Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Структура течения в вихревой трубе 11
1.1 Принцип действия вихревой трубы 11
1.2 Экспериментальные исследования эффекта Ранка-Хилша 13
1.2.1 Среднеинтегральные характеристики вихревых труб 13
1.2.2 Макроструктура потока в вихревой трубе 17
1.3 Теоретические исследования вихревого эффекта 24
1.4 Математическое моделирование вихревого эффекта 26
ГЛАВА 2. Математическая модель процессов закрученных потоков в вихревых трубах 30
2.1 Особенности моделирования турбулентных течений 30
2.2 Выбор уравнений математической модели 31
2.2.1 Уравнения движения 31
2.2.2 Уравнение неразрывности 33
2.2.3 Уравнение энергии 34
2.2.4 Модель турбулентности 34
2.2.5 Уравнение состояния 37
2.2.6 Критериальная база подобия течений в вихревых трубах 41
2.3 Решение системы уравнений математической модели 46
2.3.1 Расчетная сетка, начальные и граничные условия 46
2.3.2 Оценка погрешности численного эксперимента 48
2.3.3 Результаты решения математической модели с учетом турбулентности течения газа в вихревой трубе 49
ГЛАВА 3. Экспериментальное исследование термогазодинамических параметров потока в вихревой трубе 65
3.1 Цель экспериментальных исследований 65
3.2 Экспериментальный стенд 66
3.2.1 Объект испытаний 66
3.2.2 Схема измерений режимных параметров вихревой трубы 68
3.3 Средства измерений и их метрологическая оценка 69
3.3.1 Гребенки термопар 71
3.3.2 Мерная шайба входного канала 71
3.3.3 Система сбора и записи информации 72
3.3.4 Тарировка средств измерений '. 73
3.3.5 Оценка погрешности экспериментального исследования 77
3.4 Обработка экспериментальных данных 78
3.5 Анализ результатов экспериментального исследования 79
3.5.1. Интегральные характеристики работы вихревой трубы 79
3.5.2 Моделирование двухступенчатой системы вихревых труб 86
3.5.3 Радиальные поля полной температуры 87
3.5.4 Сравнение экспериментальных данных и результатов расчета математической модели 90
ГЛАВА 4. Имитационная модель системы охлаждения термобарокамеры 94
4.1 Упрощенная физическая модель 95
4.2 Имитационная модель вихревого эффекта 98
4.3 Методика расчета основных геометрических параметров вихревой системы охлаждения 100
4.4 Проектирование системы охлаждения ТБК 103
4.5 Анализ параметров системы охлаждения 106
4.6 Сравнительный анализ аммиачной и вихревой систем охлаждения 111
Заключение 112
Результаты и выводы 114
Список литературы
- Среднеинтегральные характеристики вихревых труб
- Выбор уравнений математической модели
- Схема измерений режимных параметров вихревой трубы
- Методика расчета основных геометрических параметров вихревой системы охлаждения
Введение к работе
Актуальность темы работы
Хладопроизводящие технологии нашли широкое применение в промышленности на всех этапах производственного цикла от изготовления материалов до испытания готовых изделий. В данной работе основное внимание уделяется хладопроизводящим технологиям в процессе климатических испытаний изделий авиа- и ракетостроения.
В общем случае испытательные камеры предназначены для создания внешних воздействующих факторов: климатических (температура, влажность и давление воздуха, солнечная радиация, атмосферные осадки и др.) и механических (вибрация, удар, ускорение и др.), а также для экспериментального определения характеристик объекта испытаний в результате воздействия на него указанных факторов.
В зависимости от вида создаваемых воздействующих факторов выделяют следующие типы камер: термокамеры (положительные и отрицательные температуры воздуха); термобарокамеры (положительные и отрицательные температуры, давление воздуха); термовлагокамеры (положительные и отрицательные температуры, влажность воздуха); термобаровиброкамеры (положительные и отрицательные температуры, давление воздуха, а также вибрация) и т.д.
Для изделий авиа- и ракетостроения основные параметры, моделируемые при испытаниях - давление и температура окружающей среды, необходимые величины которых создают в термобарокамерах, в состав которых входит и холодильное оборудование.
Наиболее массовое применение в установках климатических испытаний нашли компрессионные хладогенераторы на основе расширения сжатого газа с отдачей внешней работы, рабочим телом которых являются фреон или аммиак. В связи с современными требованиями к экологической чистоте и безопасности исключается возможность применения таких систем. Экологически чистые же холодильные установки на основе синтетических фреонов очень дороги, как и сами хладагенты используемые в них. Также к недостаткам таких систем охлаждения можно отнести сложность их обслуживания и ремонта. В связи с этим предлагается использование экологически чистых вихревых систем охлаждения, рабочим телом которых является воздух.
Обращаясь к трудам различных авторов, изучавших вихревой эффект, выявляется множество разногласий, как в теоретических, так и в экспериментальных исследованиях. Сложность изучения данного явления связана с видом движения потока в вихревой трубе, поскольку закрученный поток относится к группе пространственных течений в поле массовых и центробежных сил. Наличие значительных турбулентных пульсаций обуславливает непрерывное изменение структуры потока. Такое положение вещей является при-
чиной усложнения механизма протекающих в закрученном потоке процессов и трудностей выявления закономерностей, управляющих этими процессами.
Для решения проблемы проектирования экологически чистых систем охлаждения термобарокамер климатических испытаний в рамках диссертационной работы проведены исследования температурной стратификации течений в вихревых трубах, направленные на разработку имитационной модели вихревых труб и методики проектирования многоступенчатых систем на их базе.
Целью работы является
Разработка имитационной модели термогазодинамических процессов температурной стратификации в вихревых генераторах холода для проектирования экологически чистых многоступенчатых систем охлаждения термобарокамер.
Задачи диссертации
Разработка и решение системы уравнений математической модели термогазодинамических процессов температурной стратификации в вихревых трубах в трехмерной постановке с использованием уравнения состояния реального газа и к-в модели турбулентности.
Проверка адекватности математической модели.
Разработка имитационной математической модели вихревого хладогенератора термобарокамеры для расчета и проектирования многоступенчатых систем генерации холода.
Методы решения задач
При решении поставленных задач использовались теоретические, численные и экспериментальные методы исследования закрученных потоков в вихревых трубах.
Теоретические исследования базируются на научных основах механики жидкости и газа и термодинамики. При проведении экспериментов и обработке их результатов применяются методы теории планирования эксперимента и статистической обработки данных.
На защиту выносятся
Гипотеза температурной стратификации.
Результаты численного исследования вихревого эффекта
Результаты натурных экспериментальных исследований среднеинте-гральных и радиальных температурных характеристик вихревых труб.
Имитационная модель и методика проектирования многоступенчатых вихревых хладогенераторов.
Разработанные технические решения для повышения эффективности вихревых хладогенераторов.
Научная новизна результатов
Разработана математическая модель термогазодинамических процессов вихревого эффекта, результаты решения которой позволили показать наличие крупных вихревых структур, что согласуется с предложенной гипотезой теплообмена. Проведены экспериментальные исследования, подтверждающие адекватность модели. На основе предложенной физической модели, разработана алгебраическая имитационная модель температурной стратификации, позволяющая рассчитывать интегральные характеристики потока в вихревой трубе.
Практическая значимость результатов
На основе системы уравнений имитационной модели создана методика проектирования вихревых хладогенераторов термобарокамер для высотных климатических испытаний. Произведенные расчеты по данной методике показывают целесообразность применения многоступенчатой вихревой системы охлаждения, эффективность которой подтверждается двухлетним опытом эксплуатации двухступенчатой холодильной установки на агрегатном заводе (г. Сим).
Апробация работы
Основные положения диссертации доложены и обсуждены на следующих международных и российских конференциях:
- Российская научно-техническая конференция «Мавлютовские чте
ния», г. Уфа, 2006 г.
Всероссийская научно-практическая конференция «От мечты к реальности: Научно-техническое творчество создателей авиационной и ракетно-космической техники», г. Уфа, 2006 г;
2-ая Международная научно-практическая конференция «Глобальный научный потенциал», г. Тамбов, 2006 г.
Публикации
Основное содержание работы отражено в 12 опубликованных работах, в их числе 3 статьи, опубликованные в рекомендованных ВАК изданиях.
Структура и объем диссертации
Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, основных выводов, списка литературы; изложена на 124 страницах машинописного текста, содержит 63 иллюстрации, 10 таблиц; библиографический список включает 91 наименование.
Автор выражает глубокую благодарность к.т.н., доценту Ахметову Юрию Мавлютовичу за плодотворные консультации, обсуждения материалов диссертации, ценные замечания и поддержку.
Среднеинтегральные характеристики вихревых труб
Исследования интегральных характеристик вихревых труб проводятся с целью выявления характеристик описывающих зависимость эффективности температурной стратификации от геометрических параметров трубы и термодинамических параметров входного потока.
В результате исследований макроструктуры потока многими авторами, например [2, 3, 9, 10], принята следующая критериальная база геометрического подобия вихревых труб, обобщающая исследования по влиянию геометрии вихревых труб на качество процессов стратификации.
1) Безразмерная площадь вводных сопел 7с=уЧ (1.4) Jem где: fc - площадь вводных сопел, /вт - площадь поперечного сечения вихревой трубы.
2) Безразмерный диаметр диафрагмы dd=jf- (1-5) где: dd - диаметр диафрагмы, Dem - диаметр поперечного сечения вихревой трубы.
3) Соотношение длин сторон живого сечения входного сопла (для прямоугольных сопел) ъ t=-, (1.6) п где: Ь — ширина сопла, h — высота сопла.
4) Безразмерная длина камеры энергетического разделения вихревой трубы, как правило, оцениваемая отношением длины к диаметру трубы (калибр): К=1- (1.7)
5) Качество геометрии камеры закрутки, в соответствии с [11] оценивается геометрическим параметром закрутки потока: ф = Лт._?вх_ (ls) вх.геом г г Jex вт где: Rex — расстояние от оси трубы до оси входного сопла.
Помимо геометрических характеристик, выявлено влияние термодинамических характеристик входного потока на температурное разделение.
1) Безразмерные избыточные температуры охлажденного и нагретого потоков соответственно, определяются по формулам:
Коэффициент температурной эффективности, предложенный Хилшем [1], для обобщения оценки эффективности вихревой трубы: = хол AT, АГ. (1.12) где: ATS - охлаждение при изоэнтропном расширении от параметров потока на входе, до параметров охлажденного потока. к-\ Д7 7 .[1-(-И ] (1.13)
Влияние рассмотренных выше параметров на эффективность охлаждения в вихревой трубе по результатам испытаний различных авторов приведены в таблице 1.1.
Течение газа в вихревой трубе относится к группе потоков с местной закруткой в осесимметричных каналах и обладает не только характерными свойствами таких потоков, но и своими специфическими особенностями. Подробно общие свойства закрученных потоков различного рода показаны в работе [11].
Закрученные потоки в вихревых трубах характеризуются: - наличием трех градиентов давления - радиального, осевого прямого тока и осевого обратного тока; - высокой степенью турбулентности потока по всем направлениям; - соизмеримыми значениями осевой, тангенциальной, и в некоторых случаях, радиальной составляющими абсолютной скорости; - непрерывным изменением структуры потока; - наличие интенсивных процессов тепломассообмена.
Формирование течения газа в вихревой трубе можно условно разделить на отдельные характерные участки: истечение из соплового ввода, формирование закрученного потока, вихревое течение в камере энергетического разделения прямого и обратного тока, и истечение газа из выходных отверстий. Кроме того, имеет место наличие переходных зон между выделенными участками. Рассмотрим подробнее каждый из выделенных участков.
Истечение газа из сопел и насадков подробно изучено и детально описано многими авторами, например [23, 24]. В данном случае происходит истечение газа из сопла с косым срезом в затопленную среду с пониженным давлением, что при соответствующем перепаде давлений порождает критическую область за сопловым вводом, где число Маха достигает значения М = 1 с непостоянным значением в радиальном направлении.
Из работы [2] известно, что тангенциальное расположение сопла и радиальный градиент давления в камере закрутки обуславливают неравномерность поля скоростей на выходе из сопла, причём скорость изменяется от докритической на стенке сопла до сверхкритической на кромке. Наличие сверхзвуковой скорости на периферийном радиусе вихревой трубы приводит к повышению общего уровня скоростей периферийного течения.
В работах [25, 26] отмечено влияние на расход истекающего газа конструкции соплового ввода, длины вихревой трубы, диаметра диафрагмы, величины доли охлажденного потока, в том числе, на величину противодавления в камере закрутки.
Также в работах [2, 3, 21] отмечается наличие придиафрагменного слоя течения. Это слой газа, стекающий из соплового ввода через диафрагму, не участвуя в процессе энергетического разделения.
Попадая в закручивающее устройство, поток приобретает местную закрутку, что порождает радиальный градиент давления (рисунок 1.4). Вследствие обтекания профиля закручивающего устройства осевая скорость истечения из соплового ввода переходит в тангенциальную скорость вращения.
Появляющиеся при этом инерционные силы устанавливают известную картину распределения давления по радиусу, прижимая периферийную часть потока к стенкам устройства закрутки, и расширяя приосевую [11].
Под действием осевого градиента давления со стороны периферийного выхода вихревой трубы, поток покидает устройство закрутки, попадая в цилиндрическую часть вихревой трубы (называемую камерой энергоразделения [27]). Процессы, происходящие в этой области, наименее изучены и описаны лишь гипотетически. Обзор гипотез процессов будет приведен далее, здесь же описывается лишь структура течения, согласно известным теоретическим и экспериментальным данным.
Выбор уравнений математической модели
Со времени открытия эффекта Ранка-Хилша было проведено большое количество теоретических исследований направленных на объяснение природы происхождения этого явления и предложено множество гипотез процессов энергетического разделения. Подробный обзор подходов к объяснению данного явления приведен в [28, 34, 35]. Согласно классификации предложенной Ш.А. Пиралишвили существующие гипотезы подразделяются на четыре основные категории: - центробежная гипотеза [36]; - «Демон Максвелла» [34, 37]; - гипотеза радиальных потоков Хилша-Фултона [6, 38, 39]; - гипотеза взаимодействия вихрей [2, 25, 26, 28, 40, 41, 42, 43].
Литературный анализ теоретических исследований выявил, что главенствующее предпочтение в настоящее время занимает гипотеза взаимодействия вихрей предложенная А.П. Меркуловым [41] и её интерпретации, в связи с качественной сходимостью теоретических данных с экспериментальными. Обзор интерпретаций гипотезы взаимодействия вихрей показал основные направления в области объяснения процессов теплопереноса в закрученных течениях: - передача тепла микрохолодильными циклами [28, 40, 41, 4]; - турбулентный теплоперенос мелкомасштабными вихревыми структурами [28]; - передача тепла волновым взаимодействием, в том числе при помощи звуковых колебаний [44, 45, 46]; - тепломассоперенос крупномасштабными вихревыми структурами [28, 47, 48].
Согласно рассмотренной в данной главе структуре потока, а также наиболее достоверному гипотетическому подходу о взаимодействии вихрей, можно обратиться к картине вихревого эффекта, основанной на материалах [28, 41,47,48].
Распределение полной энтальпии по радиусу в вихревой трубе происходит за счет двух потоков энергии: 1. Поток кинетической энергии от периферии к оси; 2. Поток тепловой энергии от оси к периферии.
Первый из указанных потоков обусловлен передачей момента количества движения от периферийного вихря центральному, приводящемуся за счет этого во вращение.
Второй поток энергии обусловлен распределением статических температур в радиальном направлении по сечению вихревой трубы. В соответствии с имеющимися данными о профиле полной скорости по радиусу вихревой трубы и известной зависимостью [23]: V2 Тст=Т — , (1.14) 2-ср где: Тст- статическая (термодинамическая) температура в рассматриваемой точке потока; Т - полная температура; V - полная скорость; с - изобарная теплоемкость можно сделать вывод, что статическая температура обратного течения выше, нежели прямого. Следовательно, радиальный градиент статической температуры направлен к оси трубы, а передача тепла происходит в обратном направлении. Предполагаемый механизм теплопередачи представлен на Рисунке 1.10.
При вращении KB С вокруг своей оси, внешние ее слои попеременно сообщаются с областью высокой статической температуры и пониженного давления в центральной части камеры энергоразделения и с областью низкой статической температуры и высокого давления в периферийной части камеры энергоразделения.
Микрохолодильный цикл Перемещаемые КВС частицы потока, так называемые турбулентные моли [28, 13, 41], совершают при этом холодильные циклы. Интенсификация этого механизма теплопереноса происходит вследствие нестационарности турбулентного течения [49], вызывающего высокочастотные пульсации КВС.
В связи с развитием методов численного решения задач газодинамики, некоторые исследователи изучают вихревой эффект путем математического моделирования на основе уравнений движения Навье-Стокса и законов сохранения. Первые из предложенных моделей отличались большим количеством допущений (несжимаемый невязкий идеальный газ, ламинарное движение, двумерная осесимметричная стационарная задача), что объяснялось отсутствием необходимых вычислительных мощностей.
Схема измерений режимных параметров вихревой трубы
В ходе экспериментальных исследований производились замеры следующих параметров газового потока: температура, давление и перепад давления на мерных шайбах и приемниках полного давления.
Базовая схема измерения режимных параметров вихревой трубы, при ее испытаниях, приведена на рисунке 3.2. та I/ МІ Рисунок 3.2 - Базовая схема измерения режимных параметров Ml - Манометр определения давления воздуха в баллонной рампе перед редуктором; ШР1, ШР2 — шайбы расходомерныхучастков входного и выходного потоков; ДП1, ДП2 - датчики перепада давлений входного и выходного мерных участков; ДД1 ...ДД5 — датчики давления; ТІ ...Т8 термопары.
В процессе проведения экспериментов в базовую схему вносились отдельные изменения, которые оговаривались конкретно перед каждым экспериментом (без изменения типа, количества и номенклатуры используемых датчиков).
Средства измерений и их метрологическая оценка
Были выбраны следующие измерительные преобразователи: - Измерение давления производилось с использованием тензометрических датчиков давления типа ЛХ-415 первого класса точности. Электропитание датчиков давления и перепада давления осуществляется от источника стабилизированного опорного напряжения постоянного тока +6 В и +12 В соответственно. Входной каскад нормализатора датчика ЛХ-415 представляет собой измерительный усилитель дифференциального типа. Параллельно все измерения давления дублировались с помощью образцовых манометров; - Перепад давления измерялся с помощью измерительного комплекса давления ИКДбТДср первого класса точности; - Температура воздуха измерялась закрытыми хромель-копелевыми термопарами с диапазоном измерения от 173 до 900 К. - Для измерения радиальных температурных полей применялись гребенки хромель-копелевых термопар открытого спая.
Базовая схема измерений включает в себя следующие точки замера параметров: Г. Каналы измерения давления воздуха и перепадов давления: а) Давление воздуха на входе в вихревую трубу (pDX); - диапазон изменения давления 0..3,0 МПа - датчик измерения типа ЛХ-415, манометр образцовый (1 класс точности) б) Давление воздуха холодного канала (рх); - диапазон изменения давления 0. Л ,0 МПа - датчик измерения типа ЛХ-410, манометр образцовый (1 класс точности) в) Давление воздуха горячего канала перед регулятором давления (ршх); - диапазон изменения давления 0.. 1,0 МПа - датчик измерения типа ЛХ-410, манометр образцовый (1 класс точности) г) Перепад давления на входном мерном участке вихревой трубы; - диапазон перепада давления 0..0.05 МПа - датчик давления типа ИКД6ТДф-0,5 д) Перепад давления на входном мерном участке вихревой трубы; - диапазон перепада давления 0..0.6 МПа - датчик давления типа ИКД6ТДф-6 е) Перепад давления приемника полного давления; - диапазон перепада давления 0..0.2 МПа - датчик давления типа МДД+2 2. Каналы измерения температуры воздуха: а) Температура воздуха на входе в ВТ (Т вх); - термопара хромель- алюмель - диапазон изменения -200..+900 К б) Температура воздуха по холодному каналу (Т х); - термопара хромель- алюмель - диапазон изменения -200..+900 К в) Температура воздуха по горячему каналу перед регулятором (Т г); - термопара хромель- алюмель - диапазон изменения -200..+900 К г) Температура воздуха по горячему каналу за регулятором (Т вых); - термопара хромель- алюмель - диапазон изменения -200..+900 К д) Температура воздуха по длине вихревой трубы (Т ь Т 2, Т 3, Т 4) - термопары хромель- алюмель - диапазон изменения -200..+900 К.
Методика расчета основных геометрических параметров вихревой системы охлаждения
Также повышение эффективности охлаждения осуществляется благодаря конструктивному исполнению узла подачи охлажденного воздуха в ТБК. Равномерное распределение холодного воздуха осуществляется через трехсекционную перфорированную трубу, находящуюся под полом полезного объема (рисунок 4.4).
Конструктивная схема системы охлаждения термобарокамеры В режиме технологического охлаждения осуществляется контроль температуры и давления в термобарокамере. При достижении заданных параметров происходит отключение подачи холодного воздуха и перекрытие подвода и отвода холодного воздуха.. Также осуществляется отключение (включение) подачи воздуха по сигналу открытия (закрытия) ворот загрузки.
Результаты расчета температурных характеристик системы охлаждения с теплообменником и без него приведены в Таблицах 4.2 и 4.3. Полученные данные позволяют установить зависимость температуры выходного охлажденного потока системы от доли охлажденного потока каждой из ступеней. Таким образом, регулируя площадь проходного сечения дросселей обеих ступеней, можно получить необходимую температуру охлаждения ТБК. Сравнение температурных характеристик систем охлаждения с утилизацией остаточной энергии и без утилизации показывает возможность понижения температуры выходного потока на ДТтах=10,5К (6%) при использовании двухкамерного воздуховоздушного теплообменника.
Табличные данные в графическом виде представлены на рисунке 4.5, где штриховой линией показаны характеристики стратификации системы охлаждения без утилизации энергии подогретого потока второй ступени, сплошной линией — характеристики системы с утилизацией, цветом выделен режим нЮ,3, при котором достигается наиболее низкая температура.
Данная диаграмма представляет собой характеристику рабочей области системы охлаждения. При необходимости получения температуры в ТБК отличной от потребных параметров технического задания, с помощью данной характеристики производится выбор необходимой температуры, и определение соответствующих значении доли охлажденного потока каждой из ступеней системы вихревых труб.
Кругами и прерывистыми линиями обозначены параметры системы охлаждения базовой схемы без теплообменника, треугольниками и сплошными линиями - интегральные характеристики системы с теплообменником. Синие линии характеризуют охлаждение, а красные подогрев на режиме ц=0,3. Черными линиями показана область возможных вариаций параметров обеих систем.
Скорость охлаждения ТБК
В таблице 4.4 приведены результаты расчета скорости охлаждения ТБК т с испытуемым образцом специзделия в зависимости от потребной температуры Т системами с теплообменником и без него. Величина А т характеризует ускорение охлаждения при использовании в системе теплообменника. Утилизация остаточной энергии потока второй ступени вихревой трубы и эжектируемого воздуха из ТБК ускоряет процесс охлаждения объема камеры до 8%. Ускорение процесса охлаждения ТБК приводит к уменьшению энергетических затрат.
По данным, представленным в таблице 4.4, построен график зависимости времени охлаждения (т) испытуемого образца от температуры термобарокамеры. т. к
Результаты расчета показывают, что применение теплообменника позволяет сократить время достижения заданной температуры Т=203К при Рвх=3,0 МПа на 6,7 часа, а при Рвх=2,5 МПа на 8,7 часа. Видно, что при снижении давления на входе в систему до 2,5МПа, время охлаждения увеличивается на 12 часов, что приводит к значительному увеличению расхода воздуха.
