Далее, по мере удаления от сечения вдува значение Nux rm.c(i/NuA Сф уменьшается, и при x/d=22 оно равно 1... 1,2.
Вклад же выемки в увеличение теплоотдачи по сравнению со вдувом несколько менее велик. Это показано на рисунке 4.10. Здесь максимальное значение относительного числа Нуссельта Nux „л.сф/Nux отв=1,2...1,5. Далее, вниз по потоку при x/d=7...22, характер распределения Numi /Nu примерно такой же, как и при влиянии вдува на теплоотдачу.
Было получено, что сразу за выемкой, когда относительное расстояние от сечения вдува x/d = 7, увеличение теплоотдачи при вдуве через нее охлаждающего воздуха, по сравнению со стандартными условиями обтекания гладкой непроницаемой пластины, характеризуется значением относительного числа Нуссельта Nuxro. /Nuxo l,5.. .2,0 (рис.4.11). Вниз по потоку это значение уменьшается, и при x/d = 22 оно приближается к единице: Nux пл.СфЛМих 0 = 1,1... 13 Анализ полученных графиков показывает, что характер распределения коэффициента теплоотдачи в области тепловой завесы за выемкой количественно примерно соответствует суммарному эффекту воздействия на теплоотдачу вдува и выемки. Это очевидно из численного анализа сопоставления суммарной поправки \/ш Сф и их произведения
Аддитивность эффектов влияния вдува и сферической выемки на теплоотдачу при пленочном охлаждении связана с тем, что эти факторы воздействуют на конвективный теплоперенос по-разному Так, интенсификация теплообмена вдувом происходит за счет газодинамического тела, образуемого струей вдуваемого воздуха, которая при вдуве из выемки сливается с крупномасштабной вихревой структурой и воздействует дискретно во времени и локально (не по всей ширине выемки), но ометает за период одного цикла существования этих структур всю ширину выемки. В то же время интенсификация теплообмена выемкой связана с присоединением всего потока, стационарно обтекающего выемку (рис. 4.12) по сферической поверхности, образующейся над выемкой.
Полученные опытные соотношения могут быть аппроксимированы следующим соотношением: относительная продольная координата. Как показали сравнительные эксперименты, теплоотдача в рассматриваемом случае не зависит от поперечной координаты z/d. Последнее связано с тем, что образующаяся в выемке крупномасштабная вихревая структура равномерно распределяет тепловую завесу по ширине выемки.
В связи с тем, что положительный эффект использования выемки для организации тепловой завесы получен только при у = 60, т=0,5; то методика расчета составлена именно для этих условий, что существенно упростило ее структуру.
Методика основана на подходе Репухова В.М [30]. В соответствии с этим подходом сначала рассчитываются базовые значения: эффективность пленочного охлаждения г)пло на плоской поверхности за тангециальной щели и коэффициент теплоотдачи do на плоской непроницаемой поверхности (без вдува). Далее базовые величины умножаются на поправки, которые учитывают имеющиеся возмущающие воздействия. Во-первых - влияние угла вдува у; во-вторых - влияние дискретности расположения отверстий, и, наконец, в нашем случае - это вдув воздуха через отверстия в выемках.
