CC BY
49
Первоочередными мероприятиями для дальнейшего комплексного повышения эффективности работы цеха по производству гранул являются:
- обеспечение режимов работы сушильных установок с температурой газов на входе в них не более 400 °С, что позволит устранить угрозу воспламенения высушиваемого материала;
- обеспечение снижения эмиссии оксидов азота и угарного газа за счет дополнительной оптимизации топочного процесса в теплогенераторах;
- дополнение системы автоматического регулирования теплогенераторов анализатором, фиксирующим содержание монооксида углерода в сушильном агенте;
- проведение аэродинамической оптимизации узла входа отработанного сушильного агента в дымовую трубу с теплоизоляцией её стенок, выполнение тепловой изоляции корпуса пылеуловителя;
- разработка вопроса применения диспергато-ра, а также возможности использования для сушки сырья на третью линию гранулирования теплового
потенциала пара после противодавленческой турбины ТЭЦ при проведении работ по увеличению мощности цеха по выпуску гранул.
Реализация программы комплексного использования древесного сырья в ЗАО «Лесозавод 25» позволила полностью утилизировать все виды отходов, образующихся при обработке древесины, обеспечить на их основе комбинированную выработку тепловой и электрической энергии и производство экологически чистого высококалорийного топлива - древесных гранул, а также позволила повысить культуру производства и получить дополнительную прибыль.
Список литературы
1. Семенов, Ю.П. Лесная биоэнергетика: учеб. пособие / Ю.П. Семенов, Б. Хиллринг. В.К. Любов и др. — М.: ГОУ ВПО МГУЛ, 2008.
2. Любов, В.К. Энергетическое использование биотоплива: учеб. пособие / В.К. Любов. - Архангельск: Изд-во АГТУ, 2007.
Любов Виктор Константинович - доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой промышленной теплоэнергетики Архангельского государственного технического университета.
Тел.: 8 (8182) 21-61-75; 21-89-57; 22-71-50; e-mail: lubov@atknet.ru
Горюнов Василий Васильевич - аспирант кафедры промышленной теплоэнергетики Архангельского государственного технического университета.
Тел.: 8 (8182) 21-61-75; 61-34-80.
Lyubov Victor Konstantinovich - Doctor of Science (Technology), Professor, Head of the Industrial Heat Power Engineering Department, Archangelsk State Technical University.
Тел.: 8 (8182) 21-61-75; 21-89-57; 22-71-50; e-mail: lubov@atknet.ru
Goryunov Vasiliy Vasilievich - post-graduate student, Industrial Heat Power Engineering Department, Archangelsk State Technical University.
Тел.: 8 (8182) 21-61-75; 61-34-80.
УДК 553.601.1:536.224
Э.Н. Сабуров, А.Н. Мальцев
ФИЗИЧЕСКОЕ И ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ АЭРОДИНАМИКИ ЦИКЛОННО-ВИХРЕВОЙ КАМЕРЫ
E.N. Saburov, A.N. Maltsev
PHYSICAL AND NUMERICAL MODELING OF CYCLONE TURBULENCE CHAMBER
AERODYNAMICS
Статья посвящена проблеме использования вычислительной техники для моделирования аэродинамики циклонно-вихревых устройств различного технологического назначения. При численном моделировании использован программный комплекс СБХ и широко распространенные модели турбулентности к-г и к-со. Результаты численного эксперимента сопоставлены с результатами физического эксперимента при тех же геометрических и режимных условиях. Сопоставление показало, что численное моделирование может быть с успехом использовано для исследования аэродинамики циклонно-вихревых камер.
Аэродинамика, циклоино-вихревая камера, численное моделирование.
The paper considers problems of using numerical methods for modeling aerodynamics of various technological cyclone turbulence devices. Numerical experiment was carried out with the CFX software and widely used k-s and k-m turbulence models. The results of numerical modeling were compared with physical experiments under the same geometrical and regime conditions. Comparison proved that numerical modeling can successfully be used in investigating cyclone turbulence chamber aerodynamic.
Aerodynamics, cyclone turbulence chamber, numerical modeling.
В связи с успешным развитием вычислительной техники и программных средств наряду с традиционным физическим моделированием все большее применение для исследования аэродинамики различных по технологическому назначению циклонно-вихревых устройств приобретает численное моделирование [1] - [4], [8] - [15]. Поэтому представляет интерес оценить возможности практического использования численного моделирования, сопоставить его результаты с результатами физического эксперимента, проведенного при тех же условиях. В настоящей работе сопоставление выполнено при варьировании важнейшей геометрической характеристики циклонно-вихревых камер - диаметра выходного отверстия 4шХ или при представлении его в безразмерном виде -относительного диаметра выходного отверстия ¿4Ь1Х = й?вых/Ас (Ас _ диаметр рабочего объема вихревой камеры).
Исследование аэродинамики циклонно-вихре-вой камеры производилось на экспериментальном стенде, оборудованном стандартным вентилятором ВВД-9 с напором 480 мм вод. ст. и максимальным расходом воздуха 650 м3/ч. Воздух к камере подводился двумя распределительными воздухопроводами, снабженными регулировочной заслонкой для обеспечения равномерной раздачи воздуха по системе подводящих шлиц. Сама вихревая камера представляет собой металлическую, уменьшенную в 10 раз модель циклонно-вихре-вого нагревательного устройства. Внутренний диаметр камеры £>к = 2Кк = 310 мм, длина Ьк = = 580 мм, относительная длина Ьк = Ьк Юк = = 1,87. Подвод воздуха в камеру осуществлялся тангенциально с диаметрально противоположных сторон входными каналами - шлицами, общее число которых равнялось 8. Внутренние размеры каждого шлица составляли 20 х 44 мм. Они располагались равномерно по высоте камеры. Ближайшие к глухому и выходному торцам рабочего объема шлицы находились на расстоянии 48 и 26 мм соответственно. Координаты (параллельные оси вихревой камеры, отсчитываемые_ от ее глухого торца) местоположения шлицев гвх = гвх/ Ок составляли с одной стороны камеры 0,442; 0,884; 1,335; 1,72, а с другой - 0,151; 0,536; 0,987; 1,429. Конструкция шлицев позволяла менять их высоту
/гвх металлическими вкладышами от 4 до 20_мм, что соответствовало изменению параметра /гвх в диапазоне от 0,026 до_0,128. Относительная площадь ввода воздуха /вх = 4/вх/и:£)к2 при равнорас-пределенной системе подвода могла варьироваться в пределах от 0,187 до 0,936. В анализируемых ниже опытах /вх = 0,936 и Ъвх = 0,128.
Отвод газа из камеры в опытах производился через обычный плоский пережим. Сменные диафрагмы плоского пережима давали возможность изменять параметр с/ВЬ1Х в диапазоне от 0,2 до 1,0. Воздух, выходящий из камеры, выбрасывался в атмосферу.
Внутренняя поверхность модели являлась технически гладкой, с шероховатостью обычного стального проката, являющегося материалом стен камеры.
Расход воздуха на установку измерялся нормальным соплом. Кроме общего расхода воздуха, измерялся также расход воздуха в каждом шлице, что не только обеспечивало контроль измерений, но и давало возможность судить о равномерности распределения воздуха по шлицам. Измерение расхода в шлицах осуществлялось при помощи пневмотрубок полного напора и отбора статического давления со стенок. Температура подаваемого в модель воздуха измерялась ртутным термометром с ценой деления 1 °С.
Статическое давление в модели снималось в 32 точках на глухом торце и в соответствующих точках пережима, а также в пяти точках на боковой поверхности по высоте камеры. Во всех опытах подробное исследование полей скоростей и давлений в четырех сечениях по высоте камеры производилось пятиканальными шаровыми зондами системы ЛПИ (ныне СПбГТУ) с диаметром шарика 5 мм. Сечения, в которых производились замеры, имели относительные продольные координаты, равные ¿с =готк= 0,442; 0,884; 1,335; 1,72. Вектор полной скорости, определяемой в каждой точке, разлагался на три составляющих: тангенциальную м>ф, осевую и радиальную. Перемещение зонда производилось координатниками конструкции ЛПИ. Координатники, применявшиеся в основных опытах, давали точность определения угла вектора полной скорости по отношению к горизонтали, равную 1°, и точность перемещения в радиальном направлении, равную 0,5 мм.
На рис. 1 приведены данные, полученные в опытах распределения тангенциальной скорости представленной в безразмерном виде и>ф = = и^/м^ (>увх - среднерасходная скорость потока в шлицах). Тангенциальная составляющая полной скорости является наибольшей из всех ее компонент. Именно она определяет вихревую структуру потока в камере и ее сопротивление. Поскольку распределения м>ф (г), где г - текущий радиус,
сняты в поперечных плоскостях, включающих ось входных шлицев, то во всех профилях заметно влияние в периферийной зоне входящих в рабочий объем камеры струй газа. Причем распределение тангенциальной скорости в периферийной зоне, где происходит растекание струй у боковой поверхности рабочего объема, слабо зависит от параметра ¿/вых и координаты гвх, равной в данном случае координате сечения замера гс.
Рис. 1. Сопоставление опытных и расчетных распределений тангенциальной составляющей скорости при различных значениях с1т>ых:
о - гс= 0,442; □ - 0,884; А - 1,335; 0 - 1,72
Выходящие из шлицев тангенциальные струи газа взаимодействуют с вогнутой стенкой - боковой поверхностью рабочего объема, между собой в осевом направлении, а также в радиальном направлении с «квазипотенциальной» - внешней зоной практически осесимметричного вращающегося потока, занимающего центральную часть рабочего объема камеры. Центральный поток наблюдается при ¿/вых < 0,7. Радиальная граница, разделяющая центральный поток - основной вихрь и пристенную зону течения, а также тангенциальная скорость на этой границе не зависят от диаметра выходного отверстия. Скорость каждой из входных струй по мере распространения и взаимодействия с другими струями, стенкой и центральным потоком постепенно снижается (в том числе и ее максимальное значение), но при этом струи имеют свою индивидуальную траекторию. Одновременно струйное течение в периферийной (пристенной) зоне находится под воздействием центрального течения (основного вихря). Поток в пристенной зоне постепенно перестраивается под квазипотенциальное осесимметричное вращение. В определенном сечении распределение м>ц (г) в пристенной зоне становится продолжением распределения w(fl в квазипотенциальной области. Поэтому в качестве приближенного варианта выбора характерной скорости для этой зоны сложного по структуре течения можно использовать условную
СКОРОСТЬ "И-'ф = И'фк
ж
фк
/ и^х , полученную в ре-
зультате продолжения профиля (г) в квазипотенциальной области до г = /?к , т.е. до внешней границы пристенной зоны. (Принимать в качестве характерной скорости тангенциальную скорость на границе пристенного пограничного слоя, вероятно, пока для рассматриваемой задачи нецелесообразно, так как толщина пограничного слоя мала по сравнению с , а относительная скорость на его границе в рассматриваемом диапазоне геометрических характеристик камеры примерно равна м>щ.) В пользу предпочтительности выбора в качестве характерной скорости периферийной зоны течения и^к говорит и то, что значение м>щ может быть однозначно связано с безразмерной величиной статического давления на боковой поверхности камеры, которое, в свою очередь, имеет связь с максимальной вращательной скоростью в рабочем объеме камеры м/^ [5], [7]. Такое предложение позволяет на данном этапе не рассматривать аэродинамику пристенной зоны - зоны многоструйного сложного потока с большим количеством влияющих на течение факторов.
Распределение и общий уровень тангенциальных скоростей в центральной зоне рабочего объе-
ма камеры в значительной степени зависит от размеров диаметра выходного отверстия камеры. С уменьшением ¿/вьгх увеличивается м>фП1 , уменьшается относительный радиус гф„, = гф„, /Як, характеризующий_ее положение. Поток при всех рассмотренных с1ЕЫХ приблизительно осесиммет-
ричен. Значения и распределения |
мало различаются по длине камеры, поэтому в дальнейшем в обобщениях используются их средние (по^ четырем сечениям) значения. Небольшой рост ц/ут в направлении к выходному отверстию наблюдается при меньшем из рассмотренных ¿4ых = 0,2. Распределения безразмерной тангенци-альной_составляющей скорости, представленные в виде м> = м>у/ wцm , автомодельны по числу Рей-нольдса и вполне удовлетворительно аппроксимируются [6] уравнением вида
К/:
1 + г|2
(1)
где г) = г / гфЯ) - безразмерный радиус; п = п{г^т,
Формула (1) применима при 0 < г) < г|к = = / гфш. При г) = 0 в соответствии с формулой (1)_ = 0, при Г) = 1 = при Г| = Г)к = = "И'к-
Используя условие максимума циркуляции
д{м> г)
= 0,
при г)=т]к можем наити
п =
Лк-1
и коэффициент крутки
= т / ™ фк = 0,53 + 0,47 Г|к .
Последнюю формулу в пределах необходимой точности расчетов можно представить как
вк = 0,5(1 + Лк)-
(2)
Сопоставление уравнения (2) с опытными данными, полученными в работе, показало их вполне удовлетворительное совпадение, что свидетельствует о приемлемости принятой аппроксимации № и выбора характерной скорости пристенной зоны
На рис. 2 и 3 приведены опытные значения основных аэродинамических характеристик потока рассматриваемой циклонно-вихревой камеры ^фт, г<рт и _и><рК при различных значениях Й?ВЬ1Х. Изменение и гфт в зависимости от ¿4ЫХ соответствует общепринятым представлениям и ранее полученным данным_[5] - [7]. С увеличением ¿4ых му« снижается, гфИ! растет (табл.1). Интересно отметить, что произведения м>у ■ гфт и опытные значения и<фК при этом сохраняют практически постоянное значение и не зависят от ¿4ых-
Полученные в опытах распределения и>ф (V) позволили рассчитать и другие важные с точки зрения аэродинамики камеры характеристики.
0,75
0,5
0,25
0,2 0,3
0,4
0,5 0,6 с/вь
Рис. 2. Изменение и гф„, в зависимости от параметра й?вьк:
1 - физический эксперимент; 2, 3 - численный эксперимент
при использовании моделей турбулентности к-8 и к-со соответственно
0,6 в?„
Рис. 3. Значения м>фк при различных относительных диаметрах выходного отверстия камеры:
1 - физический эксперимент; 2,3 - численный эксперимент при использовании моделей турбулентности к-е и к-со соответственно
Анализ распределений безразмерных угловой скорости со = м>ф / г и центростремительного ускорения ] = >сф2 / г позволил определить их максимальные значения со„, и у'», и радиусы положения максимумов г„ш, г]т. Результаты расчетов приведены в табл. 1.
Представленные данные позволяют отметить, что с точки зрения влияния параметра ¿/вых на распределение угловой скорости и центростремительное ускорение следует различать два возможных характерных диапазона его изменения.
Первый примерно от 0,2 до 0,5 соответствует наиболее интенсивному снижению }т и со„, с ростом й?вых , второй от 0,5 до 0,7 - относительно слабой зависимости этих характеристик от й?вых.
Таблица 1
Основные опытные аэродинамические характеристики циклонно-вихревой камеры
^ВЫХ Рут ^ф/М • Рф/й ю„ г ат ]т У }т
0,2 4,80 0,15 0,72 0,80 55,04 0,20 50,33 0,10
0,3 2,62 0,28 0,73 0,80 40,22 0,21 35,23 0,10
0,4 1,55 0,37 0,70 0,80 20,21 0,25 20,02 0,10
0,5 1,24 0,50 0,72 0,80 10,35 0,30 5,00 0,10
0,6 1,00 0,60 0,70 0,80 3,47 0,40 3,21 0,15
0,7 0,92 0,70 0,70 0,80 2,21 0,65 2,01 0,30
1,0 0,81 0,90 0,72 0,92 1,50 0,90 1,50 0,90
Отмеченные особенности изменения /„, и сош от й?вых относятся и к их условным значениям на боковой поверхности камеры, т.е. к ]к и сок. В диапазоне с!вык = 0,2 - 0,5 сок снижается с ростом ¿4ых в 2,5 раза, а у'к - в 1,9 раза.
В диапазоне с1вых = 0,5 - 0,7 с увеличением с1ных значения сок вырастают на 33 %, а ук - на 38 %.В диапазоне б/вых = 0,2 - 1,0 величина максимума центростремительного ускорения в опытах изменилась в 33,5 раза, а угловой скорости - в 36,7 раза. Радиусы гат и г]т , определяющие положение максимумов со и у, изменяются в зависимости от ¿4Ь1Х противоположным образом.
Особенности зависимости у и со от с/вых, вероятно, следует объяснить общей перестройкой структуры течения, изменением условий материального и турбулентного обмена в камере.
Численное моделирование аэродинамики вихревой камеры при различных значениях относительного диаметра выходного отверстия проведено с использованием программного комплекса СБХ при к-г и к-со моделях турбулентности.
На рис. 1 кроме рассмотренных результатов физического эксперимента (опытов) приведены результаты численного моделирования распределений тангенциальной составляющей скорости >уф в виде штриховых линий при использовании модели турбулентности к-г и сплошных линий при
использовании модели к-со. Из представленных данных видно, что лишь при наименьшем из рассмотренных б?вых = 0,2 расчетные и опытные распределения имеют существенные расхождения в приосевой зоне потока. При остальных значениях с/вых расчетные распределения при обеих моделях турбулентности дают вполне удовлетворительное совпадение с опытными данными. [Следует заметить, что из рассмотрения следует исключить опытные значения и>(р в периферийной (пристенной) зоне течения при г > 0,8, принятой, как было отмечено выше, в рассматриваемой работе нерасчетной]. Из представленных данных видно, что существует общая тенденция увеличения расхождений опытных и расчетных распределений с уменьшением с1ъых при с/ВЬ1Х < 0,4. В целом следует отметить более высокое совпадение результатов численного и физического моделирования при использовании модели к-а>. Этот вывод подтверждается и сопоставлением расчетных и опытных значений основных аэродинамических характеристик вихревой камеры м>ф„, и гф„, (рис. 2), а также (рис. 3). В табл. 2 и 3 приведены опытные значения этих характеристик и отклонения от них соответствующих расчетных данных с использованием вышеназванных моделей турбулентности. Анализ представленных на рис. 2 и 3, а также в табл. 2 и 3 результатов подтверждает ранее сделанные выводы.
Таблица 2
Аэродинамические характеристики камеры, полученные в физическом и численном эксперименте
^ВЫХ ^Ф т
0,2 4,80; 2,87; 2,15 0,15; 0,21; 0,21 0,80; 1,22; 1,22
0,3 2,62; 2,17; 1,75 0,28; 0,32; 0,32 0,80; 1,00; 1,00
0,4 1,55; 1,48; 1,22 0,37; 0,45; 0,45 0,80; 0,83; 0,88
0,5 1,24; 1,10; 0,91 0,50; 0,48; 0,55 0,80; 0,81; 0,78
0,6 1,00; 0,94; 0,81 0,60; 0,58; 0,70 0,80; 0,78; 0,75
0,7 0,92; 0,84; 0,71 0,70; 0,70; 0,75 0,80; 0,78; 0,70
1,0 0,81; 0,70; 0,61 0,90; 0,75; 0,70 0,92; 0,80; 0,70
Примечание. Первое значение характеристики в строке - результат физического эксперимента; второе - численного эксперимента с использованием модели к-ю; третье - численного эксперимента с использованием модели к-е.
Таблица 3
Относительное различие (в процентах) результатов численного и физического экспериментов
_ _ _ _
^вых ™Ф m m >v
0,2 42,11 %; 56% 25,00 %; 25,00 % 33,10%; 33,10%
0,3 19,23 %; 33 % 12,50 %; 12,50 % 20,10%; 20,10%
0,4 1,00 %; 2,12 % 18,00 %; 18,00 % 4,15%; 9,12%
0,5 8,21 %; 25,12 % 4,12 %; 10,01 % 1,00%; 3,11%
0,6 10,01 %; 20,05 % 3,11 %; 14,11 % 3,24 %; 6,07 %
0,7 11,12%; 22,20% 0,00%; 7,11 % 3,00 %; 12,02 %
1,0 12,03 %; 25,07 % 17,13 %; 22,05 % 13,11 %; 24,05%
Примечание. Первое значение характеристики в строке соответствует численному эксперименту с использованием модели к-со, второе - к-е.
Таким образом, результаты выполненной работы показывают, что численное моделирование с использованием программного комплекса CFX может быть использовано для исследования и расчета аэродинамики циклонно-вихревых камер.
В качестве модели турбулентности более предпочтительно использование модели к<о.
Список литературы
1. Белов, И.А. Моделирование турбулентных течений: учеб. пособие / И.А. Белов, С.А. Исаев. - СПб., 2001.
2. Кондранин, Т.В. Применение пакетов прикладных программ при изучении курсов механики жидкости и газа: учеб. пособие / Т.В. Кондранин, Б.К. Ткаченко, М.В. Бе-резникова и др. - М.: МФТИ, 2005.
3. Леухин, Ю.Л. Моделирование обтекания круглого цилиндра, смещенного с аэродинамической оси сильно закрученного циклонного потока / Ю.Л. Леухин, Э.Н. Сабуров, И.А.Усачев, В. Гарен // Труды конференции «Инженерные системы-2007. Прикладные исследования в механике». - М.: МФТИ, 2007. - С. 86 - 93.
4. Ocmauiee, С.И. Результаты численного моделирования аэродинамики циклонных секционных нагревательных устройств с поперечной подачей заготовок / С.И. Осташев, Э.Н. Сабуров, А.Н. Мальцев // Вестник Арханг. гос. техн. ун-та. Серия «Энергетика». - 2006. - Вып. 63.
5. Сабуров, Э.Н. Аэродинамика и конвективный теплообмен в циклонных нагревательных устройствах / Э.Н. Сабуров. - Л.: Изд-во ЛГУ, 1982.
6. Сабуров, Э.Н. Теория и практика циклонных сепараторов, топок и печей / Э.Н. Сабуров, C.B. Карпов. — Архангельск: Изд-во АГТУ, 2000.
7. Сабуров, Э.Н. Циклонные нагревательные устройства с интенсифицированным конвективным теплообменом / Э.Н. Сабуров. - Архангельск, 1995.
8. Сабуров, Э.Н. Численное исследование аэродинамики и вихревой структуры потока в циклонно-вихревой камере с односторонним вводом и выводом газов / Э.Н. Сабуров, А.Н. Мальцев // Наука - Северному региону: Сборник. Вып. 76. - Архангельск, 2008. - С. 150 - 157.
9. Bernardo, S. Computational Study of Cyclone Flow Fluid Dynamics using a Different Inlet Section Angle / S. Bernardo, A.P. Peres, M. Mori // Thermal Engineering (RE-TERM).-2005.-Vol. 4, № l.-P. 18.
10. Gimbun, J. The influence of temperature and inlet velocity on cyclone pressure drop: A CFD study / J. Gimbun, T.G. Chuah, A. Fakhru'l-Razi, T.S.Y. Choong. - Chem. Eng. Prog., 2005.
11. Gong, A.L. Numerical study of gas phase flow in cyclones / A.L. Gong, L.-Z. Wang // Aero. Technol. - 2004. -№38.-P. 506-512.
12. Griffiths, W.D. Computational Fluid Dynamics (CFD) and Empirical Modeling of the Performance of a Number of Cyclone Samplers / W.D. Griffiths, F. Boysan // Journal of Aerosol Science. - 1996. - № 2. - P. 281 - 304.
13. Hoekstra, A.J. An experimental and numerical study of turbulent swirling flow in gas cyclones / A.J. Hoekstra, J.J. Derksen, H.E.A. Van Den Akker. - Chem. Eng. Set, 1999.
14. Martignoni, W.P. Evaluation of Geometric Modifications at an Experimental Cyclone using Computational Fluid Dynamics (CFD) / W.P. Martignoni, S. Bernardo, C.L. Quintani. - Rio de Janeiro, 2005.
15. Zhu, Y. Experimental study on small cyclones operating at high flow rates / Y. Zhu, K.W. Lee // J. Aero. Sci. -1999.-№30.-P. 1303- 1315.
Сабуров Эдуард Николаевич — доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой теплотехники Архангельского государственного технического университета. Тел.: 8 (8182) 21-61-71; 21-61-57.
Мальцев Андрей Николаевич - аспирант кафедры теплотехники Архангельского государственного технического университета.
Тел.: 8 (8182) 21 -61 -71; 53-11 -22.
Saburov Eduard Nikolaevich - Doctor of Science (Technology), Professor, Head of the Heat Power Engineering Department, Archangelsk State Technical University. Tel.: 8 (8182) 21-61-71; 65-11-26.
Maltsev Andrey Nikolaevich - post-graduate student, Heat Power Engineering Department, Archangelsk State Technical University.
Tel.: 8 (8182) 21-61-71; 53-11-22.
УДК 532.527:621.783.223.3
A. H. Соколов, С. И. Осташев, Э.Н. Сабуров
АЭРОДИНАМИКА ТАМБУРА НАГРЕВАТЕЛЬНОГО УСТРОЙСТВА С ОДИНАКОВЫМ НАПРАВЛЕНИЕМ ВРАЩЕНИЯ ВЫХОДЯЩИХ
ИЗ СЕКЦИЙ ГАЗОВ
A.N. Sokolov, S.I. Ostashev, E.N. Saburov
AERODYNAMICS OF HEATING DEVICE TAMBOUR WITH SIMILAR DIRECTION OF ROTATION OF SECTION EXHAUST GASES
В статье приводятся и анализируются результаты численного моделирования аэродинамики тамбура циклонного секционного нагревательного устройства с помощью программно-вычислительного комплекса ANSYS® Academic Research CFX. Применяемая на практике конструкция тамбура при выводе газов из секций в тамбур (с одинаковым направлением вращения) не соответствует требованиям равномерности ввода газов в рекуператор и снижения сопротивления нагревательного устройства.
Тамбур, секционная печь, аэродинамика, закрученный поток, численное моделирование.
The paper discusses results and analysis of cyclone sectional heating device tambour aerodynamic obtained with the help of ANSYS® Academic Research CFX software. Numerical modeling proved that the design of the heating device tambour used nowadays (with similar direction of rotation) doesn't meet requirements of the gas uniform flow into the recuperator and the decrease of heating device resistance.
Tambour, sectional heating device, aerodynamics, swirling flow, numerical modeling.
В настоящей работе, являющейся продолжением исследований [1], [2], приведены результаты численного моделирования аэродинамики тамбура циклонного нагревательного устройства.
Исследованный в работе тамбур является изготовленной в натуральную величину моделью тамбура циклонного секционного нагревательного устройства для нагрева штанг под резку (рис. 1) [2], [3]. В рассматриваемой конструкции нагревательного устройства вывод газов из секций осуществляется через общий тамбур. Ширина тамбура -0,454 м, длина - 0,348 м, высота прямоугольной части - 0,6 м, а сужающейся - 0,21 м. Ось заготовки отстояла от дна тамбура на 0,38 м, а ось
транспортирующих ее роликов - на 0,23 м. Размеры выходного отверстия тамбура 0,348 х 0,232 м.
Схема тамбура с обозначением сечений замеров скоростей и давлений потока представлена на рис. 1. Поперечное сечение I располагается на расстоянии 0,033 м от оси заготовки, или 0,05 м от дна тамбура. Сечение II совпадает с осью заготовки, сечения III и IV отстоят от оси на 0,2 и 0,4 м соответственно. Вертикальные сечения V - VIII, параллельные торцевым поверхностям тамбура, отстоят от его левого торца (рис. 1) на 0,01; 0,0875; 0,174; 0,2615 м. Сечения VII и IX делят тамбур на две равные части.
