Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Постановка задачи. Физическая модель процесса распыления частиц с устройства на внешней подвеске вертолета 11
1.1. Поток от несущего винта 12
1.2. Восходящий поток от очага пожара и турбулентность атмосферы 13
1.3. Слив жидкости 14
1.4. Колебания контейнера на внешней подвеске вертолета 15
1.5. Выводы по главе 1 16
Глава 2. Математическая модель. Метод расчета 16
2.1. Основные уравнения модели газа с каплями (траєкторная модель) 16
2.2. Сила аэродинамического сопротивления 21
2.3. Сила Архимеда (плавучести) или учет неравномерного давления в потоке на движение капель 23
2.4. Об учете ускоренного движения капли .23
2.5. Основные уравнения модели газа и жидкости со свободной поверхностью 24
2.6. Модель турбулентной атмосферы 26
2.7. Метод расчета - метод потоков (реализован в пакете FlowVision) 28
2.8. Выводы по главе 2 29
Глава 3. Моделирование индуктивного потока от несущего винта, поля скоростей вокруг вертолета и контейнера на внешней подвеске, восходящего потока от очага пожара, слива жидкости струей 29
3.1. Моделирование индуктивного потока от несущего винта, поля скоростей вокруг вертолета и контейнера на внешней подвеске 29
3.2. Моделирование колебаний контейнера на внешней подвеске 47
3.3. Моделирование восходящего потока от очага пожара 51
3.4. Моделирование слива жидкости струей 56
3.5. Выводы по главе 3 58
Глава 4. Моделирование слива жидкости из водосливного устройства (ВСУ) на внешней подвеске вертолета 59
4.1. Моделирование слива воды из ВОП-3 на внешней подвеске вертолета Ка-32 через распылители 59
4.2. Моделирование слива воды из ВОП-3 на внешней подвеске вертолета Ка-32 из большого отверстия на очаг пожара 64
Заключение 72
Условные обозначения 75
Список использованных источников .77
Приложения 88
- Восходящий поток от очага пожара и турбулентность атмосферы
- Сила аэродинамического сопротивления
- Моделирование колебаний контейнера на внешней подвеске
- Моделирование слива воды из ВОП-3 на внешней подвеске вертолета Ка-32 из большого отверстия на очаг пожара
Введение к работе
Необходимость оперативного противодействия природным и техногенным пожарам требует создания и совершенствования противопожарных вертолетов. Обычно это серийные машины, оборудованные специальными сливными устройствами или имеющими приспособления для сбрасывания контейнеров, заполненных огнетушащими веществами. В настоящее время наиболее широко применяются слив тушащей жидкости из емкостей, установленных на борту, или из мягких (полужестких) емкостей на внешней подвеске (ВП) вертолета (рис. 1). Основной проблемой применения таких способов тушения является, помимо безопасности полета, доставка тушащей жидкости в очаг пожара в нужной концентрации.
Рис. 1. Тушение лесного пожара с использованием ВСУ-5 (Фотографии; Короткое В.А, Судаков А.Г.)
На эффективность использования вертолета с емкостью на ВП влияют путевые скорость и ускорение, турбулентность атмосферного воздуха и восходящий поток от очага пожара, индуктивный поток несущего винта (НВ), пространственное положение точек старта капель (то есть положение и конструкция форсунок или выходного отверстия контейнера), начальные скорости капель (способ подачи жидкости к форсункам или выходному отверстию контейнера). Все эти факторы необходимо учитывать при разработке соответствующей системы пожаротушения и при использовании этой системы на пожаре.
В настоящее время успех разработки и применения таких систем зависит исключительно от накопленного экспериментального материала. Это значительно повышает цену инженерной ошибки при проектировании, так как летный эксперимент дорог и не охватывает наиболее экстремальные ситуации, которые могут произойти при эксплуатации противопожарного воздушного судна (ВС) /17/. В связи с этим представляет интерес численный эксперимент, который дешевле и безопаснее натурного.
Основная информация о применении вертолетов при тушении пожара содержится в инструкциях соответствующих министерств (МЧС, Минлесхоз и др.) и технических отчетах по результатам испытаний, например /1,63,71,77/. Теоретические работы связаны с моделированием отдельных явлений (поток от НВ вертолета, движение термика и восходящий поток, колебания груза на ВП и т.д.). Однако комплексный учет этих и других факторов проводится при весьма существенном упрощении задачи. Это связано с большим размером расчетной области, разномасштабностью объектов (вертолет, лопасть НВ, капля жидкости) и, как следствие, необходимостью использовать значительные вычислительные мощности и уникальные программные коды при обычном подходе к задаче.
Таким образом, работы по численному моделированию процесса доставки жидкости в зону пожара с учетом всех перечисленных выше факторов в специальной литературе не встречаются.
Под эффективностью здесь понимается отношение тушащей жидкости, попавшей в очаг пожара, к общему количеству сброшенной жидкости (в соответствии со /87/).
Цель работы. Определить с помощью вычислительного эксперимента наиболее существенные факторы, влияющие на эффективность тушения пожара при использовании вертолета, предложить методику моделирования такого процесса, как сброс жидкости из устройства на ВП вертолета.
Задачи исследования. Для достижения поставленной цели необходимо:
определить характерные особенности исследуемого объекта (вертолета с грузом на ВП в процессе тушения пожара);
сформулировать математическую модель (ММ) газокапельного потока для рассматриваемого объекта исследования;
предложить методы численного моделирования отдельных составляющих задачи (поток от НВ, слив жидкости из устройства на ВП, колебания устройства на ВП, восходящий поток от очага пожара);
провести комплексное численное моделирование рассматриваемого объекта;
на основании сопоставления результатов численных и натурных экспериментов показать способность модели отражать характерные особенности функционирования объекта исследования;
показать возможности предлагаемых теоретических подходов при решении практических задач повышения эффективности эксплуатации вертолета с водосливным устройством (ВСУ " ) при тушении пожара (методы совершенствования ВСУ, тактика и технология применения вертолета с ВСУ на ВП).
Для решения этих задач необходимы понимание физических процессов, проходящих в потоке, и надежная ММ течения.
Методы исследования. В работе используется метод численного моделирования. Анализ, проведенный в работах /32,33,76,84/ позволяет выделить несколько способов моделирования.
В работе ограничимся случаем, когда непрерывную фазу (газ) можно считать сплошной средой, что касается дискретной фазы (жидкости), то здесь чаще всего используются следующие три подхода:
изучается поведение отдельных капель (фрагментов) (см., например, /70/);
2 Здесь и далее под ВСУ понимается не только линейка противопожарных устройств конкретных производителей, но и любое устройство для слива жидкости.
смесь газа с каплями рассматривается как некий «фиктивный газ» (см., например, /83/);
множество капель заменяется сплошной средой со специальными свойствами (см., например, /8,17,31,41,47,62,64,65,75,84,89,97/).
Последний подход хорошо зарекомендовал себя при решении задач, связанных с движением многофазных потоков в каналах, однако он не позволяет правильно отследить траектории групп капель при их пересечении. Также при этом подходе возникает проблема с выделением зон, свободных от капель (требуется строить предельные траектории /28/).
Второй подход применяется для оценки общих (интегральных) характеристик потока. Однако в случае сильно неравновесного взаимодействия газа и жидкости или при значительных искривлениях линий тока (траекторий) при таком подходе весьма проблематично учесть все особенности течения (например, свободные от капель зоны), то есть велика погрешность в определении локальных характеристик течения и могут теряться интересные физические эффекты. Здесь также существует проблема определения вязкости, теплоемкости и других характеристик смеси.
В настоящем исследовании был выбран первый подход, как наиболее удобный при численном моделировании. У этого подхода можно отметить следующий недостаток: для экономии вычислительных ресурсов траектории больших групп капель полагаются одинаковыми, что не позволяет учесть столкновение капель внутри группы и, следовательно, дополнительный разброс (так называемая «псевдотурбулентность»).
Для решения системы уравнений ММ был взят метод конечного объема, реализованный в коммерческом пакете прикладных программ FlowVision, который разработан и поддерживается фирмой «Тесис» (Москва) /79/. Это вызвано способностью метода расчитывать все поле течения без выделения особенностей и подходящими возможностями при задании граничных условий и наличии движущихся тел.
Рассмотрим подходы к моделированию отдельных составляющих задачи. Получение потока от НВ - известная задача, решение которой можно найти во множестве работ. Наиболее простой подход - дисковая теория НВ /23,59,86/, когда НВ заменяется диском (НВ с бесконечным числом лопастей), создающим струю,
средняя скорость и импульс которой эквивалентны реальному потоку. Другое направление связано с применением метода дискретных вихрей /2,14,27,51,60,93,94/. Однако этот метод базируется на теории несжимаемой жидкости, применение которой к такой комплексной задаче затруднительно. В научно-технической литературе встречаются близкие работы /3,6,61/, но такая комплексная задача нигде не рассматривалась. Ещё один подход - прямое решение уравнений газовой динамики с учетом пространственного положения лопастей. Теоретически при таком подходе можно получить достаточно точное решение, однако требуемые расчетные сетки настолько большие, что на современном этапе решить такую задачу можно только на супер-ЭВМ за месяцы или даже годы. Сокращение времени расчета требует создания, фактически, новых программных комплексов.
По этим причинам автором был выбран расчетно-экспериментальный подход, при котором соответствующий реальному поток от НВ получается подбором краевых условий. Этот подход в упрощенной постановке использовался, например, в работе /23,72/.
Моделирование слива жидкости из устройства на ВП также возможно различными способами. Можно использовать теорию распада жидкой струи /22,73/, однако допущения этой теории слишком идеализируют реальный процесс, поэтому длина сплошного участка и минимальный размер капель получаются завышенными. Известны расчетно-экспериментальные подходы, когда для определения точки распада струи и дисперсности аэрозольного потока используются аппроксимации экспериментальных данных /95/. Однако эти аппроксимации существенно зависят от конструкции и условий применения устройств подачи жидкости в газовый поток. Для противопожарных ВСУ автором не обнаружено таких аппроксимаций в доступной научно-технической литературе. Ещё один подход - прямое совместное решение уравнений гидрогазодинамики для двух сред (воды и воздуха), с определение формы границы раздела сред (см., например, /35/). Теоретически при таком подходе можно получить достаточно точное решение, однако, как и при моделировании потока от НВ, требуемые расчетные сетки настолько огромны, а временной шаг расчета настолько мал, что решить такую задачу можно только на супер-ЭВМ. Фактически сетка должна разрешать поверхность самых мелких капель, а время — колебания границы.
Однако условия применения ВСУ позволяют несколько упростить задачу. В частности, так как основной механизм распада струи жидкости - аэродинамическое воздействие, можно определить массовую долю и дисперсный состав капель по аппроксимациям для аэродинамического дробления капель в сносящем потоке /68,84/. Этот подход успешно применялся в работе /43/ и поэтому использовался автором. Для оценки справедливости такого подхода проведено моделирование распада сплошной струи жидкости с учетом сил поверхностного натяжения.
Колебания устройства на ВП также являются существенным фактором,
требующим учета. Работ, посвященных определению параметров этих колебаний для
различных типов вертолетов и различных конструкций на ВП, как системы
материальных тел, достаточно много (см., например,
/4,5,36,37,38,39,40,45,49,55,67,78/). Однако возможности пакета прикладных программ FlowVision позволяют получать колебания относительно подвижной точки вращения для абсолютно жесткого тела путем определения результирующей силы давления по поверхности тела. С другой стороны, колебания тела можно задавать в виде функций от времени. Автор использовал первый подход для решения модельных задач, приведенных в работе. При решении задач в интересах конкретного заказчика рекомендуется второй подход.
Достоверность результатов исследования обусловлена строгим применением теории математического моделирования и подтверждается тестовыми расчетами, согласованностью поля скоростей НВ и прогноза плотности орошения земной поверхности с экспериментами.
Научная новизна диссертационной работы состоит в том, что:
проведено комплексное моделирование процесса эксплуатации вертолета с грузом на ВП при тушении пожара с учетом основных факторов, влияющих на концентрацию тушащей жидкости в очаге пожара; предложен экономичный подход к моделированию потока от НВ с использованием экспериментальных данных для конкретного ВС; проведена проверка применимости ММ, учитывающей поверхностное натяжение, и метода конечных объемов к задачам распада низкоскоростных жидкостных струй на капли.
Практическая значимость исследования состоит в том, что его результаты позволяют:
использовать предлагаемую технологию численного моделирования для отработки различных вариантов конструкции сливных устройств и тактики их применения без проведения летного эксперимента;
выделить основные факторы, влияющие на эффективность применения вертолета при тушении пожара (предыстория полета до момента сброса жидкости, высота и скорость полета, секундный расход жидкости, конструкция сливного устройства).
Тестовые расчеты автора были использованы при модернизации пакета прикладных программ FlowVision. Результаты оценки силы аэродинамического воздействия на В СУ использованы в ОАО НІЖ «ПАНХ» при анализе летных экспериментов.
Представление результатов работы. Основные результаты исследований докладывались на VII международной конференции по неравновесным процессам в соплах и струях (NPNJ-2008), XVI международной конференции по вычислительной механике и современным прикладным программным системам (ВМСППС-2009), XX школе-семинаре «Аэродинамика летательных аппаратов» (ЦАГИ, 2009) /110/, XXI международной научно-практической конференции «Актуальные проблемы пожарной безопасности» (Москва, 2009).
Публикации. Основные научные результаты работы опубликованы в 6 печатных работах, в том числе в 2 статьях в изданиях, определенных ВАК РФ для публикации материалов диссертаций.
На защиту выносятся:
физическая модель процесса слива жидкости на очаг пожара;
способ определения параметров потока от НВ вертолета, основанный на подборе граничных условий на лопастях так, чтобы итоговое поле скоростей совпало с экспериментальным;
результаты моделирования процесса эксплуатации вертолета с грузом на ВП при тушении пожара с учетом основных факторов, влияющих на концентрацию тушащей жидкости в очаге пожара.
Структура работы. Работа состоит из введения, 4 глав, заключения, списка использованных источников, включающего ПО наименований, списка условных обозначений и приложений. Работа содержит 50 рисунков, 5 таблиц. Номера рисунков, таблиц и формул состоят из номера главы и текущего номера внутри главы, например, (1.13) - формула 13 из главы 1. Объем работы составляет 95 страниц.
Восходящий поток от очага пожара и турбулентность атмосферы
В качестве очага пожара в работе принята емкость известных размеров /10/ для хранения нефтепродуктов в форме круглого цилиндра. Так как горение сопровождается значительным притоком воздуха в зону пламени (стехиометрическое соотношение для бензина около 14 /66,80/), а скорость выгорания известна из экспериментов, то очаг пожара так же, как и НВ, моделируется в виде источника горячего газа с известным расходом. Соответствующий приток воздуха моделируется в виде кольцевого стока на верхней кромке емкости с топливом. Турбулентность атмосферы необходимо учитывать при движении частицы вне области влияния индуктивного потока НВ. Это происходит при распылении на больших скоростях или с большой высоты. Основная роль атмосферной турбулентности сводится к увеличению рассеивания частиц. Здесь не рассматриваются очень мелкие частицы, у которых скорость витания4 /19,53,54/ близка к пульсационной скорости воздуха и которые практически не падают на землю. Турбулентность атмосферы моделировалась в соответствии с методикой, изложенной в 19/, путем задания соответствующих условий на границах расчетной области. При сливе жидкости сплошной струей необходимо определить протяженность сплошного участка жидкой струи. После этого крупные фрагменты жидкости заменяются на капли, размер которых определяется критическим числом Вебера. Так как основной механизм распада струи жидкости - аэродинамическое воздействие, можно определить массовую долю и дисперсный состав капель по аппроксимациям для аэродинамического дробления капель в сносящем потоке /73,74,95,100/. При сливе жидкости через распылители основная задача - расчет траекторий капель с целью получить их распределение на земной (водной) поверхности. Так как объемная доля капель на основном участке траектории их падения (за исключением малой области вблизи форсунки или выходного отверстия контейнера) не превышает 10"3, то можно рассчитывать движение каждой капли отдельно, не учитывая их влияние друг на друга. Так как размеры вихрей определяются размерами характерных элементов конструкции (лопасть НВ, ВОП-3 и т.п.), то ясно, что размеры частиц много меньше характерных масштабов турбулентных пульсаций, поэтому движение частиц можно рассматривать без учета силы турбофореза. В нашем случае основные силы, действующие на частицу - это силы аэродинамического сопротивления, тяжести, Сэфмена (вызывается неравномерностью скорости воздуха) и Магнуса (вызывается вращением элемента). Оценка величины этих сил, проведенная для средних параметров потока (см. табл. 1.1) показала, что наибольшую роль играют сила аэродинамического сопротивления и сила тяжести. В итоге далее в подробных расчетах учитываются только эти силы. Модель расчета траекторий частиц приведена в п.2.1. Проблему моделирования колебаний контейнера на ВП необходимо решать с учетом индуктивного потока НВ, так как распыление происходит, чаще всего, на малых скоростях полета, когда контейнер находится в зоне влияния струи НВ. В п.3.2 эта задача решается при равномерном прямолинейном движении вертолета в предположении абсолютной жесткости системы «трос+груз». Случаи, когда скорость вертолета менялась в ходе численного эксперимента, отмечены отдельно и носят иллюстративный характер. В результате проведенного анализа выделены характерные особенности исследуемого объекта (вертолета с грузом на ВП в процессе тушения пожара): - мощный пульсирующий поток от НВ; - колебания ВСУ на ВП; - мощный восходящий поток от очага пожара; - сильный перепад температуры вдоль траекторий капель, что вызывает необходимость учёта такого явления, как испарение капель. Предложены способы моделирования, достаточные для достижения цели работы, следующих процессов и явлений: -потока от НВ; - восходящего потока от очага пожара; - турбулентности атмосферы; - колебаний ВСУ на ВП; - слива жидкости из ВСУ.
Сила аэродинамического сопротивления
В качестве основных сил взаимодействия между газом и каплями, в соответствии с проведенной оценкой, рассматриваются силы аэродинамического сопротивления и тяжести. Для сферы в равномерном потоке газа сила аэродинамического сопротивления рассчитывается по формуле (см., например, /11,17,19,46,47,48,88/): Fconp = (Wg-Wp)-Wg-Wp-Cd0-pg- Vp-3/(4-Dp) (2.16) Для коэффициента сопротивления существуют различные формулы, однако в интересующем нас диапазоне параметров (Dp 500 мкм, Wg-Wp 100 м/с), как следует, например, из работы /31/, отличие этих формул невелико, поэтому в расчетах используется формула: Cdo = 21.12/Rep+6.3/Rep05+0.25. (2.17) Так как в потоке газа мы имеем дело не с единичной жесткой сферой, а с набором капель, то для коэффициента сопротивления требуется ряд дополнительных поправок. Наиболее существенны следующие: - поправка В.Е.Алемасова и др. на деформацию капли, как, например, в работе /84/: коэффициент поверхностного натяжения вещества капли (для воды а = 0.075 Н/м), - поправка на взаимовлияние капель (на стесненность потока), так как известно /29,30,65,81/, что присутствие других капель (частиц) меняет силу сопротивления8, причем эта поправка определяется неоднозначно (см. рис. 2.1): В работе /41/ отмечается, что сила сопротивления капли может превышать рассчитанную для сферы на порядок. Это связано с тем, что в результате распада крупных капель и столкновений форма фрагментов жидкости сильно отличается от сферической. 9 зависимость Зубера, на которую ссылаются авторы /81/ 10 1 х 5 в соответствии с работой /104/, или х = 2.7 в соответствии с работой /65/, или х Проблема взаимовлияния капель и величина силы аэродинамического сопротивления в потоке с большой долей дискретной фазы могут быть предметом дополнительных исследований и обсуждения. Например, известно /18/, что сила сопротивления сильно зависит от того, как расположены капли друг относительно друга. Так как в нашем случае объемная доля капель в основной области течения меньше 0.01, то поправку на взаимовлияние капель можно не учитывать . Таким образом, сила аэродинамического сопротивления капли вычисляется по формуле: Рис. 2.1. Изменение поправки на стесненность потока к коэффициенту аэродинамического сопротивления капли. Значения поправки (2.20) с показателем степени 16 определяются по правой шкале, значения остальных поправок - по левой. 1 в соответствии с работой /81/ Фактически мы завышаем влияние воздуха на поток капель, что усиливает, в частности, «размывание» потока капель
Моделирование колебаний контейнера на внешней подвеске
Распределение частиц по земной (водной) поверхности не в последнюю очередь зависит от пространственного положения и скорости контейнера, поэтому для оценки площади покрытия (частицами) необходимо моделировать колебания контейнера на внешней подвеске. В первом приближении полагаем, что ЛА движется прямолинейно и равномерно, то есть колебания контейнера вызваны только аэродинамическими силами (иными словами, ускорение точки подвеса не учитывается). При таком подходе необходимо определить распределение давления по поверхности контейнера и точку приложения результирующей силы. Эта задача решается средствами используемого пакета FlowVision. Контейнер постепенно опорожняется, поэтому у него меняется положение центра масс. Координаты центра масс, массовый расход и скорость истечения вводятся в расчет как функции времени. Форма контейнера полагается неизменной (абсолютно жесткое тело). Подвесной трос также полагался жестким стержнем, ВП имеет одну точку вращения - у корпуса вертолета.
На основании известных данных о конструкции ВОП-3 были определены координаты центра масс, массовый расход и скорость истечения воды, как функции времени, которые приведены в таблицах 3.1, 3.2 /105,107/.
Предварительно можно предположить, что колебания груза на ВП при равномерном прямолинейном движении точки подвеса очень близки к колебаниям соответствующего математического маятника /98,99/, для которого период колебаний не зависит от массы груза: T = 27r(s/g)I/2 (3.2) где s - расстояние от точки подвеса до центра масс.
Однако на груз, помимо силы тяжести, действует и сила аэродинамического сопротивления, поэтому были проведены расчеты, моделирующие колебания ВОП-3 различной массы (3000, 2540, 2080, 1640 и 1240 кг). Предельные положения ВОП-3 показаны на рис. 3.17.
Из результатов расчетов видно, что груз колеблется в плоскости, практически совпадающей с плоскостью симметрии ЛА (отклонение составляет не более 2 и вызвано, как видно из рис. 3.18, отсутствием симметрии струи НВ относительно плоскости симметрии ЛА). Амплитуда и период колебаний практически не меняются при изменении массы груза, то есть груз можно считать математическим маятником с достаточно высокой точностью. Однако период его колебаний составляет 6.55 с, а формула (3.2) дает 6.65 с. Различие вызвано силой аэродинамического сопротивления.
Важно отметить, что амплитуда колебаний не превышает 0.5 м, поэтому, с учетом плоскости колебаний, можно предположить, что в рассматриваемых случаях (слив воды или разброс частиц с Ка-32 при равномерном прямолинейном движении) колебания контейнера на ВП не окажут сколько-нибудь значительного влияния на распределение капель или частиц по земной поверхности. Для практики это означает, что наблюдаемые значительные колебания массивного груза малой парусности вызваны ускоренным перемещением точки подвеса (предысторией полета до момента слива жидкости или разброса частиц). Расчеты, проведенные в идеализированной постановке (скорость полета менялась от 130 км/ч до 50 км/ч, вода сливалась непрерывно, но масса груза не менялась, оставаясь равной 3 т), иллюстрируют (3.19) влияние изменения скорости подвеса (см. также прилагаемые анимации).
Приведенные выше расчеты проведены в системе координат, связанной с вертолетом, движущимя прямолинейно. Расчеты, проведенные в системе координат, связанной с землей, показали тот же характер колебаний ВСУ на ВП вертолета (рис. 3.20)/109/.
Моделирование слива воды из ВОП-3 на внешней подвеске вертолета Ка-32 из большого отверстия на очаг пожара
Моделирование проведено на основании результатов главы 3 для варианта мгновенного распада струи жидкости на капли. Расчеты проводились для двух вариантов неподвижной расчетной области и одного варианта расчетной области, связанной с движущимся прямолинейно и равномерно вертолетом /112/.
Результаты в неподвижной системе координат в осесимметричной расчетной области. Поток от НВ существенно меняет восходящий поток в зоне вертолета (сравним рис. 4.9 и 4.10) и уменьшает его в восходящем потоке от зоны горения от 25 до 10 м/с (рис. 4.10). Из результатов расчета видно, что капли должны быть крупнее 1.5 мм, а для этого необходимо изменить скорость полета так, чтобы ВОП-3 не был в зоне максимальных скоростей от НВ. На рис. 4.10,6 хорошо виден участок разделения потоков капель меньшего и большего диаметра при сливе воды с расходом 50 л/с. При увеличении расхода до 780 л/с сепарация капель заметно снижается. Это объясняется взаимовлиянием капель и газа, при котором большой поток капель увлекает за собой окружающий газ, заметно меняя поле скорости газа в окресности дробящейся струи жидкости.
Результаты в неподвижной системе координат в прямоугльной расчетной области. На рис. 4.11 приведены результаты численного эксперимента в постановке, близкой к приведенной на рис.4.10. Видно, что общая картина физических процессов достаточно близкая, однако за вертолетом остается область с мелкой расчетной сеткой. Видно, что при ограниченности ресурсов ЭВМ неподвижная система координат неудобна.
Результаты в подвижной системе координат в прямоугльной расчетной области. На рис. 4.12 приведены результаты численного эксперимента в постановке, близкой к приведенной на рис. 4.10. Видно, что капли диаметром 1.44 мм отбрасываются восходящим потоком от зоны горения. Из этого следует, что нельзя задавать монодисперсный поток при моделировании залпового сброса, причем диаметр капель надо определять с учетом неопределенности числа Вебера /98/ и разброса скоростей газа в зоне сливного отверстия.
Для демонстрации предлагаемого подхода к проведению численного эксперимента с учетом комплексного взаимодействия потока от НВ, восходящего потока от очага пожара, колебаний ВСУи потока капель тушащей жидкости был проведен расчет в системе координат, связанной с вертолетом. Вертолет движется прямолинейно и равномерно со скоростью 38 км/ч. Сброс воды происходит из ВСУ массой 3 тонны с расходом 800 л/с. Максимальный диаметр капель 4 мм.
Из рис. 4.13 видно, что на подлете к очагу пожара ВСУ практически не раскачивается, что свидетельствует о слабом влиянии аэродинамических сил на массивный груз. Поток воды падает практически вертикально, так как его импульс значительно превосходит импульс газа на линии падения, капли просто увлекают газ за собой. Вертикальная скорость в восходящем потоке составляет на высоте ВСУ около 18 м/с. По рис. 4.14 видно, как с увеличением расхода поток капель приближается к вертикальному. По рис. 4.15 видно, что все капли диаметром 4 мм попадают в зону горения. Таким образом, потери воды обусловлены тем, что на практике трудно точно определить момент сброса жидкости.
На рис. 4.16 показаны последовательные стадии изменения полей скорости и температуры при прохождении вертолета через восходящий поток. Видно, что вертикальная скорость горячего газа не уменьшается, а в какой-то момент даже увеличивается до 30 м/с. Это противоречит результатам численного эксперимента в неподвижной системе координат. Разница объясняется тем, что в неподвижной системе координат использовалась более крупная расчетная сетка, что вызывает соответствующее увеличение схемной вязкости и, как следствие, более сильного взаимодействия потоков от НВ и от очага пожара. Более проваильными следует считать расчеты в системе координат, связанной с вертолетом. Однако это не меняет выводов относительно поведения капель.
