CC BY
15
Вестник Евразийской науки / The Eurasian Scientific Journal https://esj.today 2021, №5, Том 13 / 2021, No 5, Vol 13 https://esj.today/issue-5-2021.html URL статьи: https://esj.today/PDF/32SAVN521.pdf Ссылка для цитирования этой статьи:
Вдовичев, А. А. Особенности численного моделирования пластинчатого перекрестно-точного рекуператора воздуха / А. А. Вдовичев // Вестник евразийской науки. — 2021. — Т. 13. — № 5. — URL: https://e sj. today/PDF/32S AVN521.pdf
For citation:
Vdovichev A.A. Features of numerical modeling of a plate cross-precision air recuperator. The Eurasian Scientific Journal, 13(5): 32SAVN521. Available at: https://esj.today/PDF/32SAVN521.pdf. (In Russ., abstract in Eng.).
Вдовичев Антон Андреевич
ПАО «ГИПРОСВЯЗЬ», Санкт-Петербург, Россия Инженер-проектировщик 2-й категории ФГБОУ ВО «Санкт-Петербургский государственный архитектурно-строительный университет»,
Санкт-Петербург, Россия Аспирант E-mail: fansw@bk.ru ORCID: https://orcid.org/0000-0001-8979-8845 РИНЦ: https://www.elibrary.ru/author profile.asp?id=995961
пластинчатого перекрестно-точного рекуператора воздуха
Аннотация. В статье проведено исследование пластинчатого перекрестно-точного рекуператора открытого типа на основе программного модуля ANSYS Fluent. Выполнен анализ влияния детализации сетки в продольном и поперечном направлениях на укрупненные теплофизические показатели. Автором представлено сравнение результатов программного расчета теплопередачи через пластину рекуператора с данными, полученными при аналитическом рассмотрении с применением модели одномерного переноса. В рамках диссертационного исследования выявлены особенности формирования аэродинамических и температурных полей при перекрестном движении греющего и нагреваемого воздушных потоков. Анализ сеточной сходимости показал, что при размерах пластины 0,4*0,4 м рациональным количеством разбиений сетки в продольных направлениях является 100. Снижение до 50 ячеек приводит к некорректному описанию теплопередачи в ламинарном пограничном слое, когда процессы обмена по направлению нормали к стенке в основном определяются молекулярной диффузией. Увеличение узлов сетки в сечениях, перпендикулярных потокам, приводит к постепенному повышению коэффициента температурной эффективности по наружному воздуху. Автором установлено, что применение критериальных уравнений для решения задачи теплопереноса дает заниженные значения температурной эффективности, при этом показатели, получаемые для разных моделей программного расчета (гомогенной и гетерогенной бинарной модели воздуха), оказались практически идентичными. Применение гетерогенной модели в дальнейшем позволит осуществлять исследования тепломассообмена в рекуператорах с учетом фазового перехода пара и выделения теплоты конденсации. Оптимальность генерации сетки с ячейками призматического вида не только в пристеночной области, но и в зоне развитого потока подтверждается тем, что температурные поля в поперечных сечениях канала кассеты рекуператора толщиной 5 мм развиваются в условиях теплового пограничного слоя.
Особенности численного моделирования
Ключевые слова: численное моделирование; пластинчатый перекрестно-точный рекуператор; сеточная сходимость; а-модель; число Нуссельта; число Рейнольдса; режим течения воздуха; температурный коэффициент эффективности
Одной из главных задач современного строительства является повышение энергоэффективности возводимых объектов, достигаемое путем реализации энергосберегающих мероприятий. Сегодня энергоэффективность зданий можно условно разделить на активную, связанную с уменьшением расходов энергоресурсов при использовании приборов и оборудования, потребляющих энергию, и пассивную, зависящую от того, насколько пассивные системы или конструкции способны понизить расходы энергоресурсов, что необходимы для функционирования объекта [1; 2].
При сопоставлении результатов энергетического баланса исследуемых зданий, в которых учитывалось применение энергосберегающих технологий, в работе [3] был сделан вывод о том, что применение дополнительной теплоизоляции не позволяет достичь максимального экономического эффекта, поскольку основные затраты энергии на функционирование инженерных систем связаны с нагреванием наружного воздуха. Схожие результаты были получены в работах О.Я. Кокорина [4], А.Л. Наумова [5], В.Г. Гагарниа [6], Е.Г. Малявиной [7]. Авторами подчеркивается, что дополнительная герметизация приводит к ухудшению санитарно-гигиенических условий, вследствие чего в жилых зданиях прибегают к открытиям форточек и фрамуг, что приводит к увеличению нагрузки на систему отопления. В результате, одним из решений данной проблемы является организация принудительной вентиляции с использованием рекуперации теплоты отработанного воздуха.
Базовым элементом любой системы рекуперации являются теплообменные аппараты, которые обеспечивают перенос тепловой энергии от более теплой текучей среды (удаляемого воздуха) к более холодной (наружному воздуху). В данной статье в рамках диссертационного исследования речь пойдет о модели теплопереноса в пластинчатом перекрестно-точном рекуператоре.
На сегодняшний день основными показателями рекуператоров являются эффективность, аэродинамическое сопротивление и стоимость, которая напрямую связана с материалоемкостью. В зависимости от поставленных целей при эксплуатации установок на первый план может выходить любой из параметров. Однако зачастую разработка пластинчатых рекуператоров подразумевает приоритет в достижении максимальной передачи тепла и минимизации потерь давления.
Сложность проектирования пластинчатых теплоутилизаторов связана с проблемой комплексного физико-математического описания процессов тепло- и массопереноса внутри устройства. Наиболее точные способы описания (на основе уравнений Рейнольдса или на основе пограничного слоя [8]) зачастую не имеют аналитического решения и трудозатратны. Поэтому единственным выходом является применение метода вычислительной гидрогазодинамики CFD (Computational Fluid Dynamics) на базе подпрограммного решателя ANSYS Fluent.
Белоногов Н.В. и Пронин В.А. в работах [9; 10] предложили собственную методику расчета перекрестно-точных теплоутилизаторов, предполагающую решение системы дифференциальных уравнений, составленных с применением условий однозначности на основе
Страница 2 из 15
Введение
Методы
32SAVN521
законов сохранения энергии, движения и массы. В системе учитывалась дополнительная теплота фазового перехода при возникновении конденсации пара. Расчет производился методом Рунге-Кутта четвёртого порядка в пакете MatLab. Полученные данные показали незначительные отклонения от результатов экспериментального исследования.
Анисимов С.М. в работе [11] использовал одномерную модель переноса (а-модель [8]), для получения данных о распределении сухой, влажной зоны и зоны инееобразования в перекрестно-точном рекуператоре из капиллярно-пористых пластин, которые адсорбируют влагу из удаляемого воздуха и обеспечивают ее сток внутри диффузионного пространства. Интегрирование дифференциальных уравнений теплового и материального балансов, учитывающих теплоту конденсации и термическое сопротивление формирующегося слоя инея, осуществлялось в разработанной программе расчета.
Нуруллин Н.Ж. и др. на основе CFD-моделирования исследовал влияние формы оребрения пластин в противоточном рекуператоре на коэффициент местного сопротивления и температурную эффективность по наружному воздуху [12]. Было обнаружено, что форма ребер в виде равнобедренных треугольников позволяет достичь большего эффекта теплопередачи с меньшим ростом аэродинамического сопротивления.
Постановка задач исследования
Рационализация конструкции перекрестно-точного теплоутилизатора, а также режимов работы требует предварительного анализа математической модели пластинчатого теплообменника, который заключается в осуществлении следующих исследований:
1. Оценка сеточной сходимости, заключающаяся в проверке влияния разрешения расчетной сетки, а также разрешения сгущающегося пристеночного слоя на получаемые характеристики процесса течения потоков и теплопереноса между ними.
2. Изучение влияния вводимых расчетных моделей описания текучей среды (воздуха), поступающего в теплоутилизатор, на результаты решения дифференциальных уравнений и распределения исследуемых параметров сплошной среды.
3. Сопоставление исследуемых параметров, полученных численным моделированием с показателями инженерного расчета.
Геометрия модели и расчетная сетка
Поскольку в пакете перекрестно-точного рекуператора имеется симметрия между каналами удаляемого и наружного воздуха, то с целью снижения вычислительной нагрузки будет рассматриваться отдельный теплообменный блок, представляющий собой одну пластину толщиной 5пл = 0,2 мм, два входа и два выхода и две плоскости, параллельные пластине (рис. 1). Толщина канала составляет 5 = 5 мм. Длина и ширина пластины А = В = 0,4 м. Создание геометрии модели осуществляется в редакторе ANSYS Design Modeler.
Построение расчётной сетки осуществляется в сеточном препроцессоре ANSYS Meshing. Для обеспечения создания структурированной сетки из прямоугольных элементов применяем метод MultiZone с формой ячеек на основе гексаэдров (режим Hexa) и пользовательским определением поверхности источника (Manual Source), от которой будет осуществляться протягивание сетки вдоль грани. С целью обеспечения согласованности ячеек подключаем инструмент Face Meshing [13].
Рисунок 1. Схематическая модель и габариты теплообменного блока
Изучение влияния точности сетки на расчет теплопередачи и потока в пограничном слое требует создания области сгущения вблизи поверхностей стенок пластин с ячейками призматической формы. Для этого применяем локальную настройку Edge Sizing, с помощью которой можно подключить маску сгущения (Bias Factor). В нашем случае мы будем повышать уровень подробности сетки для пяти 3Б-объектов — пространства удаляемого потока, пространства наружного воздуха и трех пластин — путем увеличения числа разбиений: (1) вдоль ребра пластины Ппрод = 50, 100, 150, 200, 250, 300; (2) в поперечном сечении канала Ипрод = 20, 30, 40. Принимаем маски сгущения для поперечных сечений каналов к граням пластин BFп = 5, 10, 15 (рис. 2). В продольных направлениях сгущения нет.
Рисунок 2. Структура поперечного сечения расчетной сетки
Математическая модель
Получение выходных данных численного эксперимента основано на методе конечных объемов (МКО), при котором для каждого центра расчетной ячейки решаются дифференциальные уравнения Навье-Стокса. В этой задаче, исходя из физики процесса, базовыми уравнениями будут:
• Уравнение неразрывности (закон сохранения массы):
йр (дрг дРу дрЛ
Уравнения Навье-Стокса (закон сохранения импульса):
dvx dvx dvx д /d2vx d2vx d2vx\ 1 дР Vx дх + Vy ду + Vz dz p (дх2 + ду2 + dz2 ) p дх (2)
dvy дvy дvy д/д2vy д2vy д2vy\ 1дР
v у \ у У iv У = I У I У I У 1 — (3)
x дх у ду z дz p\ дх2 ду2 дz2) p ду
дvz дvz дvz д (д2vz д2vz д2vz\ 1 дР
• Уравнение переноса тепловой энергии (закон сохранения энергии): дТ дТ дТ _ к /д2Т д2Т д2Т\
где Vx, Vy, Vz — компоненты скорости в направлениях х, у, z, м/с; р — плотность, кг/м3; д — динамическая вязкость, Па/с; Р — давление, Па, Т — температура, °С, g — ускорение свободного падения, м/с2, к — теплопроводность, Вт/(м2^°С), Ср — удельная теплоемкость, Дж/(кг*°С).
При выполнении моделирования принимаются следующие допущения:
1. Движение воздушных потоков и перенос теплоты происходят в стационарном режиме.
2. Текучая среда представляет идеальный газ, без учета объемов молекул и сил межмолекулярного взаимодействия.
3. Фазовые переходы отсутствуют.
4. Теплофизические свойства текучих сред и материала пластин остаются постоянными.
5. Плотность газов пересчитывается по уравнению несжимаемого идеального газа по термодинамическим характеристикам в зависимости от температуры.
6. Термодинамическая система изолирована от внешней среды.
Решение уравнений Навье-Стокса осуществляется методом коррекции давления (Pressure-Based). Для моделирования турбулентности принимается модель к-е с модификацией Realizable, позволяющей точно прогнозировать вихревые течения, а также стандартное пристеночное описание (Standard Wall Treatment). В таблице 1 представлены граничные условия для поверхностей.
Таблица 1
Характеристики граничных условий
Обозначение поверхности Тип граничного условия Описание
inlet 1 mass-flow-inlet Удаляемый воздух на входе
inlet 2 mass-flow-inlet Наружный воздух на входе
outlet 1 pressure-outlet Удаляемый воздух на выходе
outlet 2 pressure-outlet Наружный воздух на выходе
wall wall Плита теплообмена
wall adiabatic wall Грани без подвода и отвода теплоты
Материал пластины — алюминий с теплофизическими свойствами: рал =2719 кг/м3, СРал = 871 Дж/(кп°С), Лал = 202,4 Вт/(м2^°С). Массовые расходы воздушных потоков принимаются равными йн = Су, исходя из условия, что скорости на входе в каналы лежат в диапазоне 1-11 м/с.
В данном исследовании рассматриваются два способа постановки модели удаляемого и наружного воздуха (табл. 2). В первом случае в каналах теплообменника задаются однофазные воздушные потоки (потоки, в которых идентифицируются один класс вещества, обладающий специфическим инерционным откликом и характеристиками взаимодействия с потоком и потенциальным полем [14]). Во втором случае исследуется мультифазная модель воздуха и водяного пара.
Таблица 2
Модели удаляемого воздуха на входе в рекуператор
№ Подключаемые дополнительные модели Описание
1 - Воздух представляет собой гомогенную однофракционную систему, без водяного пара.
2 Multiphase — Mixture Удаляемый и наружный поток задаются как объемные доли воздуха (air) и водяного пара (water vapor). Подключаемый инструмент Slip velocity учитывает движение фаз с разными скоростями [15]. Водяной пар задается с диаметром частиц 0,01 мм.
Для корректной установки граничных условий модели № 2 требуется определить объемной доли водяного пара. Параметры удаляемого воздуха на входе в утилизатор: = 20 °С, фуг =30%, йу1 = 4,34 г/кг. Используя уравнение влагосодержания воздуха [16], рассчитываем парциальное давление водяного пара:
й • Р
Рвп 623 + йу1 (6)
где йу1 — влагосодержание удаляемого воздуха на входе в утилизатор, г/кг; Ратм = 101325 Па — нормальное атмосферное давление.
По закону Дальтона [17] находим объемную долю водяного пара:
Р
в.п /Г7Ч
Гв.п =~Б— (7)
Ратм
Полученное значение доли составило 0,0069.
Теоретическое исследование теплообмена в пластинчатом рекуператоре опирается на одномерную модель переноса (а-модель) [8], при которой движение сплошной среды в каналах в поперечном сечении рассматривается с постоянной скоростью, температурой и концентрацией компонентов, соответствующей среднемассовому значению. Основой методики является применение критериальных выражений, которые позволяют определить укрупненные показатели модели теплопереноса:
• температурные коэффициенты эффективности по наружному и удаляемому воздуху соответственно:
_ ЩХ^-^) _ сиСрв(и2-1и1)
_ Щ&г-^ _ СуСРВ&1 - Ц (9)
у Щтт(£у1 — ^н1) ^ттСРв(£у1 — ^н1)
где , ^ — средние температуры наружного воздуха на входе и выходе из теплоутилизатора соответственно, °С; 1у1, 1уг — средние температуры уходящего воздуха на входе и выходе из теплоутилизатора соответственно, °С; Щн, Щу, Щ-тт — водяные эквиваленты
Вестник Евразийской науки 2021, №5, Том 13 ISSN 2588-0101
The Eurasian Scientific Journal 2021, No 5, Vol 13 https://esj.today
наружного, уходящего воздуха и меньшего из них соответственно, Вт/°С; GH , Gy , Gmin — массовые расходы наружного, уходящего воздуха и меньшего из них соответственно, кг/с; Ср — массовая удельная изобарная теплоемкость воздуха, кДж/(кп°С).
В нашем случае массовые расходы воздушных потоков равны GH = Gy. Величины удельных теплоемкостей в диапазонах температур от -5 °С до +5 °С могут не учитываться из-за незначительного влияния в выражениях 8 и 9. Тогда температурные эффективности можно представить как:
_ ( t щ - thJ
в'н = (г -t ) (10)
О ( hl - fyj ,1П
= (11)
• число единиц переноса тепла или модифицированный критерий Фурье:
k^F
NTU = Fo'H,y = — (12)
Wmin
где k — коэффициент теплопередачи, Вт/(м2^°С); F — площадь поверхности теплообмена, м2.
Для выявления числа Нуссельта используются следующие критериальные уравнения. Обобщённое выражение для инженерного расчета рекуператора [16]:
NuHy = 1,99 • ReHiy0,09 • PrHiy0,33 (13)
где Pr — число Прандтля.
Уравнение конвективной теплоотдачи при ламинарном стабилизированном течении и стабилизированном теплообмене [18]:
0.25
fPrHy
NuH,y = 4^t= М77
4 P 'CT
где Ег — поправочных коэффициент, учитывающий изменение физических свойств среды в зависимости от температуры.
Результаты и обсуждение
Изменения температурной эффективности для наружного и удаляемого воздуха в зависимости от числа Рейнольдса представлено на рисунках 3 и 4. На обоих графиках прослеживается понижение коэффициентов в{ и в1к при возрастании скоростей перекрёстных потоков, что согласуется с полученными опытными данными в работе [19]. Тенденция связана с уменьшением времени контакта молекул двух сред в каждом поперечном сечении каналов. Сдвиг кривых на рисунке 3 объясняется влиянием коэффициента УКу в уравнении 15 определения числа Рейнольдса, который для наружного воздуха имеет меньшее значение.
^ = (15)
н,у
где УКу — коэффициент кинематической вязкости воздуха, м2/с.
Зависимости средних температур воздушных потоков на выходных поверхностях Г 1у2 от числа разбиений показаны на рисунке 5.
Н2'
et,
•у
0,450
0,400
0,350
0,300
0,250
0,200
-*-Nnpofl=50 -и-]Чпрод=100 -*-Nnpofl=150 -*-Nnpofl=200 -*КЫпрод=250 -*-Nnp<w=300
1 000 2 000 3 000 4 000 5 000 6 000 7 000
8 000 Re
Рисунок 3. Изменение 6t в зависимости от числа R еу
0te
0,450
0,400 0,350 0,300 0,250 0.200
-*-Nnpofl=50 -"-1Чпрод=100 -±-Nnpofl=150 ~-1Чпрод=200 —*-Nnpofl=2 5 0 -»-Niipofl=300
1 000
2 000
1 000
4 000
5 000
б 000
7 000
8 000 9 000
Re
Рисунок 4. Изменение 6t в зависимости от числа Rен
Видно, что как при ламинарном, так и при переходе в турбулентной режим течения (для прямоугольных каналов Re > 2000 для 50 узлов, задаваемых в продольных направлениях, имеется явное отличие конечных температур: уменьшение на 4,1 % при Rey = 717 и увеличение на 5,8 % при ReH = 768 для удаляемого и наружного потоков соответственно. При этом в диапазоне ппр0д = 100/300 изменения средних температур менее значительны. С увеличением скоростей потоков наблюдается постепенное выравнивание температур в области ппр0д = 50/150 узлов.
Таким образом, числа ппр0д = 50 недостаточно для корректного описания теплопередачи в ламинарном пограничном подслое при движении частиц по параллельным траекториям, когда процессы обмена по направлению нормали к стенке определяются молекулярной диффузией, что выражается в завышенных параметрах , . Рациональным количеством узлов для пластины 0,4^0,4 м при различном характере течения является 100. Такая сетка не требует больших вычислительных нагрузок, а ее конечные температуры, отличаются от смежных максимум на 1,8-2,5 %.
У2
Рисунок 5. Изменение средних конечных температур (а), tн (б) от разбиения в продольных направлениях пластин
Зависимости коэффициентов в{ и в1к от числа Рейнольдса для различных значений разбиения в поперечном сечении каналов и при разной степени сгущения призматических слоев показаны на рисунках 6-8. Вычисления показывают, что увеличение слоев, перпендикулярных движению среды, приводит к повышению температурной эффективности (при Я е н = 768 — на 4,3 %, при Я е н = 7680 — на 5,7 %).
etH
0,450 0,400 0,350 0,300 0,250 0,200
-•-1 ^n=70 RF=5
\ -»-Nn=20, BF=10 Nn=20, BF=15
\ > ■
_____
!
Re
1 000
2 000
3 000
4 000
5 000
6 000
7 000
8 000
9 000
Рисунок 6. Изменение 6t в зависимости от числа Rен при пп = 20
Рисунок 7. Изменение 6t в зависимости от числа Rен при пп = 30 Страница 9 из 15
Рисунок 8. Изменение в1н в зависимости от числа Л ен при пп = 40
Кроме того, повышение точности сетки до пп = 40 приводит к резкому сокращению разницы температурных коэффициентов при 2000 < Ле < 5000 при различных величинах маски сгущения. Это говорит о том, что количества призматических слоев становится достаточно для точного решения пристеночных функций. Дальнейшее изучение влияния количества ячеек на изменение , требует более высокой оперативной памяти вычислительной техники. В рамках данного исследования принимаем вариант пп = 20, ВРи = 15, где суммарное число ячеек 52404, как наиболее приближенный к значениям максимально детализированной сетки при пп = 40.
Сравнение результатов численного моделирования и аналитического решения задачи представлены на рисунке 9. Можно увидеть, что коэффициенты для однофазной модели воздуха и модели смеси практически идентичны при каждом значении £Н1. Для всех вариантов расчета характерно снижение температурной эффективности при уменьшении начальной температуры ^ . При этом, коэффициенты температурной эффективности оказались заниженными при инженерном расчете с использованием уравнения 13 и 14. Аналитическое решение занижает коэффициент 6^ на 44 % для самой высокой наружной температурой и на 46 % для максимальной. В таблице 3 приведены теплофизические параметры решения задачи с использованием метода применения укрупненных показателей.
Рисунок 9. Изменение температурной эффективности по наружному воздуху от средней температуры наружного воздуха на входе в теплообменник
Таблица 3
Теплотехнические параметры модели теплопередачи
Наружный воздух Коэффициент теплопередачи, к(1) Коэффициент теплопередачи, к (2) Модифицированный критерий Фурье, Fo' (1) Модифицированный критерий Фурье, Fo' (2)
температура на входе t °С расход воздуха GHy, кг/с число Re число Nu по уравнению 13 число N u по уравнению 14
5 0,00508 1440 3,414 4 4,363 5,126 0,273 0,321
4 0,0051 1449 3,416 4 4,359 5,118 0,272 0,320
3 0,00512 1458 3,418 4 4,355 5,111 0,271 0,318
2 0,0051 1468 3,420 4 4,349 5,103 0,272 0,319
1 0,00515 1478 3,423 4 4,347 5,096 0,269 0,315
0 0,00517 1487 3,425 4 4,343 5,088 0,267 0,313
-1 0,00519 1497 3,428 4 4,338 5,080 0,266 0,312
-2 0,00521 1506 3,431 4 4,333 5,071 0,265 0,310
-3 0,00523 1516 3,433 4 4,328 5,062 0,263 0,308
-4 0,00525 1526 3,436 4 4,323 5,054 0,262 0,306
-5 0,00527 1536 3,439 4 4,318 5,045 0,261 0,305
Из данных таблицы следует, что значительную роль в теоретическом исследовании при равных исходных данных играет число Нуссельта, которое входит в уравнение 12 через коэффициент теплоотдачи ан,у и, следовательно, коэффициент теплопередачи к. Кроме того, в условиях течения воздуха при Ргн,у = const, уравнение 14 приобретает вид
NuHy = 4
(16)
т. е. в любом из случаев Нуссельт остается величиной постоянной и превышающей аналогичные критерии, рассчитываемый по формуле 13.
Температурные и аэродинамические поля модели Multiphase (Mixture) для продольных сечений, проходящих через центры каналов рекуператора по ходу течения воздушных потоков, показаны на рисунке 10. Можно увидеть, что по ходу движения наружного и удаляемого воздуха осуществляется формирование динамических пограничных слоев, в которых происходит резкое падение скоростей вследствие наличия силы трения. Данные пристеночные области оказывают замедляющий эффект на распространение фронта температурного поля вблизи узких торцов каналов, из-за чего они вытягиваются в зоне невозмущенного потока.
Рисунок 10. Распределение температур (а, б) и скоростей (в, г) в центральных сечениях приточного и вытяжного каналов рекуператора
При рассмотрении полей температур поперечных сечений, располагаемых по направлению движения греющей (рис. 11а) и нагреваемой среды (рис. 11 б) наблюдается постепенное изменение температур около стенки теплообмена и торцов каналов, которое в диапазоне х = у = 0,05/0,10 м полностью охватывает проход. Из этого можно сделать заключение, что при размере канала кассеты рекуператора 5 = 5 мм температурные поля во всех направлениях развиваются в условиях теплового пограничного слоя (кроме начальной зоны при входных гранях). Таким образом, подтверждается рациональность создания призматического сеточного слоя не только у стенок пластин теплообмена, но и в зоне развитого потока.
Рисунок 11. Распределение температур в поперечных сечениях удаляемого (а) и наружного (б) воздушных потоков
Заключение
В ходе осуществления проверки сеточной сходимости было выявлено, что числа разбиений сетки в продольных направлениях ппр0д = 50 недостаточно для корректного описания теплопередачи при габаритах пластины рекуператора0,4 х 0,4 м. Рациональным количеством ячеек для пластины при различном характере течения является 100.
Рост детализации расчетной сетки, путем повышения числа ячеек, перпендикулярных движению среды пп, приводит к постепенному увеличению температурной эффективности при ламинарном и турбулентном течении. При этом наблюдается тенденция уменьшения влияния степени сгущения сетки около стенок рекуператора на окончательный результат расчета.
Коэффициенты температурной эффективности по наружному воздуху оказались ниже при осуществлении аналитического решения на основе а-модели по сравнению с результатами численного эксперимента. Для выявления адекватности методик инженерного расчета и программного моделирования требуется выполнение опытных исследований.
Данные, полученные при рассмотрении двух моделей воздушных потоков (однофазной и смеси воздуха и пара), задаваемых в граничных условиях, оказались согласованными. Применение многофазной модели в дальнейшем позволит осуществлять исследования тепломассообмена в рекуператорах с учетом фазового перехода водяного пара и выделения теплоты капельной конденсации.
Проектирование сетки призматического типа является оправданным, поскольку в каналах теплообменного аппарата распределение температур осуществляется в рамках пограничных слоев, где требуется решение пристеночных функций.
ЛИТЕРАТУРА
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
9.
10. 11. 12.
13.
14.
15.
Самарин, О.Д. Теплофизические и технико-экономические основы теплотехнической безопасности и энергосбережения в здании / О.Д. Самарин. — М.: МГСУ-Тисо-принт, 2007. — 160 с.
Самарин, О.Д. Теплофизика. Энергосбережение. Энергоэффективнсоть. О.Д. Самарин. — М.: Издательство АСВ, 2014. — 296 с.
Самарин, О.Д. Теплофизика. Энергосбережение. Энергоэффективность / О.Д. Самарин. — М.: АСВ, 2009. — 296 с.
Кокорин, О.Я. Современные системы кондиционирования / О.Я. Кокорин. — М.: Издательство физико-математической литературы, 2003. — 272 с.
Наумов, А.Л. Квартирные утилизаторы теплоты вытяжного воздуха /
А.Л. Наумов, С.Ф. Серов, А.О. Будза // Вентиляция. Отопление.
Кондиционирование: ABOK. — 2012. — № 1. — URL: abok.ru/for_spec/articles.php?nid=5155 (дата обращения: 27.10.21).
Гагарин, В.Г. Перспективы повышения энергетической эффективности жилых зданий в России / В.Г. Гагарин, В.В. Козлов // Вестник МГСУ. — 2011. — № 3. — С. 192-200.
Малявина, Е.Г. Механическая вентиляция — путь к комфорту и энергосбережению / Е.Г. Малявина, С.Н. Дионов, Ю.А. Табунщиков // Вентиляция. Отопление. Кондиционирование: АВОК. — 2000. — № 3. — URL: abok.ru/for_spec/articles.php?nid=58 (дата обращения: 27.10.21).
Богословский, В.Н. Теплофизика аппаратов утилизации тепла систем отопления, вентиляции и кондиционирования воздуха / В.Н. Богословский, М.Я. Поз. — М.: Стройиздат, 1983. — 416 с.
Белоногов, Н.В. Математическое моделирование процессов теплообмена в перекрестноточном пластинчатом рекуператоре / Н.В. Белоногов, В.А. Пронин // Вестник международной академии холода. — 2003. — № 4. — С. 6-9.
Белоногов, Н.В. Расчет эффективности перекрестно-точных пластинчатых теплообменников / Н.В. Белоногов, В.А. Пронин // Вестник международной академии холода. — 2004. — № 4. — С. 12-15.
Анисимов, С.М. Утилизация теплоты вытяжного воздуха в перекрестноточном рекуператоре / С.М. Анисимов, В.Ф. Васильев, А. Едликовский, Д. Панделидис // Журнал «С.О.К.». — 2014. — № 7(151). — С. 79-83.
Нуруллин, Н.Ж. Численное моделирование работы пластинчатого противоточного рекуператора / Н.Ж. Нуруллин, А.М. Хворысткина, Ю.В. Ваньков // Тинчуринские чтения. Материалы XIV Международной молодежной научной конференции. — Казань: КГЭУ, 2019. — С. 144-148.
Основы работы в ANSYS 17 / Н.Н. Федорова, С.А. Вальгер, М.Н. Данилов, Ю.В. Захаров. — М.: ДМК Пресс, 2017. — 210 с.
Левицкий И.А. Математическое моделирование газодинамики теплообмена / И.А. Левицкий. — М.: Изд. Дом НИТУ «МИСиС», 2019. — 272 с.
ANSYS FLUENT Theory Guide. ANSYS, Inc. — Canonsburg: SAS IP, Inc, 2011. — 794 p.
16. Богословский, В.Н. Кондиционирование воздуха и холодоснабжение / В.Н. Богословский, О.Я. Кокорин, Л.В. Петров. — М.: Стройиздат, 1985. — 367 с.
17. Нащокин В.В. Техническая термодинамика и теплопередача / В.В. Нащокин. — М.: «Высшая школа», 1975. — 496 с.
18. Бухмиров В.В. Расчет коэффициента конвективной теплоотдачи / В.В. Бухмиров. — Иваново: Изд. Ивановский государственный энергетический университет имени В.И. Ленина, 2007. — 39 с.
19. Experimental Performance Analyses of a Heat Recovery System for Mechanical Ventilation in Buildings / F. Asdrubali, G. Baldinelli, F. Bianchi, M. Cornicchia // Energy Procedia. — 2015. — № 82. — PP. 465-471.
32SAVN521
Vdovichev Anton Andreevich
PJSC «Giprosvyaz», Saint-Petersburg, Russia Saint Petersburg State University of Architecture and Civil Engineering, Saint-Petersburg, Russia
E-mail: fansw@bk.ru ORCID: https://orcid.org/0000-0001-8979-8845 RSCI: https://www.elibrary.ru/author_profile.asp?id=995961
Features of numerical modeling of a plate cross-precision air recuperator
Abstract. The article deals with a study of an open-type cross-flow plate recuperator based on the ANSYS Fluent software module. The analysis of the influence of mesh detailing in the longitudinal and transverse directions on the enlarged thermophysical indicators is carried out. The author presents a comparison of the results of the software calculation of heat transfer through the recuperator plate with the data obtained in an analytical study using the one-dimensional transfer model. Within the framework of the dissertation research, the features of the formation of aerodynamic and temperature fields during the cross movement of the heating and heated air flows were revealed. The analysis of the grid convergence showed that for a plate size of 0.4*0.4 m, the rational number of grid subdivisions in the longitudinal directions is 100. A decrease to 50 cells leads to an incorrect description of heat transfer in the laminar boundary layer, when the exchange processes along the normal to the wall in mainly determined by molecular diffusion. An increase in mesh points in sections perpendicular to the flows leads to a gradual increase in the coefficient of temperature efficiency for the outside air. The author found that the use of criterion equations for solving the problem of heat transfer gives underestimated values of temperature efficiency, while the indicators obtained for different models of software calculation (homogeneous and heterogeneous binary air models) turned out to be almost identical. The use of a heterogeneous model in the future will make it possible to carry out studies of heat and mass transfer in recuperators taking into account the phase transition of steam and the release of heat of condensation. The optimality of generating a grid with prismatic cells not only in the near-wall region, but also in the developed flow zone is confirmed by the fact that temperature fields in the cross-sections of the channel of the recuperator cassette with a thickness of 5 mm develop under conditions of a thermal boundary layer.
Keywords: numerical simulation; plate cross-flow recuperator; grid convergence; a-model; Nusselt number; Reynolds number; air flow regime; temperature coefficient of efficiency
32SAVN521
