CC BY
24
УДК 693.5:536.24+532.51
ГНЫРЯ АЛЕКСЕЙ ИГНАТЬЕВИЧ, докт. техн. наук, профессор, tsp_tgasu@mail. ru
КОРОБКОВ СЕРГЕЙ ВИКТОРОВИЧ, канд. техн. наук, доцент, korobkov@hotmail. ru
МОКШИН ДМИТРИЙ ИЛЬИЧ, магистрант, mokshin@sibmail. com
КОШИН АНТОН АЛЕКСАНДРОВИЧ, соискатель, dawghood@mail. ru
Томский государственный архитектурно-строительный университет, 634003, г. Томск, пл. Соляная, 2
ТЕРЕХОВ ВИКТОР ИВАНОВИЧ, докт. техн. наук, профессор, terekhov@itp. nsc. ru
Институт теплофизики им. С. С. Кутателадзе СО РАН, 630090, г. Новосибирск, пр. Академика Лаврентьева, 1
ВЛИЯНИЕ ЧИСЛА РЕЙНОЛЬДСА И УГЛА АТАКИ ВОЗДУШНОГО ПОТОКА НА РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ЛОКАЛЬНОГО И СРЕДНЕГО КОЭФФИЦИЕНТОВ ТЕПЛООТДАЧИ МОДЕЛЕЙ ЗДАНИЙ
Приведены результаты цикла экспериментальных исследований структуры вихреоб-разования и теплоотдачи моделей на специальном аэродинамическом стенде, включающем в себя дозвуковую аэродинамическую трубу, исследуемые тепловые модели, устройства для задания тепловых граничных условий, измерительные термодатчики и аппаратуру для регистрации их показаний. В статье представлены графики изменения локального и среднего коэффициентов теплоотдачи в зависимости от числа Рейнольдса и угла атаки воздушного потока.
Ключевые слова: локальная и средняя теплоотдача; число Рейнольдса; угол атаки воздушного потока.
ALEKSEY I. GNYRYA, DSc, Professor, tsp_tgasu@mail. ru
SERGEY V. KOROBKOV, PhD, A/Professor, korobkov@hotmail. ru
DMITRIY I. MOKSHIN, Undergraduate Student, mokshin@sibmail. com
ANTON A. KOSHIN, Degree-Seeking Student, dawghood@mail. ru
Tomsk State University of Architecture and Building, 2, Solyanaya Sq., 634003, Tomsk, Russia VIKTOR I. TEREKHOV, DSc, Professor, terekhov@itp. nsc. ru
Kutateladze Institute of Thermal Physics SB RAS, 1, Academician Lavrentyev Str., 630090, Novosibirsk, Russia
© А.И. Гныря, С.В. Коробков, Д.И. Мокшин, А.А. Кошин, В.И. Терехов, 2013
DISTRIBUTION OF LOCAL AND AVERAGE HEAT TRANSFER COEFFICIENTS DEPENDING ON REYNOLDS CRITERION AND ANGLE OF ATTACK
The paper presents a series of the experimental investigations carried out into the structure of vortex formation and heat transfer with the use of special-purpose aerodynamic test bench. This test bench comprised of a subsonic wind tunnel, test heat models, thermal boundary condition devices, heat-sensing devices, and indication recording device. A change of local and average heat transfer coefficients depending on Reynolds criterion and airflow angle of attack is presented herein.
Key words: local and a average heat transfer; Reynolds criterion; airflow angle of attack.
В литературе приведено большое число экспериментальных работ, по-свящённых изучению структуры течения и тепломассообмена плохообтекае-мых тел, таких как пластины ограниченных размеров, ориентированные под разными углами к потоку, квадратные призмы большого удлинения (двухмерное поперечное обтекание), а также кубы. Сопоставление экспериментальных данных работ различных авторов свидетельствует о значительном (более 100 %) их разбросе. Это осложняет возможности создания надежных методов расчета интенсивностей как среднего, так и локального теплообмена. В то же время обтекание призмы является одной из классических задач аэродинамики и теплообмена, по данным которых тестируются новые модели турбулентных течений различного уровня.
Все эксперименты проводились на аэродинамической трубе разомкнутого типа, работающей на всасывание (рис. 1).
Рис. 1. Общий вид аэродинамической трубы
Поперечное сечение трубы было 0,4*0,4 м, а длина рабочей части 1,2 м. Максимальное загромождение сечения испытуемой моделью не превышало 10 %.
В настоящей работе представлены результаты экспериментальных исследований локальной и осредненной по отдельным граням, а также по всей
поверхности теплоотдачи от одиночной призмы, расположенной под различными углами атаки к набегающему потоку. Основное внимание уделено влиянию сложной вихревой структуры, которая изучалась в работах [1-3].
Жилые здания и сооружения являются плохообтекаемыми телами, как правило, призматической формы, различной высоты. В связи с этим были изготовлены модели зданий сечением 50*50 мм и высотой Н = 50, 100, 150, 200, 250 и 300 мм. Модели испытывались при трех скоростях и0 = 5, 10 и 14 м/с и двух крайних углах атаки воздушного потока ф = 0 и 45°. В работе представлены данные только для модели высотой Н = 50 мм.
На рис. 2 показана последовательность сборки одной из измерительных моделей высотой 100 мм.
где
Рис. 2. Последовательность сборки модели высотой 100 мм:
а - пластины из нержавеющей стали; б - электроизоляция стальных пластин; в - медные пластины; г - текстолитовый каркас; д - электроизоляция каркаса; е - общий вид измерительной модели здания
Исследуемые модели в виде квадратных призм помещались в рабочую камеру аэродинамической трубы, затем подключались нагревательные элементы в электрическую цепь и поддерживалась заданная температура поверх-
ности стенки модели, которая была на 40-50 °С выше, чем температура воздушного потока в аэродинамической трубе.
В течение часа модель выводилась на заданный тепловой режим. Учитывая, что измерительные термопары располагались на одной из боковых поверхностей призмы, измерения теплоотдачи от других поверхностей производились последовательным поворотом модели с интервалом в 45°, что позволяло получить полную информацию о влиянии на тепловые потери призм любой их ориентации относительно воздушного потока.
После определения температуры стенки и введения необходимых поправок подсчитывались локальные значения коэффициента теплоотдачи по формулам:
где Тщ/ - температура в /-й точке поверхности; Т0 - температура воздушного потока; qw - удельный тепловой поток на стенке; qэл - суммарная плотность теплового потока, подводимого электрическим нагревателем к стенке; qиЗл -тепловые потери за счет излучения; епр - приведенная степень черноты, принимается для нержавеющей стали равной 0,85.
Тепловые потери, обусловленные свободной конвекцией, определялись в серии экспериментов опытным путем. В этом случае модель нагревалась до той же температуры, что и в ходе эксперимента. Эти результаты учитывались при обработке экспериментальных данных. Как правило, величина свободной конвекции не превышала 7 %.
Теплопроводность вдоль поверхности модели была минимизирована путем выбора материала стенки с низкой теплопроводностью. Вдоль и поперек модели имелись прорези, препятствующие перетечкам тепла.
Критерии Рейнольдса и Нуссельта рассчитывались по формулам:
где и0 - скорость воздушного потока, а - определяющий размер модели (ширина); V - коэффициент кинематической вязкости воздуха, X - коэффициент теплопроводности воздуха. Значения V и X вычислялись относительно температуры набегающего потока воздуха в рабочей камере.
На рис. 3, 4 показано распределение локального коэффициента теплоотдачи по ширине одной из квадратных призм высотой 50 мм при вариации числа Re и ф.
Как следует из рис. 3, при угле атаки потока воздуха ф = 0° на фронтальной грани (А -В) значения локального коэффициента теплоотдачи а около ребер А и В несколько выше, чем в центре. Это предполагает, что около этих ребер вдоль боковых граней (В-С) и (В—А) существует обратный (меняющий свое направление) поток. На боковых гранях вследствие отрыва потока локальная теплоотдача сначала уменьшается, но затем увеличивается благодаря
ак = qw / - т0) ;
(1) (2)
Re = и0 • аЫ , № = ак • а/Х ,
(4)
(5)
присоединению потока, и значения а достигают максимума в точке присоединения потока. В целом наибольшая теплоотдача имеет место на боковых гранях (В-С) и (Р-Л) призмы. Наименьшая теплоотдача наблюдается на кормовой грани (С-Р), и она заметно ниже, чем на боковых гранях (примерно на 35 %). На фронтальной грани (А-В) наблюдается теплоотдача, средняя между боковыми и кормовой гранями. При увеличении скорости воздушного потока с 5 до 14 м/с значения локального коэффициента теплоотдачи увеличились в среднем почти в 2 раза. При этом картина распределения значений локального коэффициента теплоотдачи практически не изменилась.
А В С Р Л
Рис. 3. Распределение локального коэффициента теплоотдачи по ширине квадратной призмы высотой 50 мм при вариации числа Re, угол атаки ф = 0°
А В С Р Л
Рис. 4. Распределение локального коэффициента теплоотдачи по ширине квадратной призмы высотой 50 мм при вариации числа Re, угол атаки ф = 45°
При угле атаки воздушного потока ф = 45° поток становится клинообразным, и максимум значений коэффициента теплоотдачи наблюдается в точке разделения потока. На рис. 4 для случая угла атаки воздуха ф = 45° мы видим совсем другую картину распределения локальных коэффициентов теплоотдачи а по граням квадратной призмы высотой Н = 50 мм. В силу симметрии теплоотдача на фронтальных гранях (А-В) и (О—А) практически одинакова, и она в 1,5 раза выше, чем на кормовых гранях (В—С) и (С—О), у которых теплоотдача в силу того же симметричного обтекания потоком воздуха одинакова. Как и в случае с ф = 0°, при увеличении скорости воздушного потока с 5 до 14 м/с локальный теплообмен по граням призмы увеличился в среднем в 2 раза, и при этом картина распределения значений локального коэффициента теплоотдачи практически не изменилась.
Распределение локальных коэффициентов теплоотдачи по высоте одной из призм Н = 50 мм для разных его граней при нулевом угле атаки и при 45° демонстрируется на рис. 4, 5.
47,5
Н, мм
36
В
С
О
Примечания: И- Re = 4,64 ■ 10Е4 А- Re = 3,31 ■ 10Е4 • - Re = 1,66 ■ 10Е4 Н = 50 мм а = 50 мм Ф = 0°
и
*-А
Н
м
В.....С
а
О
III 150 14 ЯО 215 ЙО Г}
а
и>
а
Рис. 5. Распределение локального коэффициента теплоотдачи по высоте квадратной призмы высотой 50 мм при вариации числа Re, угол атаки ф = 0°
При нулевом угле атаки (рис. 5) на лобовой (А-В) и кормовой (С-!)) гранях призмы в области его основания, где формируются подковообразный вихрь и вихревая дорожка, наблюдается повышенное значение коэффициента теплоотдачи, и она несколько выше, чем в верхней части этих граней.
На боковых гранях (В-С) и (О-—) теплообмен по высоте призмы практически постоянен и соответствует средней теплоотдаче от всей поверхности грани, что говорит о превалирующем влиянии конвективного механизма теп-лопереноса в этой области.
При углах атаки ф = 45° (рис. 6) интенсивность теплообмена на наветренной ( -А В) и подветренной ( -В С) гранях практически одинакова, и, что особенно важно, изменение по высоте почти такое же, как и на лобовой и кормовой поверхностях призмы при нулевом угле атаки (рис. 4). Отмечен-
ное подобие коэффициентов переноса наблюдается и при других числах Рей-нольдса и может быть использовано при инженерных оценках локальных не-однородностей температур или тепловых потоков при турбулентном обтекании призмы.
D
47,5 Н, мм
36
♦т
.11
Примечания: Ц- Re = 4,64 • 10Е4 А- Re = 3,31 • 10Е4 - Re = 1,66 • 10Е4 Н = 50 мм а = 50 мм Ф = 45°
А -
и
Н
. а.а . 1-1
и
А
- _
1<о йз 1» Г5 Л ¿5 о -5 1м йз 1!о Л Л -'з ию & >5о 11з Л да & Г» п Л гз и» а Вт/м!-°С
Рис. 6. Распределение локального коэффициента теплоотдачи по высоте квадратной призмы высотой 50 мм при вариации числа Яе, угол атаки ф = 45°
Суммарный коэффициент теплоотдачи определяется интегрированием локальных распределений по всей поверхности грани по формуле
1
а =
н 2 ц
а- <Х • <У
^ [ ^ Iа
N
(5)
где щ - локальное значение коэффициента теплоотдачи; Н - высота исследуемой модели; X, У - координаты локальной теплоотдачи; N — количество значений.
Опытные данные по относительному коэффициенту теплоотдачи по периметру призмы представлены на рис. 7, 8.
Примечания: ШАаВ
кв-с
« С-В V В-А ♦ Средний
Ф = 0°
-
1 •10Е4
5•10Е4
- ° •
-
С
Яе
Рис. 7. Распределение среднего коэффициента теплоотдачи по граням и в целом от квадратной призмы высотой 50 мм при вариации числа Яе, атаки ф = 0°
600 500 400
200
100
Ч-1-1-ь
Примечания: | Средний
А в-с
ф А-В ▼ С-О ♦ D-A -- 45°
А О
Ф =
и
В а
и
Re
С >
а, Вт/м2-°С
Н
1-1
А
1 ■ 10Е4
5 ■ 10Е4
Рис. 8. Распределение среднего коэффициента теплоотдачи по граням и в целом от квадратной призмы высотой 50 мм при вариации числа Яе, атаки ф = 45°
В качестве масштаба выбрано среднее значение а по всем граням призмы. При ф = 0° опытные данные для различных чисел Рейнольдса расслаиваются между собой, что говорит об отсутствии подобия по этому параметру. Кроме отмеченных выше особенностей поведения теплоотдачи на разных гранях призмы, следует сказать, что вклад лобовой и кормовой зон в интегральный теплообмен призмы ослабевает с ростом числа Рейнольдса. Для боковых поверхностей имеет место обратная тенденция. В целом же локальная неоднородность вдоль периметра призмы при ф = 0° достигает ~ 75-100 %, и с увеличением числа Яе она возрастает.
Осредненные по граням, а также средние по всей призме числа Нус-сельта в зависимости от числа Рейнольдса для угла атаки ф = 0° и 45° показаны на рис. 6, 7. Отметим несколько характерных особенностей. При ф = 0° в силу симметрии течения теплоотдача на обеих боковых гранях (В-С) и (О-А) одинакова и выше, чем на фронтальной (А-В) и кормовой (С-П) гранях. Средняя же теплоотдача от всей призмы приближается к значению интенсивности теплообмена от фронтальной поверхности призмы. Характер обтекания при угле атаки ф = 45° имеет по сравнению с ф = 0° существенно иной вид, поэтому происходит значительное перераспределение коэффициентов теплоотдачи по граням. Однако средняя теплоотдача от всей призмы изменяется незначительно относительно случая течения при ф = 0°, и ее значение близко к теплоотдаче при поперечном обтекании.
Выводы
1. При изменении угла атаки с ф = 0° на 45° средний коэффициент конвективной теплоотдачи по всей призме модели здания уменьшился на 21 %.
2. При увеличении скорости воздушного потока с 5 до 14 м/с локальный коэффициент теплоотдачи по граням призмы увеличивается в среднем в 2 раза.
3. Максимальная теплоотдача наблюдается при угле атаки воздушного потока ф = 0 на гранях (В-С) и (D-A) призмы.
4. Минимальная теплоотдача находится на кормовых гранях (B-C) и (C-A) призмы при угле атаки воздушного потока ф = 45°.
Полученные результаты следует квалифицировать как новый вклад в базу данных о теплообмене плохообтекаемых тел. Для более детального изучения изменения коэффициента конвективной теплоотдачи по поверхности призмы планируется провести ряд дополнительных испытаний, учитывающих влияние местоположения модели (за уступом, экраном, в траншее, в проветриваемом и непроветриваемом котловане, пространстве), изменение ее формы и наличие искусственных и естественных турбулизаторов.
Библиографический список
1. Комплексные экспериментальные исследования аэродинамики и теплообмена моделей зданий и сооружений / А.И. Гныря, С.В. Коробков, В.И. Терехов, А.А. Кошин, Д.И. Мокшин // Вестник ТГАСУ. - 2011. - № 4. - С. 113-126.
2. Кошин, А.А. Экспериментальные исследования аэродинамики моделей зданий при помощи сажемасляной визуализации / А.А. Кошин, С.В. Коробков, Д.И. Мокшин // VIII Международная конференция студентов и молодых ученых «Перспективы развития фундаментальных наук». - Условия доступа : http:science-persp.tpu.ru. 2011. - С. 555-557.
3. Мокшин, Д.И. Исследование структуры течения воздушного потока путем измерения полей статического давления / Д.И. Мокшин, С.В. Коробков, А.А. Кошин // VIII Международная конференция студентов и молодых ученых «Перспективы развития фундаментальных наук». - Условия доступа : http:science-persp.tpu.ru. 2011. - С. 570-572.
References
1. Gnyrya A.I., Korobkov, S.V., Terekhov, V.I., Koshin, A.A., Mokshin, D.I. Kompleksnyye ek-sperimentalnyye issledovaniya aerodinamiki i teploobmena modeley zdaniy i sooruzheniy [Integrated experimental study of aerodynamics and heat transfer in building models]. Vestnik of Tomsk State University of Architecture and Building. 2011. No. 4. P. 113-126. (rus)
2. Koshin, A.A., Korobkov, S.V., Mokshin, D.I. Eksperimentalnyye issledovaniya aerodinamiki modeley zdaniy pri pomoshchi sazhemaslyanoy vizualizatsii [Experimental study of building model aerodynamics using oiled carbon black rendering]. VIIIMezhdunarodnaya konferentsi-ya studentov i molodykh uchenykh «Perspektivy razvitiya fundamentalnykh nauk». Access conditions : http:science-persp.tpu.ru. 2011. P. 555-557. (rus)
3. Mokshin, D.I., Korobkov, S.V., Koshin, A.A. Issledovaniye struktury techeniya vozdushnogo potoka putem izmereniya poley staticheskogo davleniya [Study of airflow structure by measuring static-pressure fields]. VIII Mezhdunarodnaya konferentsiya studentov i molodykh uchenykh «Perspektivy razvitiya fundamentalnykh nauk». Access conditions : http:science-persp.tpu.ru. 2011. P. 570-572. (rus)
