CC BY
60
УЧЕНЫЕ ЗАПИСКИ Ц^И
Том ХХІІ 1991 ^ 4
УДК 629.735.33.015.3.062.4
влияние внешней турбулентности
И ГРАДИЕНТА ДАВЛЕНИЯ НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ СНИЖЕНИЯ ТУРБУЛЕНТНОГО ТРЕНИЯ НА мелкоребристой поверхности
Г. В. Еню^н. Ю. А. Лашков, Н. В. Самойлова, И. В. Фадеев, Е. А. Шумuлкuн.а
Весовым методом в малотурбулентной аэродинамической трубе исследовано влияние внешней турбулентности и продольного градиента давления на эффективность снижения турбулентного трения на мелкоребристой поверхности. Установлено, что максимальный выигрыш в снижении трения за счет применения микрооребрения может достигать 8—16% в зависимости от условий обтекания внешним потоком.
Для количественной оценки влияния продольного градиента давления использовался критерий р+ — градиент давления, обезразмеренный с помощью параметров закона стенки. В потоках с отрицательным градиентом давления. (-2,5-10_3 <р+.< —4,0-10~4) эффективность снижения турбулентного трения с помощью оребрения оказывается не хуже, чем в безградиент-ном потоке, а при положительном градиенте давления (3,6-1(}-4 < р+ с < 3,6-10-3) эффективность снижеиия трения на оребренной поверхности на 2—3% выше, чем в безградиентном потоке.
В последнее десятилетие за рубежом широкое развитие получили исследования, связанные со снижением турбулентного трения с помощью микрооребрения поверхности (см., например, [1]). С некоторым запаздыванием аналогичные работы были начаты и в Советском Союзе [2, 3]. Однако следует отметить, что, во всех указанных работах и в подавляющем большинстве других публикаций исследования проводились на плоской пластине в малотурбулентных аэродинамических трубах практически в безградиентном потоке, При использовании микрооребрения в реальных условиях (например, на самолете) существование безградиентного течения, по-видимому, следует рассматривать как исключение. Кроме того, наряду с продольным градиентом давления, может создаваться и повышенный уровень внешней турбулентности, например, в зоне влияния струи двигателя, а также вследствие возмущений потока элементами конструкции летательного аппарата. Поэтому несомненный практический интерес должны представлять "исследования эффективности снижения турбулентного трения с помощью микрооребрения поверхности в потоках с продольным градиентом давления и при повышенных уровнях внешней турбулентности.
Испытания проводились в малотурбулентной аэродинамической трубе с закрытой рабочей частью, имеющей поперечное сечение 1 Х 1 м [3]. Исследуемая поверхность размещалась на подвижном (плавающем) элементе тензовесов. Подвижный элемент имел форму квадрата со стороной 285 мм.
Расстояние от носка базовой модели до середины подвижного элемента составляло I = 2 м.
Турбулентный режим течения в пограничном слое над плавающим элементом при всех скоростях набегающего потока обеспечивался с помощью турбулизатора в виде полоски высотой 3 мм и шириной 20 мм, располагавшегося по всей ширине пластины на расстоянии 460 мм от ее носка, т. е. практически в сечении сопряжения эллиптической носовой части с основной плоской поверхностью модели.
Для создания продольного градиента давления на верхней стенке рабочей части аэродинамической трубы размещались две клиновидные накладки длиной по 1,5 м, состыкованные между собой по стороне максимальной толщины, равной 0,1 м. При смещении стыка накладок вверх по потоку относительно центра плавающего элемента (на 700 мм) вдоль плавающего элемента создавался положительный продольный градиент давления. При смещении вниз по потоку на 440 мм — отрицательный градиент давления.' При работе без клиновидных накладок в рабочей части над пластиной реализовалось плоское течение с продольным градиентом давления, близким к нулю.
Одной из наиболее трудных технических задач, которую необходимо решить при проведении весовых измерений силы поверхностного трения в потоках с продольным градиентом давления, является обеспечение герметичной изоляции внутренней полости весов от внешнего потока, с тем чтобы исключить возможность перетекания воздуха, что приводило бы к изменению параметров пограничного слоя на обтекаемой поверхности. В то же время для обеспечения достаточно высокой чувствительности весов необходимо, чтобы используемое для герметизации вещество обладало достаточно малым модулем упругости и в требуемом диапазоне деформаций подчинялось закону Гука, с тем чтобы градуировочная зависимость весов имела линейный характер. '
В настоящих исследованиях в качестве герметика было использовано студнеобразное вещество, обладающее малым модулем упругости (£ « « 1 Н/см ) и подчиняющееся закону Гука в очень широком" диапазоне относительной деформации (Л/ « 100%). Этим герметиком был заполнен зазор (глубиной и шириной -0,5 мм) по всему периметру подвижной платформы весов. Герметик надежно выдерживал тот перепад давления между внутренней полостью весов и внешним потоком, который наблюдался в настоящих исследованиях и достигал 20 мм водяного столба (-200 Па). С применением герметика чувствительность весов снизилась всего лишь на 40%, линейный характер градуировочной зависимости весов при этом сохранился.
Для повышения степени турбулентности внешнего потока на входе в рабочую часть аэродинамической трубы на расстоянии 1,2 м от носка базовой пластины устанавливались турбулизирующие решетки ТР1 и ТР2. Решетка ТР1 была выполнена из деревянных брусков сечением 20Х20 мм, образующих квадратные ячейки размером 107Х 107 мм. У решетки ТР2 сечение брусков — 35x35 мм, размер ячейки — 100Х 100 мм. Уровень среднеквадратичных пульсаций продольной составляющей скорости в рабочей части без модели не превышал е « 0,02 — 0,04%. После монтажа базовой пластины уровень пульсаций составлял е.. « 0,08%. С установлением турбулизирующих . решеток ТР1 и ТР2 величина пульсации е.._ в потоке над подвижной платформой весов возрастала соответственно до е1 == 3,5% и е2 -= 4,9%,
Весовые испытания проводились с ребристой поверхностью, имевшей треугольную форму профиля ребер высотой Л « 0,16 мм и шагом 5 = 0,32 мм. Оребрение данной поверхности было выполнено «через зуб», плоские промежутки между основаниями ребер составляли 0,14 мм. Для измерения сопротивления трения на гладкой пластине оребрение заполнялось пластичным компаундом. Студнеобразный герметик по контуру подвижной платформы весов при этом оставался неизменным (соответственно сохранялись и градуировочные характеристики тензовесов).
в процессе проведения весовых испытаний при фиксированной' скорости иоо- потока в рабочей части измерялись следующие параметры: сила трения, деиствующая на поверхность исследуемой пластины, скоростной напор*, статическ°в давление в сечении перед передней кромкой подвижной платформы весов, температура потока в форкамере трубы. При различных величинах продольного градиента давления и фиксированной скорости иОо потока, помимо весовых испытаний, производилось измерение распределения статического давления вдоль базовой пластины и с помощью приемника полного давления определялись,профили скорости в пограничном слое в сечении перед подвижной платформой.
По измеренным профилям скорости и(у) вычислялась толщина вытеснения 6*, толщина потери импульса 6** и первый формпараметр Н=6* /6** пограничного слоя. Из распределения статического давления определялась
величина продольного градиента давления над подвижной платформой. По градиенту давления и измеренному для гладкой поверхности значению полного напряжения трения на стенке рассчитывался критерий подобия
р+ =
вязкости, р — плотность,
____ ри+э Лх
= у^ш/Р — динамическая скорость. Согласно работе [4], этот критерий определяет структуру течения в пристеночной части турбулентного слоя, где и проявляется в основном воздействие оребрения. Поэтому можно ожидать, что будет одним из основных безразмерных параметров, . определяющих ( наряду с = -^—^ и Л+ =-^—эффективность воздействия оребрения на развитый турбулентный пограничный -Слой.
Ниже в таблице представлены численные значения указанных параметров, соответствующие скорости потока иоо = 30 м/с над серединой подвижной платформы, а также коэффициенты аппроксимирующих зависимостей с/о^^) для гладкой пластины:
Ар1Х Р+ б, мм б*, мм б**, мм Н с/о = А (Не, - 10-6 х))т
-А х т
120 1,1 -10-3 26 3,90 2,83 1,38 0,00178 1,14 -0,316
-13,9 -1,6- 10-4 25 3,70 2,74 1,35 0,00242 0,96 -0,213
-181 -1,1 • 10-3 23 2,85 2,20 1,30 0,00291 0,96 -0,212
Измерения профилей скорости показали, что пограничный слой над плавающим элементом был развитым турбулентным на всех режимах, а тенденция возрастания первого формпараметра при переходе от отрицательного градиента давления к положительному соответствует хорошо известной закономерности изменения при этом формы профиля скорости в турбулентном пограничном слое [5]. Следует также отметить, что при работе без клиновидных накладок в рабочей части был небольшой отрицательный градиент давления (^р/^х = — 13,9 Н/м3, при 30 м/с) по абсолютной величине почти на
порядок меньший, чем при работе с накладками. По-видимому, он обусловлен, в основном, нарастанием пограничного слоя по длине базовой пластины.
В настоящее время установлено, что турбулентное трение на плоской пластине возрастает с увеличением внешней турбулентности [6—8]. Полученные нами весовым методом экспериментальные зависимости местного коэффициента трения от единичного числа Рейнольдса Re| = «„/V для гладкой с о и
* При вычислении местиого коэффициента трения как для гладкой, так и для оребренной
поверхностей скоростной напор определяется через скорость потока на внешней граиице пограиичиого слоя в среднем сечеиии плавающего элемента.
оребренной с, поверхностей в практически безградиентном потоке (— 4^10- < < р + < — 8-10-5) при отсутствии и наличии турбулизирующих решеток представлены на рис. 1. Из рис. 1 ‘следует, что коэффициент турбулентного трения гладкой поверхности значительно возрастает с повышением уровня внешней турбулентности е*- Так, например, при Re/ = 2,4-106 с увеличением е* от ео = 0,08% до 82 = 4,9% значение местного коэффициента трения гладкой пластины возрастает с 3,16*10- до 3,7•Ю-3, т. е. примерно на Дс,/с,0 « 19%. Увеличение внешней турбулентности приводит к возрастанию коэффициента трения и на ребристой поверхности, но в меньшей степени, чем на гладкой поверхности (Дс^/Дс, «1,6). Это различие интенсивности возрастания коэффициентов трения обусловливает повышение эффективности оребрения поверхности с увеличением турбулентности потока.
На рис. 2 представлены зависимости относительного коэффициента трения оребренной поверхности с/ = с//с/0 от при различных уровнях внешней турбулентности, из которых следует, что при увеличении турбулентности внешнего потока с е0 = 0,08% до е2 = 4,9% минимальная величина относительного коэффициента трения оребренной поверхности с^.,, снизились с 0,96 до 0,89, т. е. эффективность снижения трения на оребренной поверхности возросла на 7%. _
Следует отметить, что представленные на рис. 2 зависимости с,(з+) получены не путем пересчета конкретных экспериментальных точек, а на основании аппроксимирующих зависимостей (вида с^, = А [^ ^е/- 10-6 _ ^] т), построенных по результатам эксперимента для гладкой и оребренной поверхностей (см. рис: 1). Наибольший разброс экспериментальных точек относительно аппроксимирующих зависимостей наблюдался при турбулизирующей решетке ТР2 (82 = 4,9%) и достигал ^ ± 4%.
На основании результатов испытаний оребренной поверхности в практически безградиентном потоке за турбулизирующими решетками выявлен примерно линейный характер зависимости относительного снижения турбулентного трения с повышением уровня турбулентности потока в диапазоне е* « 0-5%.
Из полученных данных следует, что местный коэффициент трения на гладкой пластине возрастает примерно на 4% (й^ = 4) при увеличении интенсивности продольных пульсаций внешнего потока на 1%. Это не противоречит имеющимся в литературе данным, в соответствии с которыми в зависимости от числа Не и линейного масштаба внешней турбулентности
величина йс. может меняться примерно
от 2 до 5 [7]. В работе [6] предложена соответствующая корреляционная зависимость, в которой ^ = 3,2 (при < 10%),
Рис. 3
Таким образом, в аэродинамических трубах с повышенной степенью турбулентности эффективность оребренных поверхностей может быть завышена по сравнению с измерениями в малотурбулентной трубе. С другой стороны, в реальных условиях при увеличении уровня внешней турбулентности (например, в зоне влияния струи двигателя) следует ожидать повышения эффективности оребрения.
На рис. 3 представлены зависимости местного коэффициента -трения с, гладкой и оребренной поверхностей от числа Рейнольдса Re/, полученные в малотурбулентном потоке (ео « 0,08%) при различных диентах давления. Из приведенных зависимостей видно, что в потоке с отрицательным градиентом давления (-2,5- 10~з <; р+ <; — 4-10-4) значение местного коэффициента трения при прочих равных условиях оказывается значительно выше, чем в безградиентном потоке. При положительном градиенте давления (3,6-10-4 ^ р+ ^ 3,6^10-3) наблюдается заметное снижение местного коэффициента трения по сравнению с безградиентным течением* Данные закономерности, характерные как для гладкой, так и для оребренной поверхностей, соответствуют общефизическим представлениям и обусловлены прежде всего существенной зависимостью формы профиля скоростей турбулентного пограничного слоя от градиента давления ^. При этом на оребренной поверхности наблюдается дополнительное снижение величины относительного коэффициента трения с, = С"/С"0 при переходе от безградиентного потока к потоку с положительным градиентом давления (максимальная эффективность оребренной поверхности увеличивается на 2—3% (рис. 4). Как уже отмечалось, эта особенность оребренной поверхности связана, возможно, с изменениями во внутренней области турбулентного пограничного слоя, происходящими при повышении положительного градиента давления: по мере увеличения положительного градиента давления уменьшается толщина переходного участка от вязкого движения в подслое к турбулентному в ядре пограничного слоя ^. Так, например, согласно ^, с увеличением параметра р+ от О до 0,05 ордината точки перехода от вязкого движения в подслое к турбулентному в ядре уменьшается более, чем в 2,5 раза. С этим, возможно, и связано повышение эффективности оребренной поверхности, разрушающей пристеночные турублентные структуры.
• Параметр р+ убывает по абсолютной велнчине с ростом скорости.
При отрицательном градиенте. давления (—2,5-10—3 <; р+ Z 0) эффективность оребренной поверхности остается примерно такой' же, как и в безгради-ентном потоке (см. рис. 4).
При положительном градиенте давления над исследуемой поверхностью возможно завышение эффекта ' применения оребрения по сравнению с безгра-диентным потоком. В реальных условиях на участках с положительным градиентом давления, например, в хвостовой части фюзеляжа следует ожидать повышения эффективности снижения турбулентного трения на ореб-ренных поверхностях.
Испытания в условиях совместного воздействия внешней турбулентности и градиеита давления показали, что при имевшихся уровнях этих воздействий их влияние на сопротивление турбулентного трения можно считать аддитивным. Максимальный выигрыш в снижении трения за счет применения мелкоребристой поверхности в наших конкретных условиях (ёх = 4,9%, р+ = = 1,8-10_3) достигал 16% (рис. 5)
Авторы выражают благодарность В. В. Михайлову за ценные замечания и постоянное внимание к работе.
ЛИТЕРАТУРА
1. W а I s h М. J. and W е i n s t е i n L. М. Drag and head transfer on surfaces with small langitudional fins.— AIAA Paper, N 78-1161,
1978.
, 2. Е и ю т и и Г. В., Л а ш к о в Ю. А., С а м о й.л о в а Н. В., Ф а д е -
ев И. В, Ш у м и л к и и а Е. А. Экспериментальное нсследование влияния продольного оребрения на сопротивление трения плоской пластииы.— Изв.
АН СССР, МЖГ, 1987, № 2.
. 3. Е н ю т и н Г. В., Л а ш к о в Ю. А., С а м о й л о в а Н. В., Ф а д ее в И. В., Ш у м и л к и н а Е. А.' Влияние продольного оребрения на сопротивление турбулентного трения.— Ученые записки ЦАГИ, 1988, т. 19,
№»4.
4. 3 я б р и к о в В. В. Закономерности внутренней области турбулентного пограничного слоя.— ИФЖ, 1989, т. 56, №° 5.
5. Ш л и х т и н г Г. Теория пограничного слоя.— М.; Наука, 1969.
6. , С и м о в и ч Д., Б р э д ш о у П. Влияние турбулентности внешнего потока на теплообмен в турбулентном пограничном слое.— Теплопередача,
1978, т. 100, №> 4.
7. В I а i r М. F. Enfluence of free-stream turbulence оп turbulent boundary Ыуег heat transfer and теап profile development.—J. of heat transfer, 1983, vol. 105, №> 2.
8. Г у д н л и н И. В., К и м А. Ю., Ш у м и л к и н В. Г. Влияние турбулентности внешнего потока на турбулентиый пограничный слой при про-дольиом обтекании пластины.— Труды ЦАГИ, 1991, вып. 2509.
Рукопись поступила 30/Х1 1989 г.
