Коэффициент турбулентного поверхностного трения

Рис. 7.8. Зависимость коэффициента поверхностного трения от местного числа Рейнольдса Не для турбулентных пограничных слоев при различных отношениях температур при отсутствии диссоциации и при местном числе Маха М = 2.

Рис. 3.9. Рабочая часть аэродинамической трубы (а) и опытная зависимость коэффициента поверхностного трения С/о от числа Рейнольдса пограничного слоя Re при е О (б) / — генератор турбулентности 2 — передняя кромка пластины 3 — турбулизатор 4 — нагреватель

Коэффициент турбулентного поверхностного трения 255 [c.255]

Коэффициент турбулентного поверхностного трения 257 [c.257]

Коэффициент турбулентного поверхностного трения 259 [c.259]

Как показано в гл. 3, основное препятствие для теплоотдачи от конденсирующегося пара к холодной поверхности представляет собой образующаяся на этой поверхности пленка жидкости. Толщина этой пленки обычно нарастает до тех пор, пока под действием сил тяжести или сил поверхностного трения она не начнет течь вдоль поверхности. Равновесная толщина жидкой пленки, а следовательно, и ее термическое сопротивление зависят от скорости конденсации, сил, действующих на пленку, ее гидравлического сопротивления, режима течения пленки (ламинарный или турбулентный) и протяженности поверхности, расположенной выше по течению от рассматриваемой точки. Таким образом, при проектировании конденсаторов при расчете коэффициента теплоотдачи с паровой стороны наиболее важно правильно определить среднюю толщину пленки и ее основные характеристики. Однако связь между отдельными параметрами настолько сложна, что конструктор должен быть очень осторожен при использовании тех или иных расчетных формул или кривых. Необходимо тщательно изучить предполагаемые условия работы агрегата и сравнить их с уже известными конструкциями, применяя при проектировании только наиболее надежные данные. При этом проектировщик должен попытаться оценить возможные погрешности расчета и ввести соответствующие поправки. [c.245]

Коэффициент теплоотдачи часто выражают через число Стантона, которое связано с коэффициентом поверхностного трения /с. При омывании пластины ламинарным или турбулентным потоком это соотношение имеет вид [c.76]

Влияние массообмена на коэффициент С/. Теперь мы переходим к определению влияния массообмена на коэффициент поверхностного трения для турбулентного пограничного слоя. Было сделано несколько интересных попыток получить теоретические выражения для влияния массообмена на поверхностное трение в турбулентном пограничном слое. Простейший подход, называемый иногда теорией пленок ), был описан подробно в п. 3.5 и признается неудовлетворительным, так как при этом не делается различия между ламинарным и турбулентным пограничным слоем и пренебрегается утолщением пограничного слоя с добавлением массы. [c.284]

По опытам Никурадзе, который изучал течение воды в длинных цилиндрических трубах, значение коэффициента пропорциональности а в формуле (2.12) равно 11,6. Это значение а определено Никурадзе по пересечению опытной кривой распределения скорости в турбулентном ядре пограничного слоя, соответствующей логарифмическому закону, с прямой, описывающей линейное распределение скорости в области ламинарного подслоя, рассчитанной по опытным значениям поверхностного трения. [c.132]

Будем исходить из условия, что в вязком подслое турбулентного пограничного слоя существует осредненный во времени участок ламинарного слоя. Тогда коэффициент поверхностного трения fo, определенный по формуле (2.15) для ламинарного слоя, должен совпадать со значением f, рассчитанным по эмпирической формуле для турбулентного пограничного слоя [2.13], [c.134]

Однако величина коэффициента к, полученная в разных опытах, имеет разброс от 2 до 5. Более того, в опытах [3.3, 3.4], где исследовалось влияние е на коэффициент теплоотдачи, который пропорционален коэффициенту поверхностного трения, было установлено, что интенсивность турбулентности потока практически не влияет на коэффициент теплоотдачи. [c.146]

Рис. 3.3. Зависимость относительного приращения коэффициента поверхностного трения АС//С/0 (а) и относительного масштаба турбулентности Ь/6 потока (б) от интенсивности турбулентности набегающего потока е. Разные обозначения соответствуют разным генераторам турбулентности (источникам возмущений)

Рис. 3.5. Зависимость относительного приращения коэффициента поверхностного трения АС//С/о от эквивалентной турбулентности жв потока / — формула

Рис. 3.8. Сравнение опытных зависимостей относительных значений коэффициентов поверхностного трения С//С/о (а), теплоотдачи 81/81о (б) и аналогии Рейнольдса Кп/ Кп)о в) от степени турбулентности набегающего потока / — опытные точки [3.14] 2-6 —опытные

Результаты измерения коэффициента поверхностного трения f = = 2tw/ pU ) при перегреве пластины АТ w 23 °С в зависимости от числа Рейнольдса представлены на рис. 3.96. Опыты проводились при низком уровне турбулентности потока (ей 0,1%). В дальнейшем такой режим течения считается соответствующим условиям невозмущенного потока, е и 0. Опытные точки аппроксимированы степенной зависимостью [c.157]

Результаты опытного определения коэффициента поверхностного трения при повыщенных уровнях турбулентности (е > 0) в неизотермическом потоке представлены на рис. 3.12 а в виде зависимости отношения f/ fo от обобщенного параметра экв (см. 3.1.1). Значения fQ в неизотермическом потоке определялись по эмпирической формуле (3.11). [c.160]

Для расчета местного коэффициента поверхностного трения на аэродинамически гладкой поверхности в сжимаемом турбулентном пограничном слое можно рекомендовать приближенное соотношение [3.40] [c.195]

С целью повышения надежности получаемых результатов экспериментальное определение коэффициентов теплоотдачи осуществлялось с применением двух независимых методов, основанных на универсальных свойствах распределения температуры в разных областях турбулентного пограничного слоя. В первом из них коэффициент St определялся по логарифмическому участку экспериментального профиля температур в турбулентном пограничном слое. Этот метод можно условно назвать тепловым методом Клаузера , по аналогии с широко известным методом, предложенным Клаузером [3.19] для определения коэффициента поверхностного трения С/ по логарифмическому участку профиля скорости. [c.157]

Измерение коэффициентов поверхностного трения в турбулентном пограничном слое при наличии в потоке продольного градиента давления [c.265]

Правда, в поверхностном слое коэффициент турбулентной вязкости воды должен находиться под влиянием волнения, которого не существует при дрейфе ледяных полей. Однако, с другой стороны, воздействие неровных нижних поверхностей льдов (очень часто с подбитыми снизу ледяными глыбами, с торосистыми образованиями) на поверхностный слой воды является значительно более грубым, чем непосредственное воздействие ветра на водную поверхность. Вот почему можно, за неимением ничего лучшего, считать, что дрейфовое течение, возникающее под ледяными полями и обладающее поверхностной скоростью будет характеризоваться глубиной трения В — причем коэффициенту N будет приписано прежнее числовое значение 473, найденное выше. [c.134]

Основная цель управления переходом к турбулентности заключается в его задержке — увеличении числа Рейнольдса перехода, имеющем ряд очевидных достоинств. Сопротивление поверхностного трения в ламинарном состоянии может быть на порядок величины меньше, чем в турбулентном течении (рис. 7.1). Для транспортных средств это позволяет увеличить расстояние, преодолеваемое при заданном расходе топлива, уменьшить отношение стоимости последнего к полезному объему. С другой стороны, турбулентные течения — это эффективный смеситель с относительно большими коэффициентами массо-, импульс-и теплопереноса, и они меньше подвержены нежелательному во многих случаях отрыву пограничного слоя. Поэтому в ряде приложений задача управления заключается не в задержке, а напротив, в ускорении ламинарно-турбулентного перехода. Практически турбулизовать течение, как правило, проще, чем поддерживать его в ламинарном состоянии, и в дальнейшем мы сконцентрируемся на методах достижения первой из указанных целей управления. [c.259]

Коэффициент турбулентного поверхностного трения. При выводе соотношения для коэффициента поверхностного трения мы воспользуемся методом, разработанным Доррвнсом ). Подставляя профили плотности и скорости в известное интегральное соотношение Кармана (приводится ниже), Дорренс получил выражение для локального коэффициента трения [c.255]

Влняные текстуры поверхности на граничное трение стало очевидным из экспериментов, проведенных в трубах с шероховатыми стенками, результаты которых были обобщены Рузом [23]. Хорошо известно, что при ламинарном течении по трубам с гладкими стенками коэффициент поверхностного трения обратно пропорционален числу Рейнольдса. При турбулентном течении применяется закон Бле-зиуса. Кэй [24] показал, что в случае течения но гладким трубам при числах Рейнольдса, превышающих 10 , коэффициент поверхностного трения связан с числом Рейнольдса формулой Кармен — Никурадзе. Никурадзе также исследовал влияние шероховатости трубы путем приклеивания частиц песка одинакового диаметра 8 к внутренней поверхности трубы радиуса В. Он показал, что чем больше относительная шероховатость е/й, тем меньше число Рейнольдса, нри котором происходит отклонение от ламинарного течения в трубе. Таким образом, отношение е/Е может рассматриваться как удобное средство для определения начала турбулентного движения. Шлихтинг [25] применял частицы с одинаковой высотой над средней плоскостью (например, сферические малого размера) и варьировал относительное расстояние между ними. Он нашел, что с уменьшением расстояния между этими элементами шероховатости средняя интенсивность пристенного сдвига сначала возрастает вследствие дополнительной турбулентности по мере увеличения числа элементов в единице поверхности. Максимум сдвигового напряжения достигается при определенном расстоянии между элементами. Руз [23] з становил, что один параметр — линейный размер — совершенно недостаточен для характеристики шероховатости поверхности. Он считал, что в дополнение к высоте должны определяться средняя острота выступов и расстояние между ними. [c.12]

Оно неприменимо при наличии сопротивления формы в дополнение к поверхностному трению , когда коэффициент / заменяют коэффициентом полного сопротивления. Указанную аналогию нельзя также использовать, когда 5с или Рг много больше или много меньше единицы. Тур [165а] видоизменил аналогию Рейнольдса применительно к турбулентному переносу в многокомпонентных системах. [c.188]

Мы будем рассматривать только задачи с ламинарным течением жидкости. Вследствие полуэмпирического подхода к анализу турбулентного погранич-нвго слоя требуются экспериментальные исследования для установления зависимостей, определяющих поверхностное трение. В обычной механике жидкости нередко можно использовать аналогию Рейнольдса для получения коэффициентов теплоотдачи на основании данных о касательных напряжениях. Однако для МГД-потоков аналогия Рейнольдса неприемлема, и поэтому для определения эмпирических констант, входящих в формулы теплообмена и трения, необходимо исследовать как теплоотдачу, так и поверхностное трение. Выполненные к настоящему времени эксперименты в турбулентных МГД-те-чениях ограничены в основном исследованием потерь трения и перехода от ламинарного режима течения к турбулентному в изолированных каналах. [c.265]

Уравнение (7.66а) связывает коэффициент теплопередачи с коэффициентом поверхностного трения в случае диссоциирующего сжимаемого турбулентного пограничного слоя на плоской пластине. Следующим этапом нашего исследования будет вывод уравнения для определения коэффициента поверхностного трения, который в свою очередь позволит сосчитать коэффициент теплопередачи, а значит, и тепловой поток к пластине. [c.254]

Влияние массообмена на коэффициент Ср В этом пункте мы будем считать, что довольно сложные теории, описанные выше, дают хорошие результаты только при согласовании с экспериментом, и поэтому будет оправдано искать более прямой подход к задаче определения влияния массообмена на поверхностное трение в турбулентном пограничном слое. Далее, мы обратим внимание на наблюдаемый факт, что во внешней турбулентной части турбулентного пограничного слоя несжимаемой жидкости наклон кривой и в зависимости от log у нечувствителен к скорости вдува. Чтобы получить этот вывод, Лидон ), используя данные Микли и Девиса для Ме = 0, построил график зависимости и от log Мы используем этот наблюдаемый факт, чтобы показать, что касательное напряжение в турбулентной части пограничного слоя равно касательному напряжению при отсутствии массообмена, если никакая масса, входящая в пограничный слой на поверхности тела, не достигает той части турбулентного ядра пограничного слоя, которая обладает вышеуказанным свойством. Эти выводы, кроме того, могут быть использованы для получения влияния массообмена на поверхностное трение в турбулентном пограничном слое при малых скоростях массообмена. [c.286]

Лапин ) рассмотрел влияние химических реакций на поверхностное трение и теплообмен в сжимаемом турбулентном пограничном слое методом, до некоторой степени подобным описанному в п. 8.3 и настоящем пункте. Влияние массообмена на коэффициент поверхностного трения рассмотрено аналогично тому, как это сделано в теории Дорренса и Дора, описанной в п. 8.3. Предполагалось, что химические реакции происходят на бесконечно тонкой реагирующей поверхности внутри пограничного слоя, так что реагирующие вещества поступают на эту поверхность в стехиометрической пропорции и одно из реагирующих веществ полностью расходуется там. Это предположение аппроксимирует предположение о химическом равновесии на реагирующей поверхности. Так как влияние химических реакций на поверхностное трение и теплообмен не зависит от положения реагирующей поверхности в первом приближении, то метод Лапина и метод, приведенный в этой книге, при Le=Pr = 1 должны давать одинаковые результаты. Лапин не приводит никаких численных результатов. [c.305]

В настоящее время при исследовании одно- и двухфазных течений большое распространение получил электродиффузионный (электрохимический) метод измерения поверхностного трения [202, 203 ], принцип действия которого во многом схож с термоанемометрическим. В отличие от термоанемометра, в основе которого лежит связь между коэффициентом конвективной теплоотдачи нагретой проволочки или пленки и скоростью набегающего потока, в данном случае подобная зависимость связывает со скоростью течения коэффициент массоотдачи помещенного в поток датчика. Наиболее существенным ограничением электродиффу-зионного метода является необходимость применения в качестве рабочей жидкости раствора электролита специального состава, к которому предъявляются весьма жесткие требования. Кроме того, частотная характеристика используемых датчиков существенно хуже, чем у термоанемометров, и, как правило, ограничена величиной порядка 1—2 кГц. Это обстоятельство, а также некоторые другие накладывают ряд серьезных ограничений на использование таких датчиков для измерения турбулентных пульсаций скорости. К основным достоинствам метода относятся возможность применения датчиков очень малых размеров, отсутствие принципиальной необходимости в калибровке датчика, простота первичной электронной аппаратуры, доступность проведения измерений в непосредственной близости от твердой поверхности. Относительная простота изготовления датчиков и электронной аппаратуры открывает возможность применения многоканального варианта метода, когда измерения осуществляются одновременно во многих точках потока. [c.55]

Re, = (0.65 4.1) -10 м . Для измерения параметров несжимаемого пограничного С/Тоя, таких как полное и статическое давления, величина и направление вектора скорости, местный коэффициент поверхностного трения, характеристики турбулентности использовалась группа малогабаритных приемников давления (трубки Пито и Престона, зонды статики, скосомеры и др.) и миниатюрных датчиков термоанемометра. Выбор конкретной формы и типа насадков для тех или иных измерений осуществлялся в соответствии с требованиями, изложенными в отечественной и зарубежной литературе. Методика измерений этими приемниками, их калибровочные характеристики, а также результаты необходимых [c.84]

Итак, в условиях низких дозвуковых скоростей вторичные течения, возникающие в области взаимодействия пограничных слоев, сравнительно невелики, т.е. достигают величин порядка нескольких процентов скорости набегающего потока. Однако несмотря на малость, они приводят к возмущению продольного сдвигового потока, в значительной степени определяя структуру турбулентных пристенных течений в окрестности линии пересечения плоских поверхностей. В частности, тот факт, что темп нарастания пограничного слоя в биссекторной плоскости двугранного угла несколько меньше, чем в двумерной области, следует отнести за счет утоньшающего воздействия поперечных течений. Не случайно в случае изменения направления их движения на противоположное, как это имеет место при ламинарном обтекании, пограничный слой в плоскости симметрии становится значительно более развитым [39 ]. Вторичные течения воздействуют как механизм конвективного переноса в плоскости, нормальной к направлению основного потока. Как с,тедует из [61] на основе оценки членов первого порядка, эти течения конвектируют количество движения, завихренность основного потока, а также полную энергию среднего движения. Воздействуя на распределение изотах, поперечные потоки существенно изменяют также протяженность области взаимодействия, коэффициент поверхностного трения, тепловой поток к стенке [148] и другие характеристики вязкого течения в угле. [c.122]

Влияние неизотропности турбулентности и сжимаемости потока на процесс взаимодействия турбулентного пограничного слоя с турбулентностью набегающего потока исследовалось в [3.8] и [3.9]. Установлено, что неизотроп-ность и сжимаемость (при дозвуковых скоростях) не влияют на отношение A f/ fo Таким образом, имеющиеся в литературе опытные данные свидетельствуют о том, что характер воздействия степени турбулентности потока на коэффициент поверхностного трения в турбулентном пограничном слое определяется не только величиной е, но и соотношением между масштабом турбулентности потока L и толщиной пограничного слоя 6, а также числом Ре , характеризующим степень развития турбулентного пограничного слоя. [c.147]

Рис. 3.12. Относительные значения коэффициентов поверхностного трения С//С/о (а) и теп лоотдачи St/Sto, полученные с помощью теплового метода Клаузера (б) и метода начального наклона (в), в зависимости от эквивалентной турбулентности еэкв. /- — формулы (3.16),

Исследовался турбулентный пограничный слой в безградиентном несжимаемом потоке dp/dx = 0). Поскольку в опытах особое внимание уделялось точности опытного определения коэффициента поверхностного трения, то измерения дублировались с использованием двух принципиально разных методов метода Клаузера [3.19] и усовершенствованного метода Престона 3.47]. На рис. 3.43с приведены результаты измерения коэффициента поверхностного трения f = с помощью метода Клаузера в зависимости от числа Рейнольдса, вычисленного по толщине потери импульса. [c.196]

Репик Е.У. Метод расчета коэффициентов поверхностного трения в турбулентном пограничном слое при больших сверхзвуковых скоростях и низких значениях температурного фактора // Ученые записки ЦАГИ. 1997. Т. 28, № 3-4. С. 79-102. [c.215]

На каплю, помещенную в поле однородной и изотропной турбулентности, действуют следующие силы со стороны внешней жидкости динамический напор Q = kfPeU /2, где — коэффициент, имеющий порядок 0,5 — плотность внешней жидкости и скорость внешней жидкости относительно капли сила вязкого трения F - где — коэффициент вязкости внешней жидкости У= (4ео/ 15лл г) "2 — средняя скорость сдвига о — удельная диссипация энергии Vs = Це/Ре коэффициент кинематической вязкости. Кроме того, на поверхность капли действует сила поверхностного натяжения = IZ/R, где S — коэффициент поверхностного натяжения R — радиус капли. В зависимости от того, какая из внешних сил, действующих на поверхность капли, доминирует, возможны два механизма дробления капли. [c.275]

Справочник химика 21

Химия и химическая технология