Интенсивность турбулентного

В качестве примера рассмотрим модельные исследования входных патрубков насосов на аэродинамическом стенде (рис. 2). Поток в патрубок подавался из бака-успокоителя во входное сечение Ъ — Ъ, а затем, пройдя через исследуемый патрубок и мерное сечение О—О, на выходе из него попадал в подпорную трубу. В мерных сечениях Ъ — Ъ и О — О измерялись скорости 1>4 и VQ; полные Рь и Р0 и статические POT-i и Рст-0 давления; углы скоса потока в сечении О—О (поток в сечении b—b равномерен; закрутка и турбулентные пульсации практически отсутствуют); интенсивность турбулентных пульсаций. На рис. 2 показана схема замера интенсивности турбулентных пульсаций в сечениях b—b и О—О; интенсивность е определялась термоанемометрическим способом с помощью зонда термоанемометра 1, перемещавшегося с помощью траверсного механизма 2. Сигнал усиливался в процессоре 3 и снимался с вольтметров эффективных 4 и среднеквадратичных 5 значений. В процессе обработки сигнала с помощью тарировочных графиков находилась интенсивность турбулентных пульсаций s=u/U в сечениях b—b и О—О, которая использовалась при анализе параметров квазистационарной модели. Для нахождения характеристик турбулентного потока по спектральной модели интенсивность е^ определялась в каждой /-и полосе 1/3-октав-ного фильтра 6. В дальнейшем при обработке спектрограммы находилось осредненное по спектру значение ulU и другие характеристики спектральной модели турбулентности в соответствии с методом, изложенным в [3]. Характеристики квазистационарной модели течения определялись по методу, приведенному в работе [4].

В качестве примера рассмотрим модельные исследования входных патрубков насосов на аэродинамическом стенде (рис. 2). Поток в патрубок подавался из бака-успокоителя во входное сечение Ъ — Ъ, а затем, пройдя через исследуемый патрубок и мерное сечение О—О, на выходе из него попадал в подпорную трубу. В мерных сечениях Ъ — Ъ и О — О измерялись скорости 1>4 и VQ; полные Рь и Р0 и статические POT-i и Рст-0 давления; углы скоса потока в сечении О—О (поток в сечении b—b равномерен; закрутка и турбулентные пульсации практически отсутствуют); интенсивность турбулентных пульсаций. На рис. 2 показана схема замера интенсивности турбулентных пульсаций в сечениях b—b и О—О; интенсивность е определялась термоанемометрическим способом с помощью зонда термоанемометра 1, перемещавшегося с помощью траверсного механизма 2. Сигнал усиливался в процессоре 3 и снимался с вольтметров эффективных 4 и среднеквадратичных 5 значений. В процессе обработки сигнала с помощью тарировочных графиков находилась интенсивность турбулентных пульсаций s=u/U в сечениях b—b и О—О, которая использовалась при анализе параметров квазистационарной модели. Для нахождения характеристик турбулентного потока по спектральной модели интенсивность е^ определялась в каждой /-и полосе 1/3-октав-ного фильтра 6. В дальнейшем при обработке спектрограммы находилось осредненное по спектру значение ulU и другие характеристики спектральной модели турбулентности в соответствии с методом, изложенным в [3]. Характеристики квазистационарной модели течения определялись по методу, приведенному в работе [4].

Как видно из (4.19), (4.20), с уменьшением числа FrM отношение L3/Ln растет (см. рис. 4.3), поскольку при этом увеличивается интенсивность турбулентных пульсаций [12]. Полученный результат аналогичен данным Микельсена, который установил, что отношение L3/Ln на оси круглой трубы возрастает с ростом пульсационной скорости.

Обобщенными параметрами одномерного спектра турбулентных пульсаций являются скорость диссипации энергии е, интенсивность турбулентных пульсаций $0 = и/ U, где U — усредненная скорость потока, и усредненная энергия турбулентных пульсаций М ((DO), вычисленная по данным анализа квазистационарных характеристик потока [2].

вале диссипации. При расчете нормированного спектра определяются также средняя по спектру интенсивность турбулентных пульсаций <о„, скорость диссипации энергии е и характерные числа Рейнольдса Йви и Re^. Эти данные могут быть использованы для исследования влияния геометрических параметров элементов турбомашин на характеристики спектра гидроупругих колебаний протекающего потока жидкости. Пример такого использования характеристик спектра гидроупругих колебаний жидкости при выборе оптимальных геометрических параметров входных патрубков насосов приведен в статье «Масштабы и параметры турбулентных гидроупругих колебаний потока во входных патрубках насосов», опубликованной в настоящем сборнике.

Интенсивность турбулентных пульсаций во входном сечении патрубка в—в при исследованиях патрубков различной конфигурации и размеров была близкой к нулю. Поэтому будем считать, что полученные в эксперименте значения интенсивности турбулентных пульсаций в выходном сечении патрубка 0—0 определяются только влиянием изменяемых внутренних геометрических

При исследованиях структуры турбулентного потока в патрубках можно, используя экспериментальные данные по исследованию спектра (7), определить усредненную по спектру интенсивность турбулентных пульсаций $0 = u/U, которая является одной из обобщенных характеристик спектра [6].

Первый из этих интегралов характеризует термическое сопротивление ядра потока, обусловленное полностью турбулентным перемешиванием. Второй интеграл характеризует термическое сопротивление промежуточного слоя, в котором молекулярный и турбулентный переносы тепла соизмеримы. Третий член характеризует термическое сопротивление вязкого слоя, в котором интенсивность турбулентных пульсаций весьма мала, вследствие чего они сказываются на теплообмене только при больших значениях Рг.

— интенсивность турбулентных пульсаций и поперечной составляющих скорости. 300

Влияние скорости потока. Анализ зависимостей, представленных на рис. 5.10, показывает, что интенсивность массообмена при прочих равных условиях повышается с увеличением массовой скорости потока. Чем больше скорость потока, тем выше интенсивность турбулентных пульсаций жидкой фазы в ядре потока и кинетическая энергия капель, летящих к пристенному слою. К тому же, как это отмечалось в [5.11, 5.12], с повышением скорости потока уменьшается паросодержание пристенного слоя и, следовательно, уменьшается гидравлическое сопротивление поступлению жидкости к поверхности нагрева. Все эти факторы и обу

Анализ зависимостей, приведенных на рис. 6.13, показывает, что интенсивность массообмена при увеличении скорости потока повышается, т. е. степень концентрирования примесей в пристенном слое снижается. Чем больше скорость потока, тем выше интенсивность турбулентных пульсаций и скорость капель жидкой фазы в направлении к пристенному

В заданных конкретных условиях для каждой жидкости существует предельное значение критерия Kw, выше которого влияние механизма турбулентного обмена в однофазной среде становится пренебрежимо малым. Однако в общем случае эта граница не может быть точно определена только с помощью критерия Kw [182]. Дело в том что при кипении жидкости с заданными физическими свойствами количество теплоты, вынесенное из пристенной области за счет процесса парообразования, пропорционально q/(rp ), а интенсивность турбулентного обмена в однофазной среде определяется значением числа Рейнольдса Re = OK//v, а не одной только скоростью w [182]. Например, при фиксированных значениях плотности теплового потока и скорости циркуляции интенсивность переноса теплоты при турбулентном течении однофазной среды с увеличением диаметра трубы уменьшается. Следовательно, этот меха; низм переноса перестает влиять на теплоотдачу к кипящей жидкости в трубе большего диаметра при меньшем значении q и, следовательно. К,- При d=const л ^0 = const граница влияния этих двух механизмов переноса теплоты с увеличением^ вязкости жидкости также смещается в сторону меньших значении критерия Кю.

Толщина вязкого подслоя б' является в известной степени условной величиной. В действительности по мере удаления от стенки интенсивность турбулентного перемешивания нарастает непрерывно, и постепенно часть величины касательного напряжения s начинает определяться уже не только молекулярной вязкостью, но и турбулентным механизмом переноса количества движения. На расстоянии, равном примерно

Толщина вязкого подслоя 8' является в известной степени условной величиной. В действительности по мере удаления от стенки интенсивность турбулентного перемешивания нарастает непрерывно, и постепенно часть касательного напряжения s начинает определяться уже не только молекулярной вязкостью, но и турбулентным механизмом переноса количества движения. На расстоянии, равном примерно

Интенсивность турбулентного перемешивания характеризуется в общем случае величиной lw', имеющей размерность коэффициента диффузии.

При возрастании d возрастает интенсивность турбулентного перемешивания, но при этом соответственно уменьшается время пребывания потока на пути х, так как вследствие более медленного тормозящего влияния окружающей среды средняя скорость потока выше. Поэтому абсолютная длина пути перемешивания не зависит от w, но должна увеличиваться прямо пропорционально d. Увеличение кинематической вязкости должно ухудшать турбулентное перемешивание.

По мере увеличения масштаба турбулентности, но в рамках Кб, будет меняться интенсивность турбулентного массообмена во фронте пламени и, стало быть, значение коэффициента турбулентного перемешивания D^.

Интенсивность турбулентного распада пленки определяется в основном количеством удельной энергии пульсаций скорости. В силу того, что полное изменение турбулентных напряжений по сечению пленки должно быть равно нулю, напряжение pw'xw'T на свободной поверхности может быть компенсировано только силами поверхностного натяжения.

Л. Д. Ландау и В. Г. Левич выдвинули следующие соображения, позволяющие определить интенсивность турбулентного переноса в вязком подслое с точностью до постоянного множителя.

Таким образом, даже на внешней границе переходного слоя интенсивность турбулентного переноса тепла в металлических жидкостях существенно меньше молекулярной теплопроводности.

3) в области У! <^ у <^ k интенсивность турбулентного обмена приближенно выражается так же, как и в ядре потока или промежуточном слое.

Интенсивность переноса тапла молекулярной теплопроводностью характеризуется величиной а= —, а интенсивность переноса количества движения — величиной V. Следовательно, у жидкометаллических теплоносителей неравенство а^>л> означает, что молекулярный перенос тепла более интенсивен, чем молекулярный перенос количества движения. Здесь бт>бг и поэтому влияние молекулярной теплопроводности значительно и в турбулентном ядре потока. Таким образом, у жидко-металлических теплоносителей не только в вязком и промежуточных пограничных слоях, но даже на внешней границе последнего интенсивность турбулентного переноса тепла меньше молекулярной теплопроводности.