Структурная турбулентность формула

Стержневой режим в вертикальной трубе. Сравнительно полно как теоретически, так и экспериментально исследован в работах [35, 123, 125], которые проводились прн нестационарном охлаждении вертикального трубопровода (опускное движение) жидким азотом. Экспериментальному исследованию предшествовали теоретический анализ и визуальные наблюдения. Цель теоретического анализа — качественное изучение механизма процесса, выяснение влияния режимных параметров (давления, расхода, недогрева и температурного напора) на тепловой поток <7 -, получение структурного вида формул для обобщения опытных данных и уточнение задач эксперимента. Качественный характер теоретического анализа объясняется отсутствием данных о структуре неравновесного двухфазного потока, а именно по структуре турбулентной струи, по механизму взаимодействия жидкой струи с пленкой пара, по выработке турбулентности и ее распределению по толщине пленки, по скольжению фаз. [c.186]

Коэффициент к (как при структурном и ламинарном, так и при турбулентном режимах) можно определять также и по обычным формулам гидравлики ньютоновских жидкостей (4.47) и (4.54), вводя в них вместо Re так называемое эффективное число Рейнольдса Re p, определяемое по эффективной (кажущейся) вязкости (см. 40). [c.296]

Формула Г. Блазиуса справедлива до Ке=10 . Несмотря на свое эмпирическое происхождение, формула Блазиуса несет в себе достаточно информации для расчета турбулентного пограничного слоя. Это является следствием определенной структурной общности, которой обладает турбулентный поток в трубе и в пограничном слое. Для использования интегрального соотношения Кармана необходимо знать профиль скорости в турбулентном пограничном слое и трение на стенке. Получим. эти функции из формулы Блазиуса. [c.364]

Сопоставление многочисленных опытных материалов указывает на сильную зависимость коэффициента теплоотдачи от структурных особенностей потока. Экспериментальный цилиндр, помещенный один раз в аэродинамическую трубу за плавным конфузором, через который воздух всасывается из большой емкости, а другой раз в ту же трубу, но за встроенным в нее вентилятором, на линии нагнетания, показывает разную интенсивность теплоотдачи, хотя все прочие условия сохраняются одинаковыми. За вентилятором величина а может оказаться раза в полтора выше, чем на входе в трубу из спокойной атмосферы. Это всецело объясняется очень высокой турбулентностью, создаваемой вентилятором и, напротив, слабейшей турбулентностью, характерной для начального участка аэродинамической трубы с плавным входом из атмосферы. Приведенная выше расчетная формула относится именно к таким условиям, когда турбулентность потока мала. Соображения по поводу влияния турбулентности на теплоотдачу единичного цилиндра будут нам полезны при обсуждении работы пакетов труб. [c.132]

Заметим, что вследствие ограничений, имеющихся в формуле (8.5.34), это выражение для Оз г) строго применимо только при Аг < 0, где о — внешний масштаб турбулентности. Таким образом, следует считать, что это выражение применимо только в случае путей г, меньших внешнего масштаба. Но оказывается, что, если расстояние г между путями намного меньше 0 (как обычно почти всегда и бывает, поскольку максимальное расстояние, представляющее для нас интерес, равно диаметру принимающей оптики), подынтегральное выражение равно нулю при больших Аг и точная форма структурной функции при г > 0 становится несущественной. В частности, при больших Аг множитель в квадратных скобках в подынтегральном выражении в формуле (8.5.35) ведет себя следующим образом [c.387]

Определение внешнего масштаба турбулентности через структурную характеристику показателя преломления. Согласно формуле (8.2.23), [c.292]

По поводу данной формулы нужно сделать еще одну оговорку формула получена в условиях, когда турбулентность натекающего потока очень незначительна. Дело в том, что сопоставление многочисленных опытных материалов указывает на сильную зависимость коэффициента теплоотдачи от структурных особенностей потока. Экспериментальный цилиндр, помещенный один раз в аэродинамическую трубу за плавным конфузором, через который воздух всасывается из большой емкости, а другой раз в ту же трубу, но за встроенным в нее вентилятором, на линии нагнетания, показывает [c.128]

Рис. 19.6. Турбулентная среда со структурной характеристикой С [х , р ), определяемой формулой (19.71), и дисперсия флуктуаций уровня как функция .

Усредненная структурная характеристика турбулентности Сп может быть получена по результатам измерений дисперсии флуктуаций логарифма интенсивности распространяющейся оптической волны цри помощи следующих формул, полученных в гл. 18 [c.249]

Остановимся более подробно на связи спектральной плотности поля скоростей с кинетической энергией турбулентности. Предположим на премя, что турбулентность однородна и изотропна. Тогда наряду со структурными функциями поля скоростей существуют и корреляционные функции. Формула, аналогичная (25.8) для следа корреляционного тензора поля скоростей, принимает вид [c.68]

Структурная функция величины может быть выражена через структурные функции(г) и (г) полей Т и и. Если предположить некоррелированность полей Т ни (она всегда имеет место в локально изотропном турбулентном потоке), то легко получить формулу [c.278]

Отметим здесь, что нам удалось получить формулу для сг9 в явном виде — через значение характеристики турбулентности С ,, параметров звукового поля ы, с, параметров задачи L я Ь при том непременном условии, что мы воспользовались конкретным видом структурной функции полей пульсаций скоростей и температур турбулентной среды. Эта функция использовалась в виде закона 2/3 Колмогорова — Обухова. [c.176]

Поэтому большое значение для возможности эмпирической оценки характеристик пространственной структуры турбулентности приобретает гипотеза Тэйлора о замороженной турбулентности , изложенная в п. 21.4 (стр. 332—337). Эта гипотеза позволяет с помощью формул типа (21.39) и (21.41) пересчитывать временные структурные функции и спектры в пространственные одномерные структурные функции и спектры, соответствующие направлению среднего течения. [c.416]

Если г т) (0), где 1] (0) — внутренний масштаб турбулентности на уровне земли, то, поскольку Т1(Л) монотонно возрастает с высотой (вследствие роста с высотой кинематической вязкости V, обратно пропорциональной плотности воздуха), при любом Н имеем г Т1(Л), т. е. р 6. Учитывая, что слои Л < Л[ и Л > Лг, в которых 6 > 1, не вносят существенного вклада в интегралы (27.4) для структурных функций (первый нз этнх слоев очень тонок, а во втором и (Л), и величины I, и 2 малы и быстро убывают с высотой), мы можем вычислять эти интегралы, пользуясь при всех Л формулами для г. справедливыми при 6 < 1. Учитывая, кроме того, что в слое Л, < Л < Лг величина т) относительно медленно меняется с высотой, получаем [c.598]

Переход структурного режима в турбулентный осуществляется при Ре>2000ч-3000. При турбулентном режиме для определения коэффициента % применяют формулы типа Я = В/Ре , где коэффициент В и показатель степени п наиболее достоверно устанавливаются по результатам обработки опытных данных. Так, по Б. С. Филатову, для неутяжеленного бурового раствора В=0,1, п—0,15 для утяжеленного (р 1800 кг/м ) 5 = 0,0025, п=—0,2. [c.218]

Предварительные замечания. В предыдущи.ч параграфах рассмотрены только некоторые методы расчета турбулентного пограничного слоя. Однако они представляют современное состояние наших знаний турбулентного течения с продольным градиентом давления. Другие методы не рассмотрены либо потому, что структурно они ие отличаются от рассмотренных, либо вследствие того, что большое количество мало обоснованных допущений и неоправданная громоздкость грасчетных формул существенно снижа.ют их практическую ценность. [c.446]

Пульсации индекса рефракции N вызваны, главным образом, пульсациями поля температуры и давления оценка влияния пульсаций влажности на показатель преломления в оптическом диапазоне длин волн показывает, что она не играют существенной роли. В условиях развитой турбулентности пульсации скорости ветра, как известно, имеют колмогоровский спектр (типа (8.2.13)), в то же время параметры р я Т пульсируют хаотически и не обязательно следуют турбулентному движению. Наряду с этим, известно также (см. Гл 1), что такие комбинации этих параметров, как потенциальная температура 0 = (А +gz)I переносится в поле скоростей турбулетности без заметного изменения, т. е. величина 0 формально может рассматриваться как пассивная примесь, а потому так же, как и скорость потока, она подчиняется колмогоровскому спектру (8.2.13). В частности, для структурной функции пульсации 0 " потенциальной температуры 0 также справедлив закон двух третей (формула (8.2.11) при замене параметра [c.291]

Отметим, что в соотношениях (8.2.27) и (8.2.28) учтено влияние архимедовых сил исключительно на характеристики среднего движения. Однако, как показано в работах (Обухов, 1959 Монин, 1962), эти силы оказывают влияние не только на параметры осредненного движения, но и на микроструктуру турбулентного поля. С учетом этого обстоятельства формула (8.2.11) для структурной функции В (г) видоизменяется следующим образом [c.293]

Выше, говоря об исследовании структуры поля скоростей в области наименьших масштабов I X, мы упоминали также некоторые работы, посвященные исследованию подобной же сверхтонкой структуры поля lO (ас, t) температуры или концентрации пассивной (не влияющей на динамику) примеси, перемешиваемой турбулентным течением. Однако вклад советских ученых в изучение структуры указанного поля вовсе не ограничивается лишь вопросом о деталях структуры в крайней области предельно малых масштабов. Первое исследование структуры поля пульсаций температуры lO в случае турбулентности с достаточно большими числами Рейнольдса Re = ULIv и Пекле Ре = UL I% (где — типичный масштаб неоднородностей осредненного поля температуры О х, t), а. % — коэффициент молекулярной температуропроводности) принадлежит А. М. Обухову (1949), указавшему, что к возмущениям поля из равновесного интервала масштабов I min (L, Z. >) также должна быть применима первая гипотеза подобия Колмогорова, в формулировке которой только надо еще добавить к числу определяющих параметров наряду с s и v среднюю скорость выравнивания температурных неоднородностей N = = X (VO) и коэффициент х- Отсюда для структурной функции температуры (г) при г min (L, L ) получается формула [c.496]

Первое исследование связи пульсации давления с кинематической структурой потока принадлежит Ю. Д. Городкову (1940), указавшему на большую роль размеров площ,адки осреднения и давшему структурную формулу для амплитуды пульсации давления на границе равномерного потока. Феноменологический анализ связи пульсации давления и скорости дал Д. И. Кумин (1956,1959), который предложил раздельно рассматривать составляюш,ие пульсации давления, связанные с турбулентной структурой и с наличием волн на свободной поверхности потока. К. В. Гришанин (1963, 1965) вычислил параметры пульсации давления на дно для некоторой условной модели вихревой дорожки в потенциальном потоке. [c.749]

Опыты с гидросмесью из диспергированных твердых частиц мела, угля, глины, соды, торфа, кормов и других материалов в трубах диаметром от 6—25 до 300 мм подтверждают возможность использования формулы Дарси (3.4), причем коэффициент гидравлического трения X для структурного режима является функцией обобщенного числа Рейнольдса и численно равен 64у ие. Для переходного режима гидравлический уклон можно выразить формулой Пуазейля через вязкость г мии и Л = 64/Не , а при турбулентном течении X приобретает постоянное значение (А, = 64/ReTp яг 0,02 0,025). По отдельным данным, граничное значение ReTp смены переходного режима турбулентным зависит в основном от Д например, для водоугольных смесей [c.142]

Для определения потерь напора по длине при расчете илопроводов, транспортирующих свежнй и сброженный осадки, а также уплотненный активный ил, рекомендуется пользоваться формулой Дарси (3.4). Коэффициент гидравлического трения А, при структурном режиме движения можно определять по формуле (6.11), а при турбулентном — по формулам для однородных жидкостей при этом абсолютную шероховатость для илопроводов из стальных и асбоцементных труб следует принимать равной 0,15 мм, а из чугунных труб — 1,5 мм. [c.145]

Потери напора в фасонных частях илопроводов определяют по формуле Вейсбаха (3.10). Коэффициент сопротивлення при турбулентном режиме можно принимать по данным для однородных жидкостей, а при структурном режиме — в зависимости от числа Ке (рис. 6.2), [c.145]

Условие (1) содержит величину а, определяемую крупномасштабными компонентами турбулентности. Ее можно оценить при помощи приближенного соотношепия а С Ьо где 1-0 — внепший масштаб турбулентности, вблизи которого происходит насыщение структурной функции (г). Используя эту формулу, запишем (1) в виде [c.327]

Эквивалентность закона двух третей и закона пяти третей совершенно очевидна в идеализированном случае локально изотропной турбулентности с бесконечно большим внешним масштабом L и равным нулю внутренним масштабом т). Этому случаю отвечает локально изотропное поле скорости, имеющее степенные структурные функции D i г) — и Одгдг (г) — а следовательно, и степенной спектр E k) - Идеализированная модель турбулентности с L — O а Т1 = 0 очень удобна также для выяснения связи между постоянными С, С,, и самом деле, здесь функции ф( ). f и ф2( ) цра всех даются формулами (21.24), и из формул [c.326]

Как и поле ускорения, поле вихря скорости (ле, 0 = го1и(д ,/) = = V X и ( О в случае локально изотропной турбулентности является в малой пространственно-временной области изотропным и стационарным случайным полем. Продольная и поперечная корреляционные функции поля вихря Е и. г) и б5улг(/ ) выражаются через структурные функции Оц(г) и DJ J (r) с помощью формул (11.81) и (13.71). В силу этих формул и формул (21.16), (21.17 ), (21.19) и (21.19 ) [c.343]

При g T0 = 0 (т. е. при отсутствии силы тяжести, вызывающей стратификацию) формулы (21.97) и (21.98) должны превратиться в обычные формулы для структурных и спектральных характеристик локально изотроп-нбй турбулентности в нестратифицированной жидкости. Но ->оо при g T ->0 в силу (21.95). Следовательно, при принятом выборе числовых коэффициентов (0) = / v v (0) = ф (со) = (со)=1 (0)=ф (со)=0 (два последних равенства вытекают нз того, что в локально изотропной турбулентностн Д,иД 7 = 0). Если же g TQ O, но r L < l, т. е, г (ио г t]p), то значения поправочных функций в формулах (21.97) [c.358]

Начнем с простейшего уравнения для структурных функций поля скорости. Воспользуемся тем, что в случае изотропной турбулентности соответствующие продольные корреляционные функции второго и третьего порядков (г, 1) и (л, I) должны удовлетворять уравнению Кармана—Ховарта (14.9). Но изотропное случайное поле и(х, t) всегда одновременно является и локально изотропным, причем его структурные функции в этом случае определяются формулами D . . (г, 0 = 2 [ (0, 0-5 (л. 01 и t)=QBLL.Lir. О (см. п. 13.3). Предположим, что число Рейнольдса рассматриваемой изотропной турбулентности настолько велико, что ее мелкомасштабные [c.363]

Хорошее согласие между собой всех перечисленных результатов, относящихся к совершенно различным типам турбулентных течений, так же как и прекрасное совпадение полученных в перечисленных работах универсальных кривых для спектров турбулентности в интервале диссипации, о котором будет рассказано в следующем пункте, бесспорно, является очень большим достижением в области экспериментального изучения турбулентности, -окончательно подтвердившим с высокой степенью точности справедливость предсказаний теории Колмогорова об универсальности статистического режима мелкомасштабных компонент любой турбулентности с достаточно большим Не. В качестве оценки универсального коэффициента С приведенные выше данные позволяют рекомендовать значение С (V 1,9 в силу формул (21.25), (21.25 ) и (23.4) ему отвечают значения коэффициента в законе пяти третей (21.24 ) для трехмерного спектра С] 1,4, коэффициента в законе пяти третей для одномерного продольного спектра С2 0,48, коэффициента асимметрии продольной разности скоростей 5 0,31 и коэффициентов в законах двух третей и пяти третей для поперечной структурной функции и поперечного одномерного спектра С 2,5 и Сг 0,63. Степень точности приведенных оценок безразмерных универсальных коэффициентов не может быть установлена вполне надежно, но вряд ли ошибка здесь превосходит 10—15%. Любопытно, что приведенные оценки оказались не очень далекими от самой первой (и казавшейся очень грубой) оценки Колмогорова С л 1,5 относительно неплохо они согласуются также и с оценками Зубковского (1962) и исправленной с помощью учета приборного осреднения оценкой Гурвича (1960в), указанными на стр. 428—429. [c.439]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...