CC BY
36
ЧИСЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПОТОКА ЖИДКОСТИ В ПАССИВНОЙ ТАНГЕНЦИАЛЬНОЙ ВИХРЕВОЙ ТРУБЕ
Э.А. АХМЕТОВ, С.А. ЛИВШИЦ, Р.В. ЛЕБЕДЕВ Казанский государственный энергетический университет
Проведен численный эксперимент на базе САЕ1 системы Flow Vision для двух основных конструкций закручивающих устройств вихревого теплогенератора при различных длинах расположения тормозного устройства. Использование кавитационной модели процесса позволило получить распределения скоростей, давления, теплового потока, температуры жидкости во всех точках расчетного пространства.
В последнее время наметилась четкая тенденция к децентрализации сетей теплоснабжения. Процесс этот охватил практически все технически развитые страны Европы и Америки и с каждым годом всё ощутимее проявляется и в России. Так, в последние годы практически прекращен ввод в эксплуатацию котельных мощностью от 100 Гкал/час и выше, предпочтение все больше отдается автономным системам теплоснабжения. Помимо существующих и активно развивающихся классических направлений автономных систем теплоснабжения в 90-е годы ХХ века новый виток развития получило перспективное направление индивидуального теплоснабжения на основе применения вихревых теплогенераторов.
В настоящее время теплогенераторы используются для отопления и горячего водоснабжения потребителей (в том числе как аварийные или автономные источники) в местах отсутствия централизованных систем теплоснабжения. В отличие от традиционных систем центрального теплоснабжения, которые характеризуются большой материалоемкостью и требуют значительных площадей для размещения оборудования, обеспечения запасом топлива и затрат на транспортировку конечного продукта до потребителя, автономные системы, спроектированные на базе вихревых теплогенераторов, не требуют расходов на хранение и транспортировку топлива, позволяют свести потери теплоты к минимуму, отличаются простотой конструкции и не требуют существенных затрат на обслуживание.
С момента появления первых вихревых аппаратов статического действия активно ведутся споры о природе возникновения эффекта, в литературе получившего определение «механоактивация» рабочего потока [1-3].
К сожалению, в настоящий момент не существует должного научного обоснования наблюдаемого эффекта «механоактивации». В связи с этим возникает немаловажная задача подробного изучения физико-химической природы взаимодействия, реализуемой в теплогенераторах кавитационно - вихревого типа.
Анализ работ посвященных данной проблематике позволяет выделить два наиболее часто встречаемых мнения, характеризующих физику процесса:
1) наличие в потоке рабочей жидкости структурных изменений на межмолекулярном уровне (за счет образования водородных связей между
1 САЕ системы - решают задачи инженерного анализа, к которым относятся прочностные и тепловые расчеты.
© Э.А. Ахметов, С.А. Лившиц, Р.В. Лебедев Проблемы энергетики, 2008, № 9-10
молекулами жидкости происходит процесс формирования ассоциатов, сопровождающийся изменением температуры) [1];
2) при движении жидкости выделение энергии происходит за счет схлопывания кавитационных пузырьков, результатом чего является увеличение температуры потока [2].
Сторонники второй гипотезы указывают на то, что рассматриваемый термокинетический процесс протекает в состоянии, далеком от равновесия. Подвод энергии в неравновесном состоянии связан с процессами, характерными для диссипативных структур [2].
Кавитация, как явление, стала предметом многочисленных исследований в период, когда ученые столкнулись с таким сложным и потенциально опасным явлением как продольная колебательная неустойчивость, наблюдаемая в высокопоточных системах топливоподачи ракетоносителей, в двигателях турбин самолетов гражданской и военной авиации.
В вихревых теплогенераторах кавитация, напротив, приносит положительный эффект, заключающийся в повышении температуры [2]. Это указывает на необходимость ее глубокого изучения. Сложность гидродинамических условий движения рабочего потока может влиять на распределение локальных областей зарождения кавитации, поэтому численный эксперимент позволяет не только детально исследовать процессы, сопровождающие кавитацию, но и выявить области ее возникновения для нахождения оптимальных геометрических параметров установки.
На сегодняшний день наиболее рациональным и доступным методом исследования физических процессов является численное моделирование, реализуемое в специализированных программных комплексах. В пользу выбора этого метода говорит удобство обработки, анализа и представления данных (т.е. визуализация) при помощи компьютерной графики.
Моделирование трехмерного течения жидкости в пассивном тангенциальном вихревом теплогенераторе было осуществлено с помощью программного комплекса Flow Vision, основанного на конечно-объемном методе решения уравнений гидродинамики.
Первым этапом моделирования явилось создание расчетной области для построенной математической модели.
В качестве эталонной модели была принята вихревая труба с сопловым вводом, разработанным А.П. Меркуловым (рис. 1).
Рис. 1. Схема соплового устройства по Меркулову © Проблемы энергетики, 2008, № 9-10
Эта модель сочетает в себе высокую эффективность, простоту и дешевизну изготовления. Однако, несмотря на все ее преимущества перед остальными, при одном вводе потока жидкости, ось вихря не совпадает с осью рабочей камеры в сопловом сечении, что отрицательно влияет на процесс формирования осесимметричного вихревого потока и на гидродинамику вихревого течения в рабочей камере. Увеличение числа вводов должно сопровождаться уменьшением интенсивности возмущений, оказываемых на закрученное пространство потока воды в рабочей камере. Исследование и анализ наиболее известных в настоящее время закручивающих высокопоточных систем показали, что наименьшие потери и наилучший эффект закручивания потока имеет центробежная форсунка с четырьмя сопловыми вводами (рис.2).
В центробежной форсунке по тангенциальным каналам в рабочую камеру завихряющего устройства подается теплоноситель. Поток в ней закручивается и поступает в сопло. На срезе сопла под воздействием внутренних гидромеханических сил пленка дробится на мелкие каплеобразные фракции и под определенным углом раскрытия поступает в рабочую зону. За счет центробежной силы поток отжимается к стенкам и вокруг оси образуется область пониженного давления. На выходе из струезакручивающего устройства, во избежание разрыва потока, необходимо минимизировать длину сопла, а диаметр соплового выхода должен быть максимально возможным для каждого конкретного режима. Тангенциальные каналы могут быть круглого или прямоугольного сечения.
А-А
Рис. 2. Схема центробежной форсунки: Я - плечо закручивания; и Ьвх - диаметр и длина
тангенциальных каналов; у - угол конусной части; а - угол выхода потока
Адаптировав теорию центробежной форсунки [4] под задачу проектирования соплового ввода пассивного тангенциального вихревого теплогенератора и приняв начальные параметры потока воды: давление перед входом в сопловые каналы р=
0,7-10б Па; начальная температура перед входом в сопловые каналы I = 20 °С; массовый расход через завихряющее устройство С = 4005,2 кг/ч - по расчетным данным в САПР КОМПАС 3Б было смоделировано трехмерное пространство рабочего потока для моделей с сопловым вводом форсуночного типа (рис. 3) и с сопловым входом Меркулова (рис. 4).
Рис. 3. Трехмерная твердотельная модель с вводом потока (рассчитанная автором) в первой модификации: 1- тангенциальные входы потока; 2 - струезакручивающее устройство; 3 -прямолинейная цилиндрическая рабочая камера; 4 - тормозное конусообразное устройство
Расчетной областью является объем внутреннего пространства вихревого теплогенератора (рис. 3, рис. 4). Поверхность расчетной области представляет совокупность плоских многоугольников - фасеток. При исследовании гидродинамических характеристик особый интерес представляет взаимодействие потоков в области расположения тормозного устройства и на выходе из завихряющего устройства.
Исследование влияния геометрии рабочей области теплогенератора на термическую эффективность его работы производилось при неизменных линейных характеристиках рабочей камеры и вихрезакручивающего устройства. Изменялась лишь область расположения тормозного устройства2 на начальном участке рабочей камеры (Ь = 200 мм), в средней ее части (Ь = 400 мм) и в конце рабочей камеры (Л = 600 мм) при расчетной длине рабочего пространства Ь = 800 мм.
1
Рис. 4. Трехмерная твердотельная модель внутреннего пространства пассивного тангенциального вихревого теплогенератора с сопловым вводом А.П. Меркулова: 1 - сопловой ввод по А.П. Меркулову; 2 - тормозное конусообразное устройство; 3 - прямолинейная цилиндрическая
рабочая камера
Целью расчета являлось моделирование движения жидкости в расчетной области для получения распределений давлений и температурного поля в любой точке внутреннего пространства вихревого теплогенератора.
В качестве математической модели описания движения была выбрана модель «слабосжимаемая жидкость», позволяющая моделировать течение при больших числах Рейнольдса и режимах, при которых возможна кавитация. Для численного решения уравнений стандартной математической модели к — г
2 В качестве формы тормозного устройства был выбран конус, как наиболее классический вариант геометрии тормозных устройств © Проблемы энергетики, 2008, № 9-10
турбулентности принята прямоугольная адаптированная локально измельченная сетка.
Модель «слабосжимаемая жидкость» описывает движение вязкой жидкости при дозвуковых числах Маха и различных изменениях плотности, используя метод совместного решения уравнений движения, энергии и к - г турбулентности.
В качестве граничных условий для решения рассматриваемой задачи выбраны:
- нормальная скорость потока на входе в канал:
V0 = ¥\„ ;
Р|о = сопзі ;
(1)
(2)
- логарифмический закон изменения скорости в турбулентном пограничном слое:
V *
О X
— 1п— Р С
где С, о -постоянные интегригования; р - плотность потока; х координата.
Модель представлена уравнениями (4), (6), (9), (10).
Уравнения Навье-Стокса:
(3)
текущая
дрV
ді
- + У^ ® V) = -УР + у((д + ді)^ + ^)Т ))+ £ ,
(4)
где V - скорость; і - температура; Р - давление; д, ^ - динамическая и турбулентная вязкость; £ - безразмерный параметр, характеризующий источник. Уравнение энергии:
дрА)
ді
+ У(р^) = V
/ N д і \
V + Vh
\ 1СР РГі і ) /
+ й,
(6)
где Н - энтальпия; к - коэффициент теплопроводности; Ср - удельная теплоемкость; Q - источник теплоты; Рг( - турбулентное число Прандля.
Для определения концентрации пузырьков в потоке решается уравнение конвективно-диффузионного переноса:
д(рС)
ді
ґґ Д Ді л +
8с 8с і
VC
(7)
8с( - турбулентное число Шмидта.
В принятой стандартной к-г модели турбулентности турбулентная вязкость ^ выражается через величины к и г следующим образом:
.2
(8)
к‘
д і = С р р /д,
г
где к - турбулентная энергия; г - скорость диссипации турбулентной энергии; /д = /1=1.
Уравнения для к и г имеют вид: д(рк)
д*
+ У(рКк) = У
/ \ I Д * 1 Д +
1 Vk + Д * 0 1 р
V V о к ) )
д(ррг
д*
+ У(рКг) = V
г г \ I д * 1 \
Д + Vг
V V ог > /
г г2
+ С!-Д - С 2 /х р — к к
(10)
где о к =1; °£ =1,3; С = 1,44; С2 турбулентности;
дУ(_
дх/
= 1,92 - постоянные стандартной модели к-г
(11)
2
ВУ = БУ - 3
ч
рк
V-V + — Д*.
Ьц ,
д^- дV/•
= —^+ — дх/ дХ|
(12)
(13)
^ - удвоенный тензор скоростей деформации.
На рис. 5 показаны результаты численного эксперимента течения
слабосжимаемой жидкости для пассивного тангенциального вихревого теплогенератора с сопловым вводом А.П. Меркулова и с вводом потока, предлагаемым в данной статье.
После ввода потока по тангенциальным каналам в рабочую камеру (рис. 5, а) наблюдается некоторое снижение давления, что может быть следствием потерь давления как в самих тангенциальных каналах, так и результатом взаимодействия потоков в рабочей камере струезакручивающего устройства. После входа потока в рабочую камеру теплогенератора (вследствие особенности геометрии канала и сложности движения) наблюдается резкое падение давления потока до уровня температуры насыщения, именно в этой области происходит фазовый переход жидкость - пар. Дальнейшее движение потока сопровождается увеличением давления, которое вызвано наличием тормозного устройства. В результате происходит схлопывание образовавшихся паровых пузырьков. Область от ввода потока в рабочую камеру до тормозного устройства, исходя из теории, изложенной в [2], следует называть областью кавитации. Дальнейшее падение давления, очевидно, связано с процессом переформирования потока после тормозного устройства и наличием шероховатости.
Как видно из графика (рис. 5, а, б), кавитация возможна только при расположении тормозного устройства на расстоянии Ь = 200 мм от торцевой стенки камеры завихрения. В остальных двух случаях, когда Ь = 400 и Ь = 600 мм, падение давления до состояния насыщения не происходило. Расположение тормозного устройства оказывает влияние на характеристики потока в области от сопла форсунки до области тормозного устройства.
На графике (рис. 5, б) после входа потока по сопловому вводу Меркулова в завихрительной камере наблюдается некоторое снижение давления, обусловленное потерями, связанными как с взаимодействием потоков и изменением вектора
скорости, так и с гидравлическими потерями. Дальнейшее увеличение объясняется действием массовых сил, вызванных движением по окружности.
На рис. 5, в, г показан график визуализации данных расчета в каждой ячейке по температуре, для трех вариантов расположения тормозных устройств.
На рис. 5, в кривая 1 на промежутке от 0 до 170 мм имеет три максимума. Также в промежутке от 0 до 170 мм наблюдается минимум, при температуре в 20 °С и давлении 3,5 кПа, который характеризует процесс испарения, в результате чего температура потока уменьшается в среднем на 3-*4 °С. Размер области возможного возникновения кавитации оказывает огромное влияние на процентное содержание вскипаемой жидкости. Поэтому главной задачей является искусственное увеличение области зарождения кавитации. Очевидно, что чем дальше расположено тормозное устройство от сопловой части завихрителя, тем менее эффективен телогенератор. Это объясняется наличием обратного течения, которое оказывает сильное влияние на исходящий поток закручивающего устройства, приводящий к снижению тепловыделения. Плавный рост температуры за тормозным устройством обусловлен снижением пульсаций турбулентности и скорости потока в целом, вследствие чего единственный источник тепла -диссипация внутренней энергии из-за постоянного уменьшения касательных напряжений, напрямую зависящих от основных параметров потока, стремится к нулю, что хорошо иллюстрирует график на рис. 5, в, г.
О 200 400 600 800 Л,мм 0 200 400 600 800 Л,мм
в) г)
Рис. 5. Результаты численного эксперимента по аргументу полного давления (а) и (б), по аргументу температурное поле (в) и (г): а), в) - со струезакручивающим устройством типа -«форсунка»; б), г) - со струезакручивающим устройством по типу улитка (по А.П.Меркулову); 1 -линия давления рабочего потока для модели вихрегенератора с тормозным устройством, удаленным от торцевой стенки камеры завихривания на расстояние 200 мм; 2 - 400 мм; 3 - 600 мм
Характер температурной функции на рис. 5, г схож с графиком, изображенным на рис. 5, в, однако четко выраженной области кавитации не наблюдается. Температура потока повышается на 5-8°С, что говорит о малой эффективности ввода типа «А. П. Меркулов», а повышение температуры объясняется наличием вязкостных сил трения.
В результате численного эксперимента для предлагаемого струезакручивающего аппарата получены распределения скоростей, давления, теплового потока, температуры жидкости во всех точках расчетного пространства, что позволило оценить эффективность конструкции
альтернативного струезакручивающего аппарата и вихревой трубы в целом. Температура потока увеличивалась в среднем на 25 °С.
Summary
To conduct experiment on the САЕ systems Flow Vision for two basic designs of the twisting device vortical heat-generator at various lengths of an arrangement of the brake device. Use cavitation models of process has allowed to receive distributions of speeds, pressure, a thermal stream, temperature of a liquid in all points of settlement space/
Литература
1. Меркулов А. П. Вихревой эффект и его применение в технике. - М.: Машиностроение, 1969.
2. Вихревые аппараты / А.Д. Суслов, С.В. Иванов, А.В. Мурашкин и др. -М.: Машиностроение, 1985.
3. Меркулов А.П. Вихревой эффект и его применение в технике. -Куйбышев: КуАИ, 1988.
4. Адамов В.А. Сжигание мазута в топках котлов. - Л.: 1989.
Поступила 14.05.2008
