Новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. Часть 3. Совершенствование термогазодинамических процессов
Збережено в:
| Дата: | 2008 |
|---|---|
| Автор: | |
| Формат: | Стаття |
| Мова: | Russian |
| Опубліковано: |
Інститут технічної теплофізики НАН України
2008
|
| Назва видання: | Промышленная теплотехника |
| Теми: | |
| Онлайн доступ: | http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/61194 |
| Теги: |
Додати тег
Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Цитувати: | Новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. Часть 3. Совершенствование термогазодинамических процессов / А.А. Халатов // Промышленная теплотехника. — 2008. — Т. 30, № 6. — С. 5-19. — Бібліогр.: 38 назв. — рос. |
Репозитарії
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| id |
irk-123456789-61194 |
|---|---|
| record_format |
dspace |
| spelling |
irk-123456789-611942014-04-27T03:01:42Z Новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. Часть 3. Совершенствование термогазодинамических процессов Халатов, А.А. Тепло- и массообменные процессы 2008 Article Новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. Часть 3. Совершенствование термогазодинамических процессов / А.А. Халатов // Промышленная теплотехника. — 2008. — Т. 30, № 6. — С. 5-19. — Бібліогр.: 38 назв. — рос. 0204-3602 http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/61194 532.516: 536.24.01 ru Промышленная теплотехника Інститут технічної теплофізики НАН України |
| institution |
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| collection |
DSpace DC |
| language |
Russian |
| topic |
Тепло- и массообменные процессы Тепло- и массообменные процессы |
| spellingShingle |
Тепло- и массообменные процессы Тепло- и массообменные процессы Халатов, А.А. Новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. Часть 3. Совершенствование термогазодинамических процессов Промышленная теплотехника |
| format |
Article |
| author |
Халатов, А.А. |
| author_facet |
Халатов, А.А. |
| author_sort |
Халатов, А.А. |
| title |
Новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. Часть 3. Совершенствование термогазодинамических процессов |
| title_short |
Новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. Часть 3. Совершенствование термогазодинамических процессов |
| title_full |
Новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. Часть 3. Совершенствование термогазодинамических процессов |
| title_fullStr |
Новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. Часть 3. Совершенствование термогазодинамических процессов |
| title_full_unstemmed |
Новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. Часть 3. Совершенствование термогазодинамических процессов |
| title_sort |
новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. часть 3. совершенствование термогазодинамических процессов |
| publisher |
Інститут технічної теплофізики НАН України |
| publishDate |
2008 |
| topic_facet |
Тепло- и массообменные процессы |
| url |
http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/61194 |
| citation_txt |
Новые вихревые технологии аэротермодинамики в энергетическом газотурбостроении. Часть 3. Совершенствование термогазодинамических процессов / А.А. Халатов // Промышленная теплотехника. — 2008. — Т. 30, № 6. — С. 5-19. — Бібліогр.: 38 назв. — рос. |
| series |
Промышленная теплотехника |
| work_keys_str_mv |
AT halatovaa novyevihrevyetehnologiiaérotermodinamikivénergetičeskomgazoturbostroeniičastʹ3soveršenstvovanietermogazodinamičeskihprocessov |
| first_indexed |
2025-07-05T12:12:43Z |
| last_indexed |
2025-07-05T12:12:43Z |
| _version_ |
1836808996300783616 |
| fulltext |
Управление структурой потока
Отрыв потока. Как показано в [1], одиночный
и двойной ряд “мелких” сферических и цилинд;
рических углублений (h/D = 0,10) генерируют
объемно;вихревые флуктуации потока за углуб;
лениями. Эти пульсации вносят дополнительную
кинетическую энергию в пограничный слой,
способствуя повышению его устойчивости (по;
ложительный градиент давления) или “актива;
ции” ламинарно;турбулентного перехода. Эти
свойства одно; и двухрядной системы поверхно;
стных углублений позволили предложить новый
метод пассивного контроля отрывом потока око;
ло выпуклой поверхности лопатки турбины [2].
Форма углубления играет важную роль в
формировании структуры объемных флуктуа;
ций потока. Для первого и второго ряда ци;
линдрических углублений максимальное зна;
чение числа Струхаля (максимум флуктуаций)
наблюдается при ReD ≈ 10000, а для сферических –
при ReD ≈ 17000. Однако, как показано в [1], в
обоих случаях абсолютный уровень флуктуаций
второго ряда ниже, чем первого, т.е. пульсации
первого ряда “подавляют” пульсации второго ряда.
Это означает, что для управления отрывом потока
более целесообразно использовать однорядную
систему углублений.
В работах [3, 4] приведены результаты экспери;
ментального исследования однорядной системы
“мелких” сферических углублений (h/D ≈ 0,10) на
выпуклой поверхности лопатки газовой турби;
ны. Измерения показали, что наиболее эффек;
тивно отрыв потока “подавляется” при установке
поперечного ряда углублений непосредственно
перед областью отрыва потока. Было обнаруже;
но, что при установке углублений потери давле;
ния практически отсутствуют при больших (рас;
четных) числах Рейнольдса и минимальны по
сравнению со всеми другими методами при низких
(нерасчетных) числах Рейнольдса. Таким образом,
положительные свойства “мелких” поверхност;
ных углублений проявляются там, где имеет место
отрыв потока.
В работе [5] выполнено компьютерное моде;
лирование и экспериментальное исследование
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6 5
ТЕПЛО� И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
УДК 532.516: 536.24.01
ХАЛАТОВ А.А.
Институт технической теплофизики НАН Украины
НОВЫЕ ВИХРЕВЫЕ ТЕХНОЛОГИИ
АЭРОТЕРМОДИНАМИКИ В ЭНЕРГЕТИЧЕСКОМ
ГАЗОТУРБОСТРОЕНИИ
Часть 3. Совершенствование
термогазодинамических процессов
Cр – коэффициент давления;
D, d – диаметр углубления;
f – коэффициент поверхностного трения;
H – высота канала;
h – глубина углубления;
m – массовый расход;
Nu – число Нуссельта;
Re – число Рейнольдса;
S – поверхность теплообмена;
T – температура.
Индексы:
1 –вход;
2 –выход;
0 – осевой поток (стандарные условия);
г – “горячий” теплоноситель;
х – “холодный” теплоноситель.
ламинарного обтекания лопатки газовой турби;
ны на нерасчетном режиме работы. Расчеты по;
казали, что постановка перед областью отрыва
потока на выпуклой поверхности одного ряда
“мелких” углублений сферической формы
(h/D = 0,09) существенно подавляет отрывные
явления и сдвигает область отрыва потока к вы;
ходной области лопатки (рис. 1). Одновременно
обнаружено, что высокая турбулентность внеш;
него потока снижает положительный эффект
управления отрывом потока.
Предельным случаем однорядной системы уг;
лублений является поперечная канавка полусфе;
рического профиля. В работе [6] эксперимен;
тально и численно исследованы характеристики
аэродинамического профиля NACA;0015 (США)
на различных углах атаки, на стороне разрежения
которого формируется отрыв потока. Изучалось
влияние “мелкой” полусферической канавки
(h/D = 0,10…0,15), установленной перед об;
ластью отрыва потока. Расчеты показали, что
формируемое внутри канавки циркуляционное
течение (рис. 2) “активирует” переход к турбу;
лентному режиму в задней части канавки и спо;
собствует подавлению отрыва потока.
На рис. 3 приводятся результаты визуализации
потока поверхностными индикаторами при экс;
периментальном исследовании обтекания про;
филя NACA;0015 воздушным потоком под углом
атаки 3 градуса. Хорошо видно, что постановка
поперечной канавки на поверхности профиля
способствует быстрому присоединению потока к
поверхности профиля и существенному умень;
шению протяженности зоны отрыва.
На рис.4 показано распределение статическо;
го давления около аэродинамического профиля
при обтекании под углом атаки 3 градуса. Пики
давления внутри канавки характеризуют слож;
ную структуру потока, связанную с образованием
зоны отрыва и рециркуляцией потока. Примерно
такой же характер распределения статического
давления был обнаружен ранее в сферическом
углублении [7]. Как следует, поперечная канавка
подавляет отрыв потока, но уменьшает подъем;
ную силу профиля (площадь внутри кривой ста;
тического давления на рис.4). Это объясняется
большими потерями давления внутри канавки
вследствие наклонного натекания внешнего по;
тока на область выхода из канавки. По;видимо;
му, оптимальное (более “гладкое”) проектирова;
ние выходной кромки канавки может привести к
положительным результатам с точки зрения аэ;
родинамических характеристик профиля.
Поперечно�обтекаемый цилиндр является эле;
ментом многих технических устройств. Его обте;
кание характеризуется, как правило, смешанным
режимом течения и отрывом потока в кормовой
области. Одним из методов пассивного управле;
6 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
Рис. 1. Обтекание лопатки турбины низкого давления в нерасчетных условиях.
а – гладкая лопатка; б – лопатка с одним рядом сферических углублений (стрелка). (ReL = 25000) [5].
а б
ния отрывом потока может служить нанесение
поверхностных углублений на поверхность цили;
ндра. Первые эксперименты, выполненные в ра;
боте [8], показали, что “мелкие” сферические уг;
лубления (h/D = 0,10) на внешней поверхности
одиночной трубы при ее поперечном обтекании
смещают область отрыва потока в кормовую об;
ласть и уменьшают критическое число Рейнольд;
са по сравнению со случаем обтекания гладкой
трубы. Более поздние эксперименты при попе;
речном обтекании трубы с углублениями [9] так;
же подтвердили смещение точки отрыва в кормо;
вую область трубы, уменьшение области
обратного течения и потери давления
(Red = 139000...360000). В экспериментах было
также обнаружено, что потери давления меньше
для “мелких” углублений, а кривая, описываю;
щая коэффициент сопротивления в зависимости
от числа Рейнольдса, фактически такая же, как и
у мяча для игры в гольф [10].
В работах [11, 12] изучено поперечное обтека;
ние одиночного ряда круглых труб с симметрич;
ными и несимметричными углублениями цили;
ндрической формы диаметром d = 1,0...3,0 мм и
относительной глубиной h/d = 0,067...0,68. Ре;
зультаты исследования показали, что за цилинд;
ром с углублениями на поверхности зона отрыва
потока существенно меньше, чем при обтекании
гладкого цилиндра (рис. 5). Число Струхаля, ха;
рактеризующее нестационарные флуктуации по;
тока в зоне отрыва потока изменялось от 0,21 до
0,96. Симметричные углубления более эффек;
тивно подавляют отрыв потока, наименьшая зо;
на обратного течения обнаружена за трубой с
симметричными углублениями диаметром 1,0 мм
и относительной глубиной 0,68 (LS) и трубой с
симметричными углублениями диаметром 3,0 мм
и относительной глубиной 0,06 (GS).
В отличие от гладкого цилиндра ширина зоны от;
рыва потока за трубой с углублениями изменяется
по кривой с минимумом в области Red=9000...28000
(рис. 6), причем при Red>40000...50000 ширина зоны
отрыва практически стабилизируется. Для каждого
типа углубления существует определенное число
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6 7
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
Рис. 2. Структура потока в двумерной канавке
при обтекании аэродинамического профиля
NACA�0015 под углом атаки 3 о (ReL = 238000) [6].
Рис. 3. Линии тока на поверхности аэродинамического
профиля NACA�0015 при угле атаки 3 о. а – гладкий
профиль; б – профиль с канавкой [6]. Стрелки
показывают линию отрыва потока.
Рис. 4. Коэффициент давления на поверхности
гладкого профиля NACA�0015 (пунктир) и профиля
с продольной канавкой (сплошная линия) под углом
атаки 3 о. ReL = 238000 [6].
а б
Рейнольдса, при котором зона отрыва потока явля;
ется минимальной.
Для эффективного управления структурой по;
тока большое значение имеет определение режи;
мов течения в углублении при воздействии раз;
личных факторов. В работе [13] на основе
обобщения опубликованных данных построена
карта режимов течения в одиночном углублении
сферической формы. Данные, приведенные в
[13], могут быть также использованы при анали;
зе одно; и многорядных систем углублений, пос;
кольку структура потока в одиночном углубле;
нии незначительно отличается от таковой в
углублении, расположенном в двух;, трех; и мно;
горядной системе углублений [1]. Наиболее ин;
тересная c практической точки зрения область
“смерчевого” поведения вихря наблюдается в об;
ласти h/D = 0,1…0,5, и граница этой области оп;
ределяется уравнением [13]
h/D = 3200ReD
–1 + 0,054, (3.1)
где ReD – число Рейнольдса, построенное по диа;
метру углубления. В наиболее глубоком углублении
(h/D=0,5) “смерчеобразный” режим поведения
вихря возникает при ReD>7000, а при обтекании
“мелкого” углубления (h/D<0,10) образуются толь;
ко объемно; вихревые флуктуации потока [1].
Вихревые ячейки [14] относятся к активно;
пассивным методам управления отрывом потока
на поверхности плохообтекаемых тел. Они
представляют собой выемку (чаще круговую) на
поверхности обтекаемого тела, внутри которой
образуется область с замкнутыми линиями тока.
Такая выемка является генератором вихрей, кото;
рые вносятся в пограничный слой и подавляют от;
рыв потока (пассивный режим). Степень вихревого
движения в вихревой ячейке может быть сущест;
венно увеличена за счет тангенциальной подачи и
закрутки потока внутри нее (активный режим).
Система вихревых ячеек встраивается в корпус
плохообтекаемых тел и используется для управ;
ления отрывом потока. Одним из примеров явля;
ется аппарат типа “летающей тарелки” “ЭКИП”,
срединное сечение которого представляет собой
относительно толстый профиль [14]. Примене;
ние вихревых ячеек позволило добиться полного
подавления отрыва потока и существенного по;
вышения аэродинамического качества летатель;
ного аппарата.
Вторичные течения. Свойство поверхностных
углублений генерировать нестационарные вихре;
вые структуры, привело к новой идее “газодина;
8 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
Рис. 5. Линии тока за одним рядом круглых труб с
углублениями на поверхности [11, 12].
Сплошные линии – гладкий цилиндр (Red=10000);
пунктирные – симметричные и несимметричные
углубления (Red=21680).
Рис. 6. Ширина зоны отрыва потока L за цилиндром
с поверхностными углублениями [11, 12].
1 – гладкая труба; 2–4 – симметричные
углубления: 2 – d =1,0 мм, h/d=0,32; 3 – d =1,0 мм,
h/d=0,68; 4–d= 3,0 мм, h/d= 0,067;
5 – несимметричные углубления: d=2,6 мм,
h/d=0,23.
мического замка” в узком зазоре за счет форми;
рования вихревых структур, способных перекры;
вать узкий зазор [15]. Углубления, выполненные
на верхней торцевой поверхности лопатки и не;
подвижном корпусе турбины, генерируют вихре;
вые структуры, которые при их взаимодействии в
условиях вращения лопатки уменьшают вторич;
ные перетекания со стороны поверхности давле;
ния лопатки на сторону разрежения, способствуя
повышению КПД ступени. Эта проблема исклю;
чительнo важна для современного газотурбостро;
ения и может сочетаться с тепловым регулирова;
нием зазора.
Новые поверхности теплообмена
Специфические свойства поверхностных ге;
нераторов вихрей широко используются для ин;
тенсификации теплообмена. Подробный анализ
исследований теплообмена около поверхностей с
многорядными углублениями представлен в мо;
нографии [1]. В работах [16, 17] представлены
обобщенные диаграммы, характеризующие ин;
тенсификацию теплообмена, гидравлическое
сопротивление, фактор аналогии Рейнольдса и
параметр теплогидравлической эффективности в
каналах прямоугольного сечения с цилиндричес;
кими и сферическими углублениями, а также со
сферическими углублениями и выступами.
В ряде приложений, в частности при создании
теплообменных аппаратов с существенно раз;
личным давлением в трактах “горячего” и “хо;
лодного” теплоносителя, применение обычных
каналов невозможно, и для предотвращения их
“смятия” необходимо использование контроли;
рующих элементов. Для этого случая в ИТТФ
НАН Украины разработаны и исследованы более
десяти вариантов новых поверхностей теплооб;
мена, основанных на использовании углублений
различной формы и глубины [1, 18], некоторые
из которых представлены на рис. 7.
Отличительная особенность разработанных
поверхностей состоит в том, что наряду с поверх;
ностными углублениями они включают специ;
альные элементы для поддержания постоянной
высоты теплообменного канала. Так как эти эле;
менты частично перекрывают поперечное сече;
ние канала, то они могут разрушать вихревую
структуру, генерируемую углублениями. Для оп;
ределения теплогидравлических характеристик
каналов было проведено подробное исследова;
ние теплообмена и гидравлического сопротивле;
ния новых поверхностей теплообмена, на основе
которого далее выполнены расчеты фактора анало;
гии Рейнольдса (Nu/Nu0)/(f/f0) и параметра тепло;
гидравлической эффективности (Nu/Nu0)/(f/f0)0,33.
Ниже рассмотрены наиболее важные результаты
этих исследований.
Канал “углубления�углубления”. В “узком” ка;
нале (H/D = 0,175) со сферическими углубления;
ми на обеих сторонах интенсификация теплооб;
мена Nu/Nu0 составляет 2,1...3,7 при изменении
плотности углублений от 40 до 67% [1]. Наиболь;
шие значения фактора интенсификации тепло;
обмена (Nu/Nu0 = 3,7) и параметра теплогидрав;
лической эффективности (2,8) получены при
плотности углублений 67% и эквивалентом числе
Рейнольдса (Rе) около 2400 (рис. 8). Фактор ана;
логии Рейнольдса в канале превышает единицу
во всем диапазоне чисел Рейнольдса.
Канал с овальными сферическими углублениями.
В работе [19] исследованы “узкие” каналы, обра;
зованные поверхностями с овальными углубле;
ниями (рис. 7, д; H/D = 0,175; высота канала
H = 2,1 мм; D =12 мм – диаметр углубления). Ка;
нал образован наложением поверхностей с
овальными углублениями и их смещением друг
относительно друга на угол 45о. Интенсификация
теплообмена при различной плотности углубле;
ний (60...73%) составляет 3,3...4,3, а относитель;
ное увеличение гидравлического сопротивления
f/f0 – 33...62. Теплогидравлическая эффектив;
ность при этом изменяется от 0,8 до 1,4, причем
наибольшие ее значения получены в области бо;
лее низких значений эквивалентного числа Рей;
нольдса (Re=2200…2600) при плотности углуб;
лений 55%. Выводы, приведенные в работе [19],
указывают на необходимость дальнейшего со;
вершенствования поверхности с овальными уг;
лублениями в направлении снижения гидравли;
ческого сопротивления.
Канал “углубления – выступы”. В работе [20]
изучен канал, образованный наложением обрат;
ной стороны тонкой (0,2 мм) поверхности, име;
ющей сферические выступы, на поверхностью с
углублениями. Выпуклости на обратной стороне
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6 9
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
поверхности плотно контактируют с плоской по;
верхностью между углублениями при шахматном
и коридорном расположениях углублений и выс;
тупов. Высота канала Н составляла 2,0 мм, диа;
метр D – 10 мм (H/D = 0,2), а плотность углубле;
ний изменялась от 34 до 48,5%. Максимальная
интенсификация теплообмена, достигнутая при
Re = 2400, составила 4,6 для “шахматного” (плот;
ность – 48,5%) и “коридорного” (плотность –
34%) расположений сферических углублений.
Наибольшее значение фактора аналогии Рей;
нольдса (около 0,4) и параметра теплогидравли;
ческой эффективности (около 2,0) имеет поверх;
ность с “коридорным” расположением
углублений при Re ≈ 2400 и плотности углубле;
ний 34%. Таким образом, “коридорное” располо;
жение углублений при умеренной плотности уг;
лублений является более предпочтительным,
поскольку в меньшей степени разрушает вихре;
вую структуру, генерируемую углублениями.
Канал “углубления – дистанционирующие выс�
тупы”. В этом случае дистанционирующие
выступы полусферической формы плотно кон;
тактируют с плоской поверхностью между углуб;
лениями (рис. 7, б). В работе [1] представлены ре;
зультаты исследования “узкого” канала высотой
2,1 мм с углублениями диаметром 12,0 мм
(H/D = 0,175); эквивалентное число Рейнольдса
изменялось от 950 до 5500. Максимальная интен;
сификация теплообмена (Nu/Nu0 = 4,2) достиг;
нута при Re ≈ 2400, а относительные потери дав;
ления f/f0 при этом составили 10,5. Наибольшее
значение фактора аналогии Рейнольдса для рас;
сматриваемого канала при Re > 2400 составило
10 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
Рис. 7. Новые теплообменные поверхности [19].
а, г – шахматное и коридорное расположения углублений; б – сферические углубления и
дистанционирующие выступы; в – сферические углубления и диагональные ребра; д – сферические
углубления с овалом (“кратеры”); е – продолговатые углубления и выступы.
а
б
в
г
д е
около 0,4 , а параметра теплогидравлической эф;
фективности – 1,9. Это примерно соответствует
данным, полученным для канала “углубления –
выступы”. При Re > 2400 отношение f/f0 сохра;
няется примерно постоянным, а фактор интен;
сификации теплообмена Nu/Nu0 незначительно
снижается.
Канал “продолговатые углубления – выступы”.
В работе [21] изучены три канала с поперечным
расположением продолговатых углублений и
продольным расположением продолговатых
выступов (рис. 7, е; Н = 2,0 мм) и два канала с по;
перечными выступами и продольными углубле;
ниями такой же формы (Н = 2,5 мм). Эквивале;
нтное число Рейнольдса изменялось от 710 до
8600. Максимальная интенсификация теплооб;
мена в зависимости от конфигурации составила
6,0...9,1 (Re ≈ 2400), а относительные потери дав;
ления изменялись от 18 до 130. Так же, как и в
предыдущем случае, отношение f/f0 при Re>2400
остается примерно постоянным, а отношение
Nu/Nu0 – незначительно снижается. Фактор
аналогии Рейнольдса уменьшается с ростом чис;
ла Рейнольдса, а параметр теплогидравлической
эффективности изменяется по кривой с макси;
мумом при Re ≈ 2400. Наибольшее значение фак;
тора аналогии Рейнольдса составило 0,34
(Re ≈ 1000), а параметра теплогидравлической
эффективности – 2,1 (Re ≈ 2400).
Канал “углубления – диагональные ребра”. При
наложении поверхностей с диагональными реб;
рами друг на друга формируется “узкая” вихревая
матрица. Изучены два канала с углом пересече;
ния ребер β = 45о (рис.7, в) и высотой канала
2,0 мм (высота ребра 1,0 мм). Продольный и по;
перечный шаги углублений равнялись 10 мм, эк;
вивалентное число Рейнольдса изменялось от 950
до 9050. Первый канал имел сферические углубле;
ния диаметром 12,0 мм и глубиной 2,4 мм, распо;
ложенные в области между диагональными ребра;
ми, а второй канал таких углублений не имел.
Исследования показали, что нанесение углуб;
лений практически не влияет на величину факто;
ра интенсификации теплообмена (Nu/Nu0). Это
отношение изменяется по кривой с максимумом
при Re ≈ 2400, причем его максимальное значе;
ние cоставляет 6,2. Отношение f/f0 для обеих
конфигураций достигает максимума при
Re ≈ 2400, а затем сохраняется примерно посто;
янным. Опытные данные для “узкой” вихревой
матрицы с углублениями незначительно (5...7%)
превышают результаты, полученные для вихре;
вой матрицы без углублений. Максимальная ве;
личина отношения f/f0 для матрицы с углублени;
ями составляет приблизительно 22. Фактор
аналогии Рейнольдса при изменении числа Рей;
нольдса от 1000 до 8000 уменьшается от 0,4 до 0,2,
а параметр теплогидравлической эффективности
изменяется по кривой с максимумом при
Re ≈ 2400. Максимальное значение этого пара;
метра для обеих конфигураций составляет 2,3.
Сравнительный анализ. На рис. 8 дается срав;
нение новых поверхностей теплообмена. Интен;
сификация теплообмена и увеличение гидравли;
ческого сопротивления приведены на рис. 8, а,
откуда следует, что отношения Nu/Nu0 и f/f0 за;
висят от числа Рейнольдса: для всех каналов от;
ношение Nu/Nu0 достигает максимума при
Re ≈ 2400. Наибольшая степень интенсификации
теплообмена (6,2) имеет место в канале с углуб;
лениями и диагональными ребрами. Для канала с
углублениями и дистанционирующими выступа;
ми максимальное значение интенсификации
составляет 4,2, а для канала с углублениями на
двух сторонах канала – только 2,5. При Re>5000
отношения Nu/Nu0 и f/f0 незначительно умень;
шаются для всех исследованных каналов.
Результаты определения фактора аналогии
Рейнольдса приведены на рис. 8, б. Значение
больше единицы получено только для канала с
углублениями на двух сторонах. Загромождение
поперечного сечения канала контролирующими
элементами (каналы 2 – 5) существенно снижает
фактор аналогии Рейнольдса вследствие частич;
ного или полного разрушения вихревой струк;
туры, генеририруемой углублениями. В канале с
диагональными ребрами (с углублениями и без
них) фактор аналогии Рейнольдса изменяется от
0,4 при малых числах Рейнольдса до 0,2 при
Re=10000. Для канала с углублениями и дистан;
ционирующими выступами он имеет более вы;
сокое значение, изменяясь от 0,5 при малых чис;
лах Рейнольдса до 0,35 при Re = 5500.
Параметр теплогидравлической эффективнос;
ти для всех каналов изменяется по кривой с мак;
симумом при Re ≈ 2400 (рис. 8, б), причем наи;
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6 11
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
большее значение имеют каналы с диагональны;
ми ребрами и углублениями. Канал с углублени;
ями на двух сторонах канала имеет невысокие
значения параметра теплогидравлической эф;
фективности вследствие низкого уровня интен;
сификации теплообмена. Таким образом, поверх;
ность с диагональными ребрами и углублениями
между ними обладает наиболее высокими пока;
зателями интенсификации теплообмена и тепло;
гидравлической эффективности.
В ряде случаев, в частности в высокотемпера;
турных аппаратах, использование поверхностей
теплообмена с многорядными углублениями зат;
руднительно вследствие возникновения значи;
тельных термических напряжений из;за большой
разницы температур между “горячим” и “холод;
ным” теплоносителем. В этом случае более при;
влекательными являются поверхности теплооб;
мена с двухрядными углублениями, которые
устанавливаются отдельными группами на поверх;
ности через 2–3 диаметра углублений.
В работах [22, 23] выполнено эксперименталь;
ное исследование теплообмена, поверхностного
трения и теплогидравлической эффективности
за двумя рядами углублений сферической, цили;
ндрической, ромбовидной и квадратной формы с
относительной глубиной h/D = 0,20 и 0,30. Ис;
следования показали, что для исследованной по;
верхности фактор аналогии Рейнольдса и пара;
метр теплогидравлической эффективности
всегда больше единицы, при этом теплогидрав;
лическая эффективность двухрядных и много;
рядных систем практически одинакова и нахо;
дится в диапазоне 1,1…2,1.
Выше было рассмотрено использование сим;
метричных и несимметричных углублений на
внешней поверхности круглой трубы при управ;
лении отрывом потока при поперечном обтека;
нии. Трубы с поверхностными углублениями мо;
гут также эффективно использоваться и для
интенсификации внешнего теплообмена. Иссле;
дования, выполненные в [11, 12] при поперечном
обтекании одиночного ряда труб, показали, что
интенсификация среднего теплообмена наблю;
дается для симметричных и несимметричных уг;
лублений, причем наибольшие значения фактора
интенсификации (Nu/Nu0 = 1,70...1,78) получе;
ны в области больших чисел Рейнольдса при об;
текании труб с глубокими несимметричными
(h/D = 0,23) и мелкими симметричными углуб;
лениями (h/D = 0,09). Трубы с наиболее глубоки;
ми симметричными углублениями (h/D = 0,68)
обладает наихудшими показателями по теплооб;
мену. Наибольшая теплогидравлическая эффек;
12 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
Рис. 8. Теплогидравлические характеристики
новых поверхностей теплообмена [18].
1 – канал “углубления – углубления” (рис. 7, а),
плотность углублений 55%;
2 – канал “углубления – выступы”;
3 – канал “углубления – диагональные ребра”;
4 – канал “углубления – полусферические
дистанционирующие выступы”;
5 – канал “продолговатые углубления – выступы”.
тивность наблюдается для труб с несимметрич;
ными углублениями.
Что касается углублений на внутренней пове;
рхности трубы, то при использовании сферичес;
ких углублений параметр теплогидравлической
эффективности существенно меньше единицы
[1]. Применение цилиндрических углублений
при определенном сочетании их диаметра,
плотности и глубины может привести к увеличе;
нию теплообмена и снижению гидравлических
потерь [1]. В этом случае положительный эффект
достигается за счет “качения” основного потока
по вихревым структурам, которые генерируются
углублениями, и частичной замены трения
скольжения трением качения. В частности, в ра;
боте [24] при изучении особенностей обтекания
двухрядной системы углублений на плоской по;
верхности были обнаружены режимы обтекания
поверхности, когда трение качения частично или
полностью заменялось трением скольжения.
Теплообменные аппараты
Новые поверхности, разработанные в ИТТФ
НАН Украины, имеют большую перспективу для
использования в регенераторах микротурбин и
газовых турбин механического привода, а также в
теплообменниках, применяемых в индивидуаль;
ных тепловых пунктах. Применение дистанцио;
нирующих элементов в этом случае является не;
обходимым, т.к. один из теплоносителей имеет
более высокое давление.
Одна из возможных схем кольцевого спираль;
ного теплообменника (регенератора) предложена
в работе [25]. В этой схеме (рис. 9) реализуется
противоточное течение теплоносителей, за счет
чего достигается высокая тепловая эффектив;
ность, которая сочетается с относительно низки;
ми потерями давления. В работе [26] рассмотрена
конструкция спирального теплообменника
(регенератора), в которой использованы поверх;
ности теплообмена с диагональными ребрами и
углублениями между ними (рис. 7, в), обладаю;
щие наиболее высокими показателями теплогид;
равлической эффективности. Пилотный вариант
теплообменника, созданный и испытанный в
ИТТФ НАН Украины, демонстрировался на
выставке в США в 2007 г.
На рис. 10 приведено сравнение удельных по;
казателей поверхностей теплообмена с углубле;
ниями (риc. 7), а также гофрированных поверх;
ностей, широко применяемых при изготовлении
теплообменников (регенераторов) [1]. Как следу;
ет, наилучшими характеристиками обладают ка;
налы с диагональными ребрами и углублениями.
Поскольку в данном случае используется не уве;
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6 13
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
Рис. 9. Cхема теплообменника (регенератора) спирального типа [22].
личение поверхности теплообмена, а интенси;
фикация теплообмена, то при заданных потерях
давления длина поверхности теплообмена может
быть сделана несколько бoльшей, чем поверх;
ности с другими типами интенсификаторов. Это
позволяет более равномерно распределить тепло;
носитель по сечению теплообменного канала.
Исследования показали, что тепловая эффек;
тивность теплообменника при одинаковых рас;
ходах холодного и горячего воздуха в обоих трак;
тах составила 0,80...0,83. Одновременно было
показано, что в конструкции теплообменника
имеется большой резерв дальнейшего повыше;
ния теплообмена за счет увеличения высоты выс;
тупов (глубины углублений) или уменьшения
высоты канала до 1,5 мм (последний вариант уве;
личивает технологические трудности из;за слож;
ности выполнения боковых щелей). При улучше;
нии гидродинамики входных и выходных зон
следует ожидать снижения общего сопротивле;
ния газового тракта, что дает возможность увели;
чения длины теплообменной зоны на 20...30% и
повышения эффективности теплообменника до
88...89% [26].
Среди других важных применений техники
поверхностных углублений следует упомянуть
плоские радиаторы для автомобилей [27] и ин;
тенсификацию тепло; и массообмена в закризис;
ной области теплообмена ядерных энергоустано;
вок [28]. В работе [28] показано, что
интенсификация теплообмена в закризисной об;
ласти может достигать 4,0, что показывает высо;
кие потенциальные возможности техники по;
верхностных углублений для интенсификации
массообмена между перегретым пристенным па;
ровым слоем и ядром потока, содержащим жид;
кие капли. Предложенное в работе [28] эмпири;
ческое уравнение обобщает опытные данные по
теплоотдаче к пароводяной смеси в закритичес;
кой области при течении в кольцевом канале.
Технология поверхностных углублений может
быть использована для увеличения критического
теплового потока в ядерной энергетике. Пред;
ставленные в работе [29] результаты показали
увеличение критического теплового потока на
поверхности почти в 5 раз, что обусловлено более
эффективным удалением в поток зародышей па;
ровой фазы и паровых пузырьков. В патентах
России и США [30, 31] описана теплообменная
поверхность с углублениями, на основе которой
созданы высокоэффективные воздухоподогрева;
тели, котлы и теплообменники различного наз;
начения.
Процессы горения
Вихревые и закрученные потоки уже много лет
используются при организации и совершенство;
вании горения жидких, твердых и газообразных
топлив. Высокая турбулентность, устойчивая зо;
на обратных и рециркуляционных течений, зна;
чительные радиальные градиенты скорости и
давления в потоке способствуют эффективной
стабилизации пламени и качественному сжига;
нию топлива. Среди хорошо известных и уже
много лет используемых конструкций следует от;
метить вихревые горелки и предтопки, авиаци;
онные и судовые камеры сгорания, циклонные и
вихревые топки, пылеугольные котлы и вихре;
вые топки Н. Голованова в энергетике.
14 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
Рис. 10. Удельная поверхность теплообмена для
конфигураций, представленных на рис. 7 [23].
1 – канал “выступы�выступы”, шахматное
расположение; 2 – канал “выступы�выступы”,
коридорное расположение; 3 – канал “углубления –
полусферические дистанционирующие выступы”;
4 – канал “диагональные ребра с углублениями”;
5 – трапецоидальные гофры, синусообразные по длине.
ε = (Т2х – Т1х)/(Т1г – Т1х) – тепловая
эффективность; Т1 и Т2 – входная и выходная
температура.
Cвойства вихревого потока в поверхностных
углублениях были использованы для эффектив;
ного и низкотоксичного сжигания газообразного
топлива [32, 33]. Исследования показали, что го;
рение разрушает пульсирующие вихревые струк;
туры внутри сферического углубления и транс;
формирует их в тороидальную структуру [1, 32].
Стабильное горение природного газа в глубоком
полусферическом углублении (h/D = 0,5) наблю;
дается только в случае, когда газообразное топ;
ливо подается в заднюю область углубления
(ϕ = 135о...225о).
Визуализация потока при сжигании пропано;
воздушной смеси с помощью тонкоизмельчен;
ного порошка алюминия и компьютерный
анализ фотографии позволяют увидеть внутри
углубления тороидальные вихревые структуры и
след вниз по потоку (рис. 11). Наиболее высокая
температура имеет место в задней части углубле;
ния, в то время, как небольшая зона низкой тем;
пературы сохраняется в его центре. Из;за значи;
тельного всасывания холодного воздуха вокруг
контура углубления формируется узкая полоса
низкой температуры. Зона горения внутри углуб;
ления и след от пламени достаточно короткие в
случае, если количество подаваемого газа малo.
Однако след расширяется до трех диаметров уг;
лубления вниз по потоку при увеличении массы
подаваемого газа. Высота канала, градиент дав;
ления и скорость набегающего потока слабо вли;
яют на структуру потока в углублении при горе;
нии [32, 33].
В соответствии с этими результатами канал теп;
лообменного аппарата со сферическими углубле;
ниями на обеих сторонах канала (H/D = 0,4...1,0)
спроектирован таким образом, что природный
газ подается только через первый ряд углублений
(рис. 12), где осуществляется горение и стабили;
зация пламени. Второй и третий ряды углубле;
ний служат для дожигания смеси, а остальные
ряды используются для интенсификации тепло;
обмена в соседнем канале с жидкостю, образо;
ванном системой выпуклостей на обеих сторонах
канала.
Для всех высот канала, изученных в работе
[32], наблюдалось присоединение факелов пла;
мени с противоположных сторон канала. Соглас;
но выводу, приведенному в [32], система углубле;
ний на поверхности может обеспечить высокий
уровень дожигания топлива, низкую эмиссию
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6 15
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
Рис. 11. Горение природного газа (компьютерный
анализ) в сферическом углублении (h/D=0,50) [32].
Рис. 12. Схема теплообменного аппарата с
горением природного газа в углублении [33].
1 – секция теплообменного аппарата;
2 – углубления с горением и теплообменом;
3 – теплообменные поверхности; 4 – свеча
зажигания; 5 – газовые форсунки; 6 – область
горения газа.
вредных продуктов и уменьшение загрязнения
окружающей среды. При одинаковой тепловой
нагрузке теплообменный аппарат, основанный
на технике поверхностных углублений, компакт;
нее гладкоканального варианта почти в два раза.
В работах [34, 35] предложены новые
конструкции горелок для промышленных газо;
вых турбин. В [34] рассмотрена горелка, в кото;
рой для снижения выбросов окислов азота часть
продуктов сгорания подается в тракты первично;
го и вторичного воздуха, а на область контакта
топливо;воздушной смеси с вторичным возду;
хом для интенсификации горения накладывется
поле акустических колебаний. В [35] рассматри;
вается конструкция горелки, в которой исполь;
зуется стабилизация пламени за счет установки
углублений различной формы на поверхности
горелки. В отличие от струйно;нишевой техно;
логии, где стабилизация пламени осуществляет;
ся двумерными вихревыми системами (нишами),
применение углублений позволяет за счет гене;
рации трехмерных вихревых систем поддержи;
вать устойчивое горение в широком диапазоне
изменения расхода топлива и окислителя.
Новая концепция низкотоксичной камеры
сгорания газовой турбины с конвективным ох;
лаждением рассмотрена в патенте [36]. Широко
применяемое в настоящее время охлаждение ка;
меры сгорания осуществляется через многорядную
систему отверстий, что приводит к “заморажива;
нию” реакции образования двуокиси углерода и
сохранению в продуктах сгорания значительного
количества окиси углерода СО. Переход к “чис;
то” конвективной схеме охлаждения стенок ка;
меры сгорания позволит существенно снизить
концентрацию окиси углерода СО в продуктах
сгорания, но такой подход требует использова;
ния интенсификаторов теплообмена с низкими
потерями давления в охлаждающем тракте.
При использовании поверхностных углубле;
ний, обладающих пониженным сопротивлением,
конвективное охлаждение камеры сгорания с
полной (на вход) или частичной подачей “отра;
ботанного” охладителя в выходную часть камеры
сгорания [37] позволит создать низкотоксичную
камеру сгорания. Углубления располагаются на
обеих сторонах канала охлаждения (рис. 13), а
высота канала, диаметр углублений и плотность
их расположения подбираются из условия опере;
жающего роста теплообмена по сравнению с по;
терями давления в канале охлаждения. Сравни;
тельные эксперименты, выполненные в работе
[37], показали, что в широком диапазоне измене;
ния числа Рейнольдса (2000...35000) наиболее
низкие потери давления и наиболее высокий
фактор теплогидравлической эффективности
ставят технику поверхностных углублений выше
применяемых в настоящее время технологий
струйного охлаждения и оребрения поверхности.
Исследование теплообмена в прямоугольном
канале с углублениями на нижней поверхности и
оребрением боковых поверхностей, выполнен;
ное в работе [38], подтвердило принципиальную
возможность достижения высокого уровня теп;
лообмена в тракте охлаждения камеры сгорания
при малых потерях давления. Несколько таких
каналов, установленных по периметру камеры
сгорания, позволят организовать надежное кон;
вективное охлаждение камеры сгорания.
Заключение
Ввиду ограниченности объема статьи ее содер;
жание концентрируется только на вихревых тех;
нологиях аэротермодинамики, относящихся к
области энергетических газовых турбин. Как сле;
дует из содержания статьи, вихревые и закручен;
ные потоки обладают достаточно высоким теп;
лофизическим потенциалом и имеют большую
перспективу при разработке новых газотурбин;
ных технологий.
16 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
Рис. 13. Низкотоксичная камера сгорания с
конвективным охлаждением [37].
Положительные результаты, полученные в га;
зовых турбинах, могут стимулировать использо;
вание поверхностно;вихревых систем для конт;
роля отрыва потока на лопатках центробежного
компрессора, работающих в условиях положи;
тельного градиента давления. Осциллирующее
пленочное охлаждение может найти применение
при охлаждении наиболее теплонапряженной
области передней критической точки лопатки за
счет установки одного ряда углублений по высо;
те лопатки.
Сильнозакрученные потоки жидкости, харак;
теризующиеся высоким уровнем гидродинами;
ческих пульсаций, могут использоваться при при;
готовлении водотопливных композиций и
тонкодисперсном распылении жидкого топлива в
камере сгорания, что позволит значительно улуч;
шить процесс горения. В частности, использова;
ние вихреакустических эффектов может способ;
ствовать более надежной стабилизации пламени.
Очистка входного воздуха от мелкодисперсной
пыли играет важную роль при эксплуатации про;
мышленных газотурбинных установок. Неблагоп;
риятное воздействие вихревых структур на степень
очистки воздуха в низконапорных циклонных ап;
паратах может быть ликвидировано за счет нап;
равленного управления структурой сильнозакру;
ченного потока, установки различных элементов,
устраняющих как прецессию вихря, так и форми;
рование крупномасштабных вихревых структур.
Уникальные свойства закрученных и вихревых
потоков могут использоваться при создании низ;
котоксичных горелок и вихревых камер сгора;
ния, более совершенных вихревых теплогенера;
торов, микрокомпрессоров и эжекторов,
циклонных фильтров, вихревых эмульгаторов,
установок получения холода, новых тепломассо;
обменных аппаратов и технологий. Большой
практический интерес представляет контролиру;
емое управление кавитационными процессами в
сильнозакрученных потоках, где имеет место ин;
тенсивная перестройка межмолекулярных нано;
структурных образований.
ЛИТЕРАТУРА
1. Халатов А.А., Борисов И.И., Шевцов С.В.
Теплообмен и гидродинамика в полях центро;
бежных массовых сил. Том 5 – Тепломассообмен
и теплогидравлическая эффективность вихревых и
закрученных потоков. – К.: Изд. Ин;та техничес;
кой теплофизики НАН Украины, 2005. – 500 с.
2. Халатов А.А., Варганов І.С., Коваленко Г.В.,
Борисов І.І. Лопатка двигуна, турбіни, компресо;
ра, вентилятора // Патент України № 44532. –
2002.
3. Lake J., King P. & Rivir R. Low Reynolds
Number Loss Reduction on Turbine Blades with
Dimples and V;Grooves // AIAA Paper № 00;0738. –
2000.
4. Rivir R., Sondergaard R., Bons J. & Lake J.
Passive and Active Control of Separation in Gas
Turbines // AIAA Paper № 2000;2235.– 2000.
5. Rouser K. Use of Dimples to Suppress
Boundary Layer Separation on a Low Pressure
Turbine Blade // 2002. M.S. Thesis. – Air Force
Institute of Technology. – WPAFB. – Ohio USA. –
177 p.
6. Robarge T., Stark A., Seong K.�M., Khalatov A.
& Byerley A. Design Considerations for Using
Intended Surface Treatments to Control Boundary
Layer Separation // The 42d AIAA Aerospace
Sciences Meeting and Exhibit. – Reno USA. – 2004.
7. Афанасьев В.Н., Роганов П.С., Чудновский Я.П.
Процессы теплоотдачи при обтекании регуляр;
ных сферических вогнутостей турбулентным по;
током // Инженерно;физический журнал. –
1993. – Т. 63, № 1. –С.23–27.
8. Bearman P., Harvey J. Control of Circular
Cylinder Flow by the Use of Dimples // AIAA
Journal. – 1993. – Vol.31, №10. – P.1753;1756.
9. Козлов А.П., Щукин А.В., Агачев Р.С. Гидро;
динамические эффекты от сферических углубле;
ний на поверхности поперечно обтекаемого ци;
линдра // Изв. высш. учеб. заведений. – Серия
“Авиационная техника”. – 1994. – №2. – С. 27–34.
10. Bearman P. & Harvey J. Golf Ball
Aerodynamics // Aeronautical Quarterly. – 1976. –
Vol. 27, Pt. 2. – P. 112–122.
11. Kovalenko G.V., Khalatov A.A. Fluid Flow and
Heat Transfer Features at a Cross;Flow of Dimpled
Tubes in a Confined Space // ASME № GT2003;
38155. – 2003.
12. Kovalenko G.V., Khalatov А.А. Characteristic
Features of Hydrodynamics and Heat Transfer in
Transverse Flow Past Cylinders with Dimples in
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6 17
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
Single Row Bundles // Heat Transfer Research. –
2004. –Vol. 35, №7;8. – P. 472–486.
13. Халатов А.А., Коваленко Г.В., Терехов В.И.
Режимы течения в одиночном углублении, име;
ющем форму сферического сегмента // Труды VI
Минского международного форума по тепло; и
массообмену. – Минск: Изд. АН Беларуси. –
2008 (компакт;диск).
14. Баранов П.А., Гувернюк С.В., и др. Управле;
ние обтекания тел с вихревыми ячейками в при;
ложении к летательным аппаратам интегральной
компоновки. –М.;С.Петербург: Судостроение. –
2001.– 360 с.
15. Халатов А.А., Варганов І.С., Халатов С.А.
Кінцева частина лопатки і корпус турбіни // Па;
тент України № 51043.– 2001.
16. Халатов А.А., Онищенко В.Н., Коваленко А.С.
Теплогидравлическая эффективность плоских
каналов с поверхностными генераторами вихрей
и выступами // Промышленная теплотехника.–
2006.– Т.28, № 6.– С. 5–14.
17. Халатов А.А., Онищенко В.Н. Обобщение
опытных данных по теплообмену и гидравличес;
кому сопротивлению в плоских каналах со сфе;
рическими углублениями на поверхности //
Промышленная теплотехника.– 2007.– Т.29,
№4.– С. 5–13.
18. Халатов А.А., Борисов И.И., Кобзарь С.Г.,
ОнищенкоВ.Н. Теплогидравлические характерис;
тики каналов со сферическими углублениями и
дистанционирующими элементами // Труды VI
Минского международного форума по тепло– и
массообмену. – Минск: Изд. АН Беларуси, 2008
(компакт;диск).
19. Borisov I., KhalatovA., Kobzar S., & Glezer B.
Comparison of Thermo;Hydraulic Characteristics for
Two Types of Dimpled Surfaces // ASME Paper №
GT2004;54204.– 2004.
20. Borisov I., KhalatovA., Kobzar S., & Glezer B.
Heat Transfer and Pressure Drop in a Narrow
Rectangular Channel Structured With Spherical
Dimples and Protrusions // ASME Paper
№ GT2004;54204.– 2004.
21. Халатов А.А., Борисов И.И., Кобзарь С.Г.
Теплообмен и сопротивление в щелевых каналах
с продолговатыми углублениями и выступами //
Промышленная теплотехника.– 2006.– Том 28,
№ 5.– С. 30–36.
22. Халатов А.А., Онищенко В.Н., Шевцов С.В.
Теплообмен за двумя рядами углублений различ;
ной геометрической формы //Промышленная
теплотехника.– 2007.– Том 29, № 6.– С. 10;15.
23. Khalatov A.A., & Onishchenko V.N. Heat
Transfer and Surface Friction Downstream of a Dual
Array of Dimples of a Different Shape // ASME
Paper № GT2008;50022.– 2008.
24. Oнищенко В.Н. Теплообмен и гидродина;
мика за двойным рядом углублений различной
геометрической формы // Дисс. на соиск. уч. ст.
канд. техн. наук.– К.: Институт технической теп;
лофизики НАН Украины.– 2008.– 24 с.
25. Халатов А.А., Варганов И.С., Борисов И.И.,
Кобзарь С.Г. Спиральный теплообменник и спо;
соб его изготовления // Патент Украины
№38269.– 2000.
26. Glezer B., Borisov I., Khalatov A., Kobzar S.
Spiral Heat Exchanger Utilizing Dimpled Primary
Surface // ASME Paper №GT2007;27209. – 2007.
27. Witry A., Al�Hajeri & Bondok A. Thermal
Performance of Automotive Aluminum Plate
Radiator // Applied Thermal Engineering. – 2005.–
№ 25.– P. 1207–1218.
28. Горяинов Д.А. Интенсификация теплоотда;
чи к кипящей пароводяной смеси в закризисной
области с помощью сферических лунок // Дисс.
канд. техн. наук. – М.: Объединенный ин;т высо;
ких температур РАН.– 2005. 18 с.
29. Кикнадзе Г.И., Гачечиладзе И.А., Алексеев В.В.
Самоорганизация смерчеобразных струй в пото;
ках вязких сплошных сред и интенсификация
тепломассообмена, сопровождающая это явле;
ние. – М.: Изд. Московского энергетического
института. – 2005. – 83 с.
30. Кикнадзе Г.И., Гачечиладзе И.А., Олейни�
ков В.Б. Поверхность обтекания для формирова;
ния динамических структур в пограничных и
пристенных слоях потоков сплошных сред // Па;
тент Российской Федерации № 2020304. – 1994.
31. Kiknadze G., Gachechladze I., & Oleinikov V.
Streamline Surface // U.S. Patent № 6,096,823. –
1999.
32. Щукин А.В., Козлов А.П., Агачев Р.С., Чуд�
новский Я.П. Интенсификация теплообмена сфе;
рическими выемками при воздействии возмуща;
ющих факторов. – Казань: Изд. Казанского
технического университета.– 2003.– 142 с.
18 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
33. Чудновский Я.П., Козлов А.П., Щукин А.В.,
Агачев Р.С., Груздев В.Н. Использование пристен;
ных вихревых генераторов для организации горе;
ния и стабилизации пламени // Известия Рос;
сийской Академии наук.–Серия “Энергетика”.–
1998.– №3.– С.39;46.
34. Халатов А.А., Коваленко Г.В., Хлєбніков О.Є.,
Кобзар С.Г. Спосіб спалювання газоподібного па;
лива. Заявка на патент України. Реєстраційний
номер заявки № а 2006 08392 від 26.07.2006.
35. Долінський А.А., Халатов А.А., Коваленко Г.В.
Пальник. Заявка на патент України. Реєстраційний
номер заявки № а 2007 05442 від 18.05.2007.
36. Glezer B., Greenwood S., Dutta P. & Moon H.�K.
Combustor for a Low;Emissions Gas Turbine Engine
// U.S. Patent №6,098,397.– 2000.
37. Kim Y., Arrelano L., Vardakas M., Moon H.�K.
& Smith K. Comparison of Trip;
Strip/Impingement/Dimple Cooling Concepts at
High Reynolds Numbers // ASME Paper №
GT2003;38935.– 2003.
38. Lauffer D., Weigand B. & Liebe R. A Study on
Local Heat Transfer Enhancement in a Rectangular
Dimpled Channel with a Large Aspect Ratio //
ASME Paper № GT2005;68089.– 2005.
Получено 15.09.2008 г.
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2008, т. 30, № 6 19
ТЕПЛО7 И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ
|