Монография Попов т3

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

трение стенки. Степень влияния внешней турбулентности на процессы переноса около стенки зависит от соотношения толщины внутреннего слоя и масштаба вихрей от выступов, а также от уровня турбулентности. Механизм этого влияния исследован недостаточно. Вихри от выступа скатываются по поверхности каверны и в области присоединения соударяются со стенкой. Этим обусловлены максимумы теплоотдачи, трения и турбулентности в точке присоединения и начало интенсивного распада вихрей, сопровождающегося снижением влияния внешней турбулентности на перенос около стенки при линейном падении величины Tu. Влияние внешней турбулентности асимптотическое, при Tu ≥10% оно стабилизируется. Поэтому в точке присоединения принимается Tumax =10% , после выступа турбулентность постепенно снижается до уровня

гладкой трубы Tu = 4% .

Интенсификация теплообмена за выступом обеспечивается обновлением пограничного слоя и турбулентностью, создаваемой выступом.

На стенке канала под каверной за выступом от точки присоединения в направлении X2 , обратном основному течению, развивается другой погранич-

ный слой 2, определяющий теплогидравлическое взаимодействие потока со стенкой в области каверны.

Под низким выступом в модели течения понимается технически целесообразный выступ (d / D ≥ 0.9), близкий к минимальной высоте, обеспечивающей режим частичного или полного проявления шероховатости (d – диаметр горла выступа).

Малые высота выступа и толщина обновленного пограничного слоя д сравнительно с поперечным размером канала позволяют отождествлять обтекание выступа в канале с течением около выступа на плоской стенке и рассчитать обновленный слой в канале по теории для плоской стенки. Автономность течения между двумя выступами и малая длина начального участка канала позволяют считать, что средние теплоотдача и сопротивление типового участка и всего канала одинаковы.

Физическая модель течения трансформируется в математическую модель и соответствующий метод расчета, который обеспечивает определение теплоотдачи и сопротивления канала посредством теплогидравлического расчета внутренних пограничных слоев 1, 2 между двумя выступами. Перенос тепла и импульса во внутреннем пограничном слое 1 за выступом после присоединения описывается интегральными уравнениями теплового и динамического пограничных слоев на плоской стенке [53]:

Решение уравнений (2.5), (2.6) известно. Например, местные коэффициенты теплоотдачи описываются формулой

70

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи

вканалах теплообменного оборудования

αx = 2(Re*Т* )Вm Pr0,75 ψS µµfw∞ m ρcp W∞ л,

где W∞л – локальная скорость на внешней границе внутреннего пограничного

слоя 1, удовлетворяющая уравнению Бернулли на типовом участке t. Влияние внешней турбулентности на теплоотдачу учитывается по А.А. Жукаускасу [5].

Для экспресс–оценок теплоотдачи и трения слоя 1 вместо уравнений (2.5)

и(2.6) вполне допустимо использовать простые уравнения подобия для пластины, омываемой «стандартным» турбулентным пограничным слоем. Влияние внешней турбулентности на параметр Nu необходимо учесть.

При определении местной теплоотдачи стенки под каверной за выступом используется метод описанный в работе [61].

Расчеты и сравнение их с эмпирическими данными показывают, что в трубах реальных теплообменников (при малых h и длинах каверн) теплоотдача

итрение на стенке под каверной на участке от выступа до точки присоединения изменяются примерно линейно от уровня гладкого канала до величин, свойственных точке присоединения.

Достоинство предложенной модели заключается в том, что на базе интегральных методов теории пограничного слоя и готовых справочных данных по местным гидросопротивлениям выступов [62] модель позволяет выполнить теплогидравлический расчет и оптимизацию интенсифицированных каналов с выступами в процессе проектирования оборудования. Модель пригодна для различных чисел Pr, во всем диапазоне геометрических и режимных парамет-

ров каналов промышленного оборудования при Re ≤ 3 108 . Важно, что при этом развитие обновленного пограничного слоя 1 (рис.2.2.) за выступом рассматривается как единый непрерывный процесс между двумя выступами, позволяющий полнее выявить внутренние взаимосвязи течения и теплообмена в шероховатом канале. Результаты расчетов удовлетворительно согласуются с опытами [63]. Следовательно, модель [17,18,56–58] может использоваться в инженерных целях для шероховатых каналов различной конструкции.

Анализ литературы, не вошедшей в библиографию [56,60], подтверждает актуальность проблемы разработки методов расчета теплообмена и трения в каналах с выступами, а также достоверность опытных данных по структуре потока, полученных в работах [56,59,60], и справедливость предложенной модели течения за выступом. На типовом участке канала между соседними выступами опытные данные и модель течения [56,59,60] согласуются с результатами работ [64–67]: по величине и характеру профилей осредненной скорости и турбулентности в горле выступа; а также в ядре течения и во внутреннем пограничном слое за выступом; по протяженности вдоль потока (и отсутствию зависимости размера от числа Re) рециркуляционной зоны за выступом; по особенностям изменения коэффициента теплоотдачи вдоль стенки; по самому факту су-

71

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

ществования внутреннего пограничного слоя на поверхности рециркуляционной зоны; по универсальности закона затухания турбулентности в потоке после присоединения за выступом.

Лазерно–доплеровские измерения и численные расчеты [68,69] также подтверждают основную картину и характерные черты течения около выступов в канале, заложенные в модель [56–58]: равномерность профиля скорости в горле выступа; наличие внутреннего пограничного слоя 1 (δ < h) и непрерывность его развития по поверхности каверны 3 и далее вдоль стенки после точки xк без принципиальных изменений профиля скорости в области присоединения; распределение интенсивности турбулентности и касательных напряжений трения вдоль внешней границы слоя 1. Подтверждается также необходимость опытного определения коэффициента сопротивления выступа. Во всех численных расчетах при различных моделях турбулентности [68, 70], как и в модели [56–58], полагается, что в пристенной зоне потока между выступами справедливы уравнения турбулентного пограничного слоя и «закон стенки» для профиля скорости, аналогичные обычному пограничному слою на пластине. В работе [69] в прямоугольном канале с выступами на двух противоположных стенках наблюдалась слабая зависимость коэффициентов теплоотдачи от взаимосимметричного или асимметричного положения выступов на стенках при усло-

вии h/H = 0.2; t/h = 7; Хк = 5h.

Представляют интерес систематизированные опытные исследования отрывного течения [71] и теплообмена [72] за обратным уступом и ребром, выполненные при

пами. Принятые обозначения: 1 – h/H = 0.03; 2 – 0.05; 3 – 0.1; 4 – 0.15; 5 – пластина; х = 0 – координата выходной кромки уступа; H – поперечный размер канала. Характер графиков α = f(x)

совпадает с известными опытными данными других авторов. Для всех значений h/H координата точки присоединения хк (α = mах) почти неизменна – Хк ≈ 6 h .

В [71] получено, что Хк ≠ f (Reh ) . Принципиально важно заключение авторов [72] для уступов высотой h / H ≤ 0.1: при х > хк «в релаксационной зоне проис-

ходит быстрое восстановление пограничного слоя до равновесного состояния, а затем значения коэффициентов теплоотдачи совпадают с результатами измерений на пластине». (Модель [56–58] предназначена для выступов размером

72

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

h / D ≤ 0.05 и использует условие быстрой релаксации течения за низкими выступами после точки Хк ). Применительно к каналам с выступами, согласно

модели [56–58], рис.2.3 иллюстрирует следующие явления. Интенсификация теплоотдачи за выступом связана с обновлением пограничного слоя (формированием слоя 1, рис.2.2) и турбулизацией этого слоя вихрями, сходящими с выступа. Непосредственно за точкой Хк (α = max) на некотором расстоянии по

потоку действуют оба фактора интенсификации теплоотдачи. На этом участке стенки интенсивность теплоотдачи выше, чем на пластине (линия 5). По мере разрушения вихрей от выступа вдоль потока интенсифицирующее воздействие их на теплоотдачу слоя 1, (рис.2.2) падает, фактор турбулизации слоя 1 исчезает. В результате остается «работать» только фактор обновления пристенного течения (соответствующий линии 5), поэтому коэффициенты теплоотдачи постепенно снижаются до уровня теплоотдачи пластины (линия 5, рис.2.3). Малые препятствия на стенке канала предпочтительны для интенсификации теплообмена по сравнению с крупными: при уменьшении высоты уступа h/H максимальные значения коэффициентов теплоотдачи за препятствием увеличиваются (рис.2.3). Уступ относительно большой высоты h/H = 0.15 (рис.2.3) вносит значительный импульс возмущения в поток [60], течение количественно и качественно изменяется, процесс релаксации течения задерживается. Толщина

следует, что во внутреннем пограничном слое профиль скоростей более заполненный (линия 1), чем в гладком канале (линия 2). Это объективно соответствует повышенному напряжению трения (коэффициенту сопротивления) на стенке канала с выступами по сравнению с гладким каналом. Толщина внутреннего

73

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

пограничного слоя δ соизмерима с высотой выступов h (δ < h ). После присоединения в этом слое происходит достаточно интенсивный процесс релаксации (рис.2.4): на расстоянии ∆ х ≈ 5h от точки хк (рис.2.4б) максимальная разность

скоростей в шероховатом и гладком каналах составляет лишь ∆Wmax =8% . При

этом во внутренней части слоя 1 (у ≤ 0.2δ ), определяющей взаимодействие потока со стенкой, величина ∆W уменьшается, а на стенке она становится пренебрежимо малой.

Итак, опытные данные по теплообмену [72] и динамике течения [56,59, 60] свидетельствуют, что в каналах с низкими выступами h/D ≤0.05 после точки присоединения Хк происходит быстрый переход пристенной части течения

к равновесному состоянию. Теплоотдача выходит на уровень теплоотдачи пластины на расстоянии ∆х = (3−5)h от точки Хк , а профиль скорости приближа-

ется к профилю пластины на пути потока ∆х = (4 −6)h от точки Хк . Отмечен-

ные факты подтверждают правомерность положения относительно быстрой релаксации течения, заложенного в модель [56–58], особенно если учесть, что технически оптимальные шаги выступов достаточно большие t/h = 50–100.

Идея расчета дискретно шероховатых каналов на основе представлений о существовании внутренних пограничных слоев оказалось продуктивной, что позволило адаптировать этот метод расчета для ряда основных типов каналов реального энергооборудования с поперечными выступами и другими интенсификаторами теплообмена. Предложены методы расчета следующих типов каналов с поперечными выступами: прямоугольного охлаждающего канала лопатки турбины [56,57]; интенсифицированной трубы [56,63]; кольцевого канала

[56,73]; продольного обтекания твэлов ядерного реактора [20, 21,56].

Модель [56 −58] развита для трубы со спиральными выступами (труба

конденсатора ПТУ и др.) с учетом закрутки потока выступами и обновления пограничного слоя за выступами. Влияние закрутки потока учтено введением эффективных скорости и длины. Отражено подавление закруткой турбулентности, создаваемой выступами [56,74].

Модель течения для каналов с поперечными выступами модернизирована для случая интенсификации теплообмена в каналах посредством кольцевых поперечных канавок [75]. После канавки поток присоединяется к стенке, при этом образуется внутренний турбулентной пограничной слой 1, развивающийся до следующей канавки. На дне плавнообтекаемой канавки (под каверной) формируется непрерывный возвратный турбулентный пограничный слой 2. Профили универсальной скорости в слоях 1 и 2 почти совпадают с обычным профилем скорости на пластине, что строго справедливо для внутренних частей этих слоев. Особые условия течения в слоях 1 и 2 – высокая интенсивность турбулентности на их внешних границах. Теплогидравлический расчет слоев 1 и 2 позволяет определить теплоотдачу и сопротивление типового участка (канавка с гладкой стенкой после нее), а следовательно, и всего канала.

74

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

Соответственно модели предполагалось, что для расчета коэффициентов теплоотдачи Nu и сопротивления ξ слоев 1 и 2 возможно вместо уравнений (5),

(6) использовать простые уравнения подобия для «стандартного» пограничного слоя на пластине вида Nu, ξ= f (Re; Pr).

Простые но обоснованные соображения привели к вполне удовлетворительным результатам. Расчетное сопротивление отличается от опытных данных [2] на 8%, расчетные коэффициенты теплоотдачи – не более чем на 1% в турбулентном режиме.

В работе [76] представлены простые модели для расчета каналов со сфе-

рическими выемками, на основе понятия внутренних пограничных слоев выполнен анализ существа механизма интенсификации теплообмена в таких каналах. В согласии с представлениями авторов [2,8,9,33] эти каналы отнесены к

классу дискретно шероховатых каналов. В работах [8,9,76] показано, что шеро-

ховатость стенки в форме совокупности сферических выемок не имеет принципиальных и исключительных преимуществ по сравнению с интенсификацией теплообмена посредством применения других видов дискретной шероховатости: поперечных двухмерных выступов, канавок и пр. Новые сравнительные численные расчеты [77] подтвердили этот тезис: на плоской стенке в следе за выемкой интенсивность теплоотдачи лишь на 10% выше, чем за поперечной канавкой. Важно, что небольшое преимущество выемки сохраняется только в узкой области условий течения на поверхности теплообмена.

Расчет теплоотдачи и трения в мелких и глубоких канавках (траншеях) прямоугольного сечения обеспечил хорошее согласование расчета и опыта при использовании представлений относительно определяющей роли внутренних пограничных слоев в обменных процессах потока и стенки [78].

Способы интенсификации теплообмена посредством регулярных дискретных элементов шероховатости стенки в форме точечных выступов и выемок, кольцевых поперечных выступов и канавок, спиральных выступов и канавок, пружинных вставок основаны во многом на едином физическом механизме. Принцип действия заключается в организации в потоке отрывного обтекания интенсификатора – местного препятствия, сопровождающегося обновлением пограничного слоя, турбулизацией его и образованием зоны рециркуляции. Теплогидравлический расчет каналов с такими интенсификаторами может выполнятся на базе общей универсальной модели типа [56 − 58] и ее модификаций. Единая природа механизма интенсификации теплообмена в каналах такого типа предопределяет примерно одинаковое теплогидродинамическое качество этих каналов и возможное максимальное увеличение теплопереноса.

При интенсификации теплообмена с помощью поперечных выступов в пленке жидкости, стекающей по стенке, механизм форсирования теплоотдачи и достигаемые эффекты практически одинаковы с потоком в канале. Например, в

условиях течения пленки с большой скоростью Re ≤ 5 104 максимальное увеличение коэффициента теплоотдачи составило α/ αгл =1.6 при t/h = 10 [79].

75

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

Известно, что обычная аналогия Рейнольдса в форме St = C f / 2 в отрыв-

ных течениях нарушается, однако аналогия весьма удобна для оперативных инженерных расчетов, поэтому продолжаются попытки разработки аналогии, справедливой в области отрыва потока [3]. Как результат работ [56,57,59,60,80]

предложена модифицированная аналогия Рейнольдса для отрывных течений, присоединившихся к стенке после малых препятствий ( h / D ≤ 0.05 ). В расширенном виде для аналогии переноса тепла, импульса и массы (тройная аналогия) она может быть записана в форме

Здесь К – коэффициент, показывающий степень различия в интенсивности переноса импульса и тепла в отрывном потоке; StМ =Sh /(ReSc) – число Стэнто-

на для массообмена; St и – истинное его значение; Сf – коэффициент трения

(как указывалось, все обозначения традиционные). Нарушение обычной аналогии в отрывных потоках в литературе связывается в основном с влиянием крупномасштабных вихревых образований, порождаемых отрывом течения около препятствия [60]. Воздействие именно этих вихрей (внешней турбулентности) на перенос тепла в слое 1, (рис.2.2), отражено в модифицированной аналогии (7) с помощью коэффициента К. При отсутствии отрыва (препятствия нет, h = 0, дополнительной турбулизации потока нет, Тu = 0 ) выражение (2.7) переходит в обычную аналогию (К = 1). По сравнению с аналогией [3] выражение (2.7) отличается лаконизмом, ясностью физического смысла; оно основано на факте существования внутренних пограничных слоев. При расчетах коэффициентов теплоотдачи по формулам (2.7), (2.8), как и по уравнениям (2.5), (2.6), в формулу (2.8), описывающую влияние внешней турбулентности по [5], необходимо внести коэффициент, учитывающий масштаб вихрей, сходящих с препятствия, а также соотношение их размера с толщиной внутреннего пограничного слоя за препятствием при различных числах Re и Pr [5,17,56 −58].

2.2.3. Вопросы улучшения качества каналов. Совершенствование методов расчета

Повышение коэффициента Е интенсифицированного теплообменника возможно за счет рационального профилирования поперечного сечения выступов, так как основные гидропотери определяется местным сопротивлением выступов [56]. В литературе принято считать, что форма профиля выступа мало влияет на теплоотдачу в канале и в большей мере изменяет его сопротивление [2,3,5,17,18,19,33,81,82]. Однако конкретные количественные рекомендации по

оптимальному профилированию выступов отсутствуют. Необходимый объем информации по данному вопросу пока не накоплен.

76

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

Известно, что обобщение многих опытных результатов в режиме полного проявления шероховатости [31] обнаружило возможность совпадения законов сопротивления для каналов с поперечными выступами при плавном профиле и при наличии острых кромок поперечного сечения выступов (при одинаковых t, h). Из законов сопротивления [31] следует, что разница в сопротивлении кана-

лов со сглаженным профилем выступов и с выступами, имеющими острые кромки, сокращается при уменьшении высоты выступов. Теоретические оценки коэффициента сопротивления выступа ϕ в турбулентном потоке при больших числах Re, когда снижается влияния вязкости, свидетельствуют, что форма профиля выступа не влияет на величину ϕ. В этом случае она зависит только от геометрического параметра d/D. Это положение подтверждается рядом опытных работ.

В [19] на основе опытов В.К.Мигая для увеличения коэффициента Е

фект обтекания удлиненных тел (снижение интенсивности отрывных явлений) приводит к минимальному сопротивлению выступов и одновременно к максимальному значению отношения Nu /ξ, т.е. Е = max. Оптимальное расстояние

между выступами l2 / h ориентировочно должно соответствовать величине оптимальных шагов выступов [8], l2 / h = 49–99. Для уменьшения сопротивления

канала и увеличения коэффициента теплоотдачи возможно использовать вихревые канавки на выступах и риблеты между выступами [19]. Оказалось, что уменьшая трение риблеты увеличивают теплоотдачу [83].

В ЦКТИ, МАИ [84] и др. специально для накатанных выступов, профиль которых выполнен по дуге окружности, изучались влияние радиуса закругления профиля r/D на теплоотдачу и сопротивление каналов. Опыты МАИ, ЦКТИ (d / D = 0.88 − 0.967; r / D = 0.1 − 0.28) показали, что при возрастании r/D тепло-

отдача снижается по сравнению со случаем r/D = 0.1 (соответствует [2]) на 0–5%, сопротивление – на 0–20%. Результаты по теплоотдаче подтверждают известную слабую зависимость уровня теплообмена от параметра r/D, т.е. от формы профиля выступа. Заметный разброс данных по сопротивлению, как и в предыдущих исследованиях, заставляет признать, что взаимосвязь формы профиля выступов и сопротивления канала пока не выяснена. Существующая информация позволяет заключить: не следует переоценивать ожидаемые эффекты от профилирования низких выступов с малыми абсолютными размерами их высоты. Сопротивление таких выступов можно уменьшить лишь на несколько процентов [19]. (Профилирование не должно исключать отрыв потока на выступе). При увеличении абсолютного значения размера h соответствующее профилирование выступа может существенно снизить его сопротивление. В [19] предлагается скругление профиля выступа по контурам рециркуляционных зон потока перед и за выступом. Для плохообтекаемого выступа профилирова-

77

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи в каналах теплообменного оборудования

ние формы лобовой части играет определяющую роль в снижении сопротивления выступа, форма кормовой части менее существенна [85]. Форма и размеры кормовой части (т.е. форма траншеи между выступами) могут значительно влиять на структуру и динамику вихревых зон и на теплообмен между выступами [45, 86]. Например, в траншее с наклонными стенками коэффициент теплоотда-

чи возрастал в 1.3–1.75 раз по сравнению с траншеей прямоугольного сечения [86]. Однако необходимо учитывать, что при увеличении шага выступов в интервале t/h < 12 зависимость уровня теплоотдачи от формы профиля выступа ослабевает. (При достижении t/h = 12 разница теплоотдачи поверхностей с трапецевидными и прямоугольными выступами составляет лишь 6% [81]).

Для развития расчетных моделей более перспективен детальный подход к описанию течения в канале с выступами. Совершенствование «детальных» моделей типа [56 − 58] может осуществляться, прежде всего, следующими очевидными путями. На типовом участке канала необходимо уточнять характер изменения основных параметров потока вдоль канала: профиля скорости во внутреннем пограничном слое 1, (рис.2.2), и скорость на его внешней границе; величины внешней турбулентности после присоединения потока и ее влияние на структуру течения и процессы переноса в слое 1. Необходимо знание длины рециркуляционной зоны после выступа, других параметров ее строения и связи этих параметров с характеристиками основного потока и канала. Требуется внести в схему расчета малую рециркуляционную зону перед выступом. Учесть уточнение способов расчета сброса тепла с поверхности собственно выступов [3, 56]. Желательна разработка новых и совершенствование существующих ме-

тодик расчета внутреннего пограничного слоя под рециркуляционными зонами, а также расчета коэффициента сопротивления низких выступов. Необходимо выяснение взаимосвязи формы профиля выступа с теплоотдачей и сопротивлением канала.

Прогресс в повышении качества расчетных моделей потребует учета (дополнительно к параметрам h/D и t/h) целого ряда новых определяющих факторов геометрии поверхности – l1 / h; уf / h (yf = ν/ W* −масштаб длины, связан-

ный с универсальной координатой у+=у/уf ); t/D для характеристики взаимодей-

ствия между внешним течением и течением в слое шероховатости; формы профиля выступа (в частности, угла стыковки профиля со стенкой) [33]. Для уточненного описания условий ламинарно–турбулентного перехода одного параметра h/D также недостаточно. Возможно потребуются и другие дополнительные параметры. Следующий этап совершенствования – построение трехмерных моделей, отражающих возможность существования полосчатых структур и других трехмерных особенностей течения за выступами. Следует согласиться с автором [33]: реалистическое решение рассматриваемой задачи потребует долгих лет теоретических усилий и кропотливых экспериментальных работ.

2.2.4. Ламинарный, переходный режимы

78

Теплогидравлическая эффективность перспективных способов интенсификации теплоотдачи

вканалах теплообменного оборудования

Вламинарной области течения теплоносителей, в которой работают теплообменники для вязких и других сред, возможно достижение максимальных эффектов интенсификации теплообмена и соответствующей экономии энергоресурсов и материалов. Но интерес к интенсификации теплообмена в ламинарном режиме возник относительно недавно и дискретно шероховатые каналы в этих условиях почти не исследованы. Нет полной картины течения и механизма интенсификации теплообмена в таких каналах. Ощущается недостаток эмпирических формул для расчета теплообмена и сопротивления каналов. Фактически не известны интегральные методы теплогидравлического расчета каналов. Принципиально возможен численный расчет течения, но он требует большого

объема работы даже при условии упрощенных моделей и наличия готовых программных продуктов [87]. Следовательно, расчеты теплообмена и трения обсу-

ждаемых каналов в ламинарной области течения не обеспечены соответствующей совокупностью расчетных соотношений.

Для ламинарного потока в канале с поперечными выступами в [88] подробно рассмотрены особенности динамики течения и предложена расчетная модель, построенная по типу модели [56−58] и соответствующая рис.2.2. Из-

вестно, что картина течения за выступом мало зависит от режима течения основного потока [56, 61], поэтому схема течения на рис.2.2 достаточно универ-

сальна по параметрам Re, Pr, h/D, t/h. В модели [88] показано, что расчет канала сводится к расчету внутренних пограничных слоев 1 и 2. Слой 1 отождествляется со «стандартным» ламинарным пограничным слоем на пластине (по Блазиусу). Здесь же дана методика расчета слоя 2.

Отрывное ламинарное течение за выступом, как правило, гидродинамически неустойчиво и нестационарно. В отрывной зоне развиваются вихревые возмущения двух видов. Во-первых, имеются возмущения завихренности, порождаемые возмущениями малой амплитуды, нарастающими в оторвавшемся слое сдвига из-за локальной гидродинамической неустойчивости пограничного слоя и приводящими к мелкомасштабной турбулентности. Во-вторых, возможны возмущения в форме крупных вихревых образований (сход квазипериодических вихрей с выступа). Оба вида возмущений могут сосуществовать в потоке одновременно. Характер течения, форма и интенсивность возмущений определяются условиями течения, в основном, параметрами h и Reh = W∞h / v [89].

При увеличение h и Re h интенсивность отрывных возмущений от выступов бу-

дет возрастать и характер течения в слое 1, (рис.2.2), в принципе, может отклоняться от картины течения по Блазиусу. В случае достаточных величин h и Re h

вихри, выносимые из отрывной зоны за выступом, могут формировать специфические возмущения в слое 1, так называемые полосчатые структуры – продольные вихри малой интенсивности и слабой завихренности. В опытах они проявляются в виде чередующихся поперек потока полос ускоренно или замедленно движущейся среды. Как следствие, в слое 1 возникают низкочастотные

79