CC BY
16
Химический состав после модифицирования данных чугунов имеет следующие величины: 3,0-3,6 % С; 1,1-2,9 % Si; 0,3-0,7 % Mn; до 0,02 % S и до 0,1 % Р. Основой высокопрочного чугуна является металлическая структура, которая может состоять из феррита или перлита. Состав ферритного чугуна в основном состоит из феррита и шаровидного графита, кроме этого, в нем допускается перлит до 20 %. Структура перлитного чугуна- сорбитообразный или пластинчатый перлит и шаровидный графит, и также допускается в нем феррит до 20 %.
Менее сильный концентратор напряжений чугунов с шаровидным графитом, чем пластинчатый графит, и потому они меньше снижают механические параметры металлической основы и обладают повышенной прочностью и небольшой пластичностью. Высокопрочные чугуны маркируются по пределу прочности и относительному удлинению.
Эти чугуны нашли широкое применение в различных отраслях техники, при этом, в некоторых случаях, заменяя сталь во многих изделиях и конструкциях. Из этих материалов изготавливают оборудование прокатных станов (прокатные валки массой до 12 т), кузнечно-прессовое оборудование (траверса пресса, шабот ковочного молота), лопатки направляющего аппарата, в турбостроении корпус и детали паровой турбины, в дизеле- и автомобилестроении, а это коленчатые валы, поршни и многие другие детали, относящиеся к основным, эксплуатационные параметры которых имеют высокие циклические нагрузки и в условиях изнашивания.
В некоторых случаях для повышения механических свойств изделий из этих материалов применяют термическую обработку отливок, а для повышения прочности - закалку и отпуск при 773...873 К (500-600 °С), а для увеличения пластичности - отжиг, способствующий сфероидизации перлита.
VI. Выводы и заключение
На основании вышеизложенного можно сделать вывод, что повышение эффективности автономных энергетических комплексов, в том числе и для нефтегазовой отрасли, на базе поршневых двигателей внутреннего сгорания следует обратить особое внимание на свойства применяемых материалов для ответственных дет алей, работающих в условиях повышенных температур, например, таких как крышка цилиндров.
Кроме того, полученные экспериментальные данные, на развернутом двигателе, по уровню температур огневого днища крышки цилиндра позволили спрогнозировать ограничения по повышению агрегатной мо щ-ности высокофорсированного ДВС с учетом эксплуатационных режимов работы.
Список литературы
1. Reference document on best available techniques for energy efficiency. URL: http://portal-energo.ru/files/articles/portal-energo_ru_dokument_es_po_e_ef.pdf (дата обращения 01.05.2018).
2. Петриченко Р. М. Системы жидкостного охлаждения быстроходных двигателей внутреннего сгорания. Ленинград: Машиностроение, 1975. 225 с.
3. Разуваев А. В. Поршневые двигатели внутреннего сгорания с высокотемпературным охлаждением. Саратов: СГТУ, 2001. 128 с.
УДК 621. 181. 123
ИССЛЕДОВАНИЕ ТУРБУЛЕНТНОГО ТЕЧЕНИЯ ПРИ КИПЕНИИ ЖИДКОСТИ
В ВАКУУМНООМ КОТЛЕ
TURBULENT FLOW INVESTIGATION OF THE VACUUM BOILER AT BOILING
Е. Н. Слободина, А. Г. Михайлов, С. В. Теребилов
Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия
E. N. Slobodina, A. G. Mikhailov, S. V. Terebilov
Omsk State Technical University, Omsk, Russia
Аннотация. В данной статье рассмотрены методики определения коэффициента вязкости с учетом турбулентной составляющей при различных режимах работы котла в области давлений ниже атмосферного. В настоящее время решение данной задачи актуально для решения задач теплообмена в вакуумных котлах. Получены зависимости коэффициента вязкости в широком диапазоне удельных тепловых потоков при свободной конвекции и при пузырьковом кипении. Результаты исследования получены с помощью программного комплекса ANSYS CFX с использованием методики RPI.
Ключевые слова: турбулентность, вязкость, кипение, котел.
DOI: 10.25206/2310-9793-2018-6-3-164-169
I. Введение
В настоящее время в мире существует тенденции роста производства тепловой и электрической энергии.
А значит, происходит рост потребления ископаемых видов топлива, запасы которых небезграничны. Возникающая проблема становится одной из лидирующих в современном обществе. В контексте нехватки ископаемых ресурсов существует необходимость в разработках экономически выгодных и ресурсосберегающих технологий. Развитие альтернативных источников энергии способствует решению данной проблемы, но, к сожалению, они пока не обладают возможностью покрыть все мировые потребности в энергии и отказаться от традиционных видов топлив. Поэтому остается необходимость в развитии ресурсосберегающих технологий с целью сокращения использования традиционных видов топлив. В теплоэнергетической отрасли, прежде всего, речь идет об источниках тепла - котлах. Одним из перспективных вариантов является вакуумный котел. Главная особенность в работе вакуумных котлов заключается в кипении при давлении ниже атмосферного.
II. Постановка задачи
Большинство течений, представляющих практический интерес при расчете и проектировании котлов, являются турбулентными. По своей природе они не стационарны. И в ряде случаев осложняются дополнительными возмущениями - например, пузырьковым кипением. Такие явления встречаются в жаротрубных котлах, наиболее часто в вакуумных, в области пониженного давления, где процессы кипения и конденсации неразрывно связаны друг с другом. Процесс кипения представляет собой сложное явление, которое можно разделить на несколько режимов в зависимости от локальных условий потока.
Наибольшее влияние на теплообмен при кипении и конвекции оказывают теплопроводность, плотность, удельная теплоемкость, коэффициент температуропроводности и коэффициент вязкости. Для каждого вещества эти величины имеют определенные значения и определяются такими параметрами, как давление и температура. Значения этих теплофизических величин, в том числе и вязкости, входят в состав дифференциальных уравнений конвективного тепломассообмена, результатом решения которых является определение коэффициента теплоотдачи. Таким образом, верное определение коэффициента вязкости важно при определении эффективности работы котла.
При исследовании турбулентного течения как течения жидкости, имеющей эффективные вязкость, теплопроводность и диффузионный коэффициент, изменяющиеся в пространстве, требуется решить вопрос о вычислении этих эффективных переносных свойств для теплового расчета котлов.
III. Теория
Эффективная вязкость жидкой фазы представляет собой сумму молекулярной и турбулентной вязкости.
ßf = Иг + Иг.
Существуют различные методики для расчета турбулентной вязкости жидкой фазы.
Одна из таких модель с эмпирическими коэффициентами переноса в уравнениях турбулентных течений.
Наиболее известный расчет эффективной вязкости при турбулентном движении предложил Л. Прандтль [1, 2, 3]. Расчет турбулентной вязкости базируется на гипотезе так называемого пути перемешивания и позволяет определить выражением:
ßt = Pl 1
dU
dy
(1)
где I - путь перемешивания; р - плотность жидкости; и - скорость потока; у - расстояние по нормали к движению потока. Данное уравнение заменяет вопрос об определении вопросом нахождения I, однако достоинство гипотезы Прандтля заключается в том, что I меняется в пространстве в более узких пределах, чем
В свободных турбулентных течениях I обычно равен 1/10 ширины области, в которой касательные напряжения имеют существенную величину. В пограничном слое, прилегающем к стенке, путь перемешивания в непосредственной близости к стенке равен ~0,4у, а во внешней части пограничного слоя он составляет около 0,1 толщины этого слоя. Вместе с некоторыми допущениями определения I дает возможность достаточно точно рассчитывать переменные характеристики многомерных турбулентных погранслоев. С. В. Патанкар и Д. Б. Сполдинг [1, 2, 3] использовали выше описанные положения, дополнив их общую процедуру решения параболическими дифференциальными уравнениями. Для определения эффективной вязкости возможно
пользоваться другими зависимостями. Так, Л. Прандтль [2] обосновал, что свободные турбулентные течения можно рассчитать с допустимой точностью, полагая, что коэффициент ^ постоянен по толщине погранслоя и равен:
и = сЗ^и^ - ^ ) (2)
где З - толщина погранслоя; итах и итт - максимальная и минимальная скорости в некотором сечении погранслоя; с - постоянная, имеющая порядок 0,01.
Плотность жидкости р , в случае изменения по сечению потока, должна усредняться. Уравнение (1) используется гораздо реже, чем уравнение (2), и предпочтительнее первого лишь в одном отношении - из него не вытекает противоречащее действительности требование обращения и в нуль в той точке пограничного
ди
слоя, где — = 0 .
ду
Все же данные зависимости лишь с определенными ограничениями можно использовать в случаях возвратных течений, в которых отсутствует доминирующее направление движения потока. Для данных задач более приемлема гипотеза Колмогорова [2] и Прандтля [6], в которой коэффициент турбулентной вязкости ^ связан с кинетической энергией пульсационного движения k соотношением:
и = с8к0 51. (3)
где l - масштаб турбулентности.
К особым преимуществам выражения (3) и соответствующей ему модели турбулентного течения относят возможность вывода дифференциального уравнения, в котором кинетическая энергия к играет роль основной зависимой переменной. Более того, Д. К. Ротта [2] предложил свое выражение для определения масштаба турбулентности 1. Данные уравнения являются эллиптическими. Для них, безусловно, необходимо определение постоянных эмпирическим путем, часть из которых входит в уравнение (1), а другие появляются в уравнениях, описывающих диссипацию и диффузию турбулентного течения. Также требуются эмпирические характеристики о значениях эффективных коэффициентов теплопроводности и диффузии компонентов смеси.
Широко используются модели турбулентности с двумя уравнениями, так как это является хорошим компромиссом между точностью вычислений и затратами на численное решение. Данные модели сложнее рассмотренных выше. Значения характерной длины и скорости находятся с применением различных уравнений движения.
Эти модели турбулентности получили название ^е и ^т (е - диссипация, т - турбулентная частота) или моделью с двумя уравнениями. Для того, чтобы установить зависимость напряжений Рейнольдса от значений градиентов скорости и турбулентной вязкости, используется гипотеза градиента диффузии. Турбулентная вязкость моделируется как зависимость от турбулентной скорости и турбулентной характерной длины. Турбулентная скорость находится из выражения для турбулентной кинетической энергии, которое получается при решении уравнения движения. Характерная длина турбулентности определяется двумя характеристиками турбулентной области - турбулентной кинетической энергией k и диссипацией е. Значение диссипации турбулентной кинетической энергии находится из решения уравнения движения.
В модели допускается, что турбулентная вязкость связана с k и е выражением:
^ к2
и = СиР— , (4)
е
где и - турбулентная динамическая вязкость, С и - справочная константа [7].
Модель ^оз содержит уравнения неразрывности, моментов, кинетической энергии, турбулентной частоты и предполагает, что турбулентная вязкость связана с частотой турбулентности т отношением:
и = Р— . (5)
т
Характерная особенность ^оз модели - описание процессов в пограничном слое при малых числах Re.
Рассмотренные выше математические модели можно применять для описании процессов горения при турбулентном движении топливо-воздушной смеси и процессов конвективного теплообмена в водяном объеме. В данной работе предпочтение отдается к — £ модели, которая дополняется уравнениями состояния, сплошности и соответствующими начальными и граничными условиями с учетом взаимодействия элементов топлива и окислителя в процессе горения [7].
Турбулентность при кипении жидкой фазы дополняется уравнением, которое описывает влияние пузырьков на турбулентность, теория разработана Сато [8]:
=1 СмЪ0*а\\и3 — и|| •
В итоге выражение для турбулентной вязкости жидкой фазы принимает следующий вид:
ri" = +1 C^DsafJg -
где a - массовая доля фазы; Ds - диаметр пузырька; Сп - справочные константы.
Турбулентность газовой фазы оказывает влияние на жидкую фазу и учитывается введением дополнительного коэффициента, который определяется как отношение среднеквадратического значения дисперсных флуктуа-ций скорости фазы до непрерывной фазы, а также зависимость от локальных параметров, таких как паросодер-жание, и учитывает влияние турбулентности в жидкости на паровую среду.
Этот метод, описываемый Rusche [9], позволяет не использовать дополнительных дифференциальных уравнений. Эффективная вязкость газовой фазы выражается в виде:
tf=Mg+.
Расчет процесса тепломассопереноса с учетом эффективной вязкости выполняется с использованием k-e модели ANSYS CFX , при кипении - в ANSYS CFX модель RPI [7, 10].
IV. Результаты экспериментов Выбор рабочих веществ и их физических свойств происходит с использованием библиотеки рабочих компонентов CFX [7]. Численный расчет производился в программном комплексе ANSYS CFX с использованием модели RPI, описывающей процесс кипения при этом начальные и граничные условия задавались с учетом теплового расчета вакуумного котла.
к2 1
Рис. 1. Результаты моделирования процесса кипения в ANSYS CFX
На рис. 1 представлено распределение скоростей и температур в объеме при давлении 60,80 кПа. Очевидно, что тепловые возмущения сопровождаются конвективными явлениями при пузырьковом кипении. Причем область наибольших температур приходится на границу раздела стенка жаровой трубы и жидкость. Температура в объеме остается неизменной и равна температуре насыщения, а скорости достигают максимальных значений за счет наличия турбулентных явлений в объеме жидкости.
Рис. 2. Зависимость турбулентной вязкости от плотности теплового потока
По результатам расчета построена графическая зависимость (рис. 2), иллюстрирующая взаимосвязь турбулентной вязкости от плотности теплового потока для кипящей жидкости - кривая 1 и некипящей жидкости -кривая 2. Температура насыщения 86 °С, рабочее давление 60,80 кПа.
4000 3500 * 3000
2000 1500
5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 q, bt/w
Рис. 3. Зависимость коэффициента теплоотдачи от плотности теплового потока
Получена графическая зависимость, иллюстрирующая влияние плотности теплового потока на коэффициент теплоотдачи при кипении жидкости (рис. 3). С увеличением теплового потока происходит рост коэффициента теплоотдачи с одновременным увеличением вязкости при пузырьковом кипении жидкости.
V. Обсуждение результатов
У капельных жидкостей вязкость слабо зависит от давления и является функцией температуры. Турбулентные возмущения, вызванные увеличением плотности теплового потока (рис. 1) от 10000 до 30000 Вт/м2, приводят к росту турбулентной вязкости на 20 %. Переход к режиму пузырькового кипения определяет рост турбулентной вязкости на 29 %.
VI. Выводы и заключение
Суммарное изменение вязкости может достигать 49 %. Это оказывает влияние на течение жидкости и теплообмен на стенке, при этом происходит рост коэффициента теплоотдачи в 2,15 раза. Интенсификация процесса кипения оказывает значительное влияние на эффективность работы котла в целом.
Список литературы
1. Пашков Л. Т. Основы теории горения. М. : МЭИ, 2002. 136 с.
2. Госмен А. Д., Пан В. М., Ранчел А. К. Численные методы исследования течений вязкой жидкости. М. : Мир, 1972. 328 с.
3. Алексеев Б. В., Гришин А. М. Физическая газодинамика реагирующих сред. М. : Высш. шк., 1985. 464 с.
4. Патанкар С. В., Калабин Е. В., Яньков Г. Г. Численное решение задач теплопроводности и конвективного теплообмена при течении в каналах. М. : МЭИ, 2003. 311 с.
5. Spalding D. Brian and Taborek J. Heat Exchanger Design Handbook // Hemisphere Pub. Corp, Washington, 1983. P. 364-369.
6. Prandtl L. Bemerkungen zur Theorie der freien Turbulenz // Z. angew. Math. und Mech. 1942. Vol. 22, no. 5. P. 241-243.
7. ANSYS CFX-Solver Theory Guide. ANSYS CFX Release 11.0 // ANSYS, Inc. Southpointe 275 Technology Drive Canonsburg : PA 15317, 2006. 312 p.
8. Sato Y. and [et al.]. Momentum and heat transfer in two-phase bubbly flow // International Journal of Multiphase Flow. 1981. Vol. 7. P. 167-178.
9. Rusche H. Computational fluid dynamics of dispersed two-phase flows at high phase fractions // Ph. D. thesis, Imperial College, London. 2002. 343 p.
10.Koncar B., Krepper E., Egorov Y. CFD Modeling of subcooled flow boiling for nuclear engineering applications // International Conference Nuclear Energy for New Europe. 2005. P. 140-154.
УДК 621.182.44
ОБРАЗОВАНИЕ НАНОСНЫХ ОТЛОЖЕНИЙ НА ПОВЕРХНОСТЯХ ТЕПЛООБМЕНА
ЖАРОТРУБНОГО КОТЛА
FIRE-TUBE BOILER HEAT EXCHANGE SURFACES FOULING FORMATION
С. В. Теребилов, А. Г. Михайлов, Е. Н. Слободина
Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия
S. V. Terebilov, A. G. Mikhailov, E. N. Slobodina
Omsk State Technical University, Omsk, Russia
Аннотация. Рассмотрены основные виды отложений на поверхностях нагрева в котлах. Выполнено математическое моделирование процессов в жаротрубном котле, в том числе образование наносных отложений. Предложена конструкция жаровой трубы, которая позволяет снизить скорость образования наносных отложений.
Ключевые слова: образование отложений, поверхности нагрева, отложения легкорастворимых соединений, жаротрубный котел.
DOI: 10.25206/2310-9793-2018-6-3-169-173
I. Введение
При эксплуатации жаротрубных котлов на поверхностях теплообмена образуются отложения, способствующие увеличению коэффициента термического сопротивления [1-3], что приводит к увеличению температуры стенки. Повышение температуры стенки жаровой трубы может привести к разрушению и выходу котла из строя [4, 5].
Для определения влияния отложений на процесс теплопередачи запишем следующее выражение для коэффициента теплопередачи [1-3]:
Ь =-1-, (1)
f S S п S ln(d / d.) „ 1
—^ +—Rfi —il + R + —
S а S fi 2жЛЬ f0 а
i i i o
где Si - площадь поверхности нагрева со стороны продуктов сгорания; So - площадь поверхности нагрева со стороны теплоносителя; ai - суммарный коэффициент теплоотдачи со стороны газа; ao - коэффициент теплоотдачи со стороны теплоносителя; Я^ - термическое сопротивление слоя отложений со стороны продуктов сгорания; Rfo - термическое сопротивление слоя отложений со стороны теплоносителя; X - коэффициент теплопроводности материала стенки; di - внутренний диаметр поверхности нагрева; do - наружный диаметр поверхности нагрева.
В выражении (1) термические сопротивления отложений на внутренней и наружной поверхностях нагрева являются функциями, зависящими от теплопроводности и толщины отложений.
Из данного выражения видно, что дополнительное термическое сопротивление вносит вклад в снижение коэффициента теплопередачи.
