Основные элементы вихревой трубы

Вихревая труба является простейшим вихревым ап­паратом, предназначенным для получения нагретого или охлажденного газа. Она состоит из сопла для ввода сжатого газа, камеры разделения, диафрагмы для вы­хода охлажденного потока и дросселя для выхода на­гретого потока. В некоторых конструкциях на нагретом конце камеры разделения расположен развихритель. Известны также конструкции с диффузором на нагре­том конце камеры. Все перечисленные элементы могут быть изготовлены на любом машиностроительном пред­приятии. Простота изготовления вихревых труб — их главное преимущество.

В отличие от других термотрансформаторов вихре­вая труба не содержит подвижных элементов, которые регламентируют процесс. Эффективность процесса энер­гетического разделения зависит только от формы и раз­меров элементов, образующих проточную полость аппа­рата. Основной задачей расчетов и последующих эк­спериментальных доводок является поиск такого соче­тания размеров элементов, при котором КПД максима­лен. Выбор размерных соотношений элементов базиру­ется на результатах испытаний конструкций, близких к проектируемой по размерам и условиям работы.

Газ, поступающий в вихревой аппарат,1 прежде все­го попадает в сопловое устройство. В работе [15] при­ведена классификация известных в настоящее время сопловых устройств (табл. 2). Рассмотрим наиболее интересные из них.

В первых конструкциях вихревых труб, разработан­ных Ж. Ранком, были применены спиральные сопла с прямоугольным сечением канала. Канал был выполнен во втулке, ограниченной двумя цилиндрическими и дву­мя коническими поверхностями. Конические поверхно­сти обеспечивали наклонное расположение канала по отношению’ к оси камеры разделения. Поступающий в камеру поток приобретал осевую составляющую скоро­сти. Наклонные сопла иногда используют в вихревых трубах, работающих на влажном воздухе; при этом удается уменьшитьі содержание влаги в охлажденном потоке. Наклонные сопла можно применять и при рабо­те на сухом газе. Результаты испытаний вихревой тру­бы с соплами, выполненными с различными углами наклона [26], показывают, что изменением последнего можно увеличить КПД в 1,1—1,2 раза (рис. 21). В сов­ременных конструкциях наклонные сопла используют очень редко, поэтому применение их можно рассматри-

Таблица 2

Конструкция соплов ых вводов

Рис. 21. Зависимость эффективности вихревой трубы от угла наклона соп­ла (£>о=18 мм; Ј>i=0,5; ґс=0,071) при различной степени расширения є: / — е=5,2; 2 — s= 7; 3 — є=9

Вать как один из перспективных и незаслуженно забытых путей повышения КПД.

Наиболее часто используют сопловое устройство, разработан­ное А. П. Меркуловым (рис. 22), с прямоугольным профилем ка­нала. Оптимальное отношение высоты H к ширине Ь ка* нала в выходном сечении 1 :2. Профиль внутренней по­верхности соплового устройства соответствует спирали. Архимеда. Особое внимание уделено форме острой кром­ки, которая должна сократить интенсивность возмуще­ний на границе между втекающим потоком и газом, на­ходящимся в камере разделения.

Сопловое устройство Б. Парулейкара отличается от Разработанного А. П. Меркуловым тем, что для его из­готовления была использована заготовка с внутренней конической поверхностью. Однако нет данных, достаточ­но четко подтверждающих полезность такого усовер­шенствования. Причиной возможного положительного эффекта могло быть появление осевой составляющей скорости потока, выходящего в камеру разделения.

ЬО

35

1 — три сопла; 2 — четыре сопла; 3 — прямоугольное сопло со спиральны»» вводом; 4 — двенадцать сопл

Сопловое устройство, предложенное и испытанное

A. В. Мартыновым, отличается от предыдущих просто­той изготовления. Оно имеет несколько тангенциальных сопловых вводов. Поперечное сечение каналов принято прямоугольным с h:b= 1:2. На рис. 23 представлены ре­зультаты испытаний вихревой трубы с различными соп­ловыми устройствами.

Другие сопловые устройства не имеют преиму­ществ по сравнению с рассмотренными. Негативное воз­действие входящего потока на структуру вихревых те­чений в камере значительнее при круглой форме сопло­вых каналов. Отличается сложностью изготовление уст­ройств, предложенных Р. Хильшем и В. С. Мартынов­ским.

Из анализа опубликованных материалов следует, что наиболее рационально применять сопловое устройст­во, разработанное А. П. Меркуловым. Оно сочетает вы­сокую эффективность с относительной простотой изго­товления. Дальнейшего повышения эффективности мож­но достигать увеличением числа сопловых вводов.

B. И. Метенин и его ученики показали, что при одном вводе ось вихря не совпадает с осью камеры разделе­ния в сопловом сечении; это отрицательно влияет на процесс энергетического разделения. Увеличение числа вводов должно сопровождаться уменьшением интенсив­ности возмущений, вызываемых входящим потоком, и, кроме того, ростом потерь, вызываемых гидравлически­ми сопротивлениями каналов. Пока нет данных для оп­ределения оптимального числа вводов. Можно ожидать его возрастания с увеличением диаметра камеры разде­ления.

Переход от односоплового устройства к много­сопловому сопровождается усложнением изготовления. Эффективность соплового устройства можно повысить изменением угла наклона каналов к оси камеры разде­ления. Наклонные сопла можно применять как при од — но — так и при многосопловом устройствах. Этот способ повышения эффективности также связан с возрастанием сложности изготовления.

Сопловое устройство, разработанное А. В. Марты­новым, следует использовать в случаях, когда простота изготовления является определяющим фактором выбо­ра типа конструкции. Потери от несовершенства фор­мы можно частично компенсировать наклоном сопловых каналов. В данном случае реализация наклона не ус­ложняет изготовление.

В большинстве случаев сжатый воздух поступает в вихревую трубу из пневмосети при давлении рс> >0,4МПа. Следовательно, полная степень расширения е>4. При этом принимают критический режим течения на выходе из сопла; расход воздуха через сопловое уст­ройство Gc = acPcGT, где ас — коэффициент расхода, учи­тывающий неравномерность распределения скорости па площади поперечного сечения (рекомендуют принимать для тангенциальных сопл ас = 0,85…0,90, для спираль­ных сопл ас = 0,88…0,95); рс= 1,24 — 0,34jx — корректирую­щий множитель, учитывающий влияние режима работы вихревой трубы на расход воздуха через сопло; Gx =

*+’ г———

/ 2 \ 2(*-1) / k = \ k+ і ) V —теоретическии расход

Воздуха при критическом режиме течения через сопла (Fс — суммарная площадь сечений каналов, в которых устанавливается критический режим течения).

Расчетные значения Gc удовлетворительно согласу­ются с экспериментальными данными в диапазоне из­менения параметров: е = 4…17; L = 8…l5; р = 0,20…0,75; Рх = 0,1…0,2 МПа.

Взаимосвязь Fс с другими размерами вихревой тру­бы обычно выражают через относительную площадь проходного сечения сопла F0 = 4FC/(ND20); принимают рсe\/k =0,327. Такая взаимосвязь безусловно упрощена. Она получена при обработке экспериментальных мате­риалов (см. рис. 10). Вывод зависимости базируется на предположении, что соблюдаются условия подобия протекания процессов в геометрически подобных вихре­вых трубах. Именно это предположение позволило по­лучить столь простую зависимость, когда Fс является функцией одной лишь переменной є. Естественно, пред­лагаемая зависимость является приближенной, так как в действительных вихревых трубах нет полного соблю­дения условий подобия.

Следует заметить, что из той же предпосылки исхо­дили и все другие авторы, рекомендовавшие соотноше­ния отдельных размеров и уравнения для их расчета. Обычно искомый размер представляют как функцию одного, реже двух параметров. Такое упрощение не

5 Г

Приведет к ошибке в расчете только при соблюдении условий подобия.

Новый подход к выбору размеров опубликован в ра­боте [6], авторы которой с помощью ЭВМ обработали опубликованные материалы и результаты собственных. исследований. Для определения оптимальной относи­тельной площади проходного сечения сопла они реко­мендуют зависимость Fc = О. ОІ + О. гє-0^0’60*1’7^-0’2, Лолученную по материалам испытаний конических вих­ревых труб с £>о = 0,02 и 0,042 м при степени расшире­ния е = 2…16 и доли охлажденного потока |і = 0,20…0,75. Эта зависимость иллюстрирует сложность взаимосвязи ллощади проходного сечения сопла с другими размера­ми и режимными параметрами. В принципе при таком подходе можно получить практически точные зависи­мости. Но для этого необходимо проведение испытаний ■большого числа вихревых труб по специально разрабо­танной программе. Однако подобные зависимости не — совсем удобны для проведения поисковых расчетов, свя­занных с использованием метода последовательных приближений и специальных номограмм.

Следующий элемент вихревой трубы и любого дру­гого вихревого аппарата — камера разделения. Сначала применяли только цилиндрические камеры разделения, основное преимущество которых — простота изготовле­ния. И в настоящее время часто это преимущество яв­ляется определяющим.

В дальнейшем В. П. Гендал предложил коническую камеру разделения, использование которой позволило повысить КПД вихревых труб. Однако при этом услож­нилось изготовление и возросли размерц поперечного сечения вихревого аппарата. Эти недостатки привели к необходимости разработки цилиндроконических камер разделения. В таких камерах участок, близкий к сопло­вому сечению, выполняют коническим, остальная часть камеры имеет цилиндрическую форму.

Оптимальное значение угла конусности а = 3°36/ по­лучено В. П. Гендалом при исследовании вихревой тру­бы с цилиндроконическими камерами разделения. Дли­на конического участка камеры LK = 4Ј>0, цилиндриче­ского участка L4 = 30D0. Другими исследователями ис­пытаны трубы с коническими камерами разделения при относительной длине L=10…20. Во всех случаях полу­чен оптимальный угол a«*3,6°. Из совпадения значений а для конической и цилиндроконической камер разде­ления не следует делать вывод о том, что значение уг­ла а на участках, удаленных от соплового сечения, не влияет на КПД вихревой трубы. Найденное значение угла конусности оптимально для участков, близких к сопловому сечению. Возможно, для других участков существуют другие оптимальные значения угла, для оп­ределения которых необходимы дополнительные иссле­дования.

Наибольшее число работ посвящено определению оптимальной длины камеры разделения. Несмотря на это, неї удалось получить достаточно надежных реко­мендаций. Более того, пока не доказано существование оптимума длины всех видов камер энергетического раз­деления. Обычно длину ограничивают таким значени­ем, превышение которого не приводит к заметному уве­личению КПД. Так, Р. Хильш ограничил относительную длину исследованной им цилиндрической камеры значе­нием L = 50, С. Фултон — L = 33. В более поздних рабо­тах [31] показано, что и при L>100 увеличение длины сопровождается ростом КПД. При конических и ци — линдроконических камерах разделения принимали L = = 30…35. Проведенные Ю. В. Чижиковым эксперимен­ты на трубе с коническими камерами разделения при Do— 10 мм показали, что рост КПД практически прекра­щается при L>15. Анализ опубликованных материалов позволяет отметить такую закономерность: в трубах без развихрителей рациональное значение относительной длины L растет с увеличением диаметра D0. Для коли­чественного описания этой закономерности недостаточ­но опытных данных. Однако сам факт ее существова­ния свидетельствует о том, что даже в простейших вих­ревых трубах, различающихся только диаметром каме­ры разделения, нет полного подобия процессов.

В трубах без) развихрителей часто ограничивают длину камеры разделения для обеспечения удобной ком­поновки вихревой трубы с другим оборудованием. Если таких ограничений нет, то можно принимать относи­тельную длину цилиндрической камеры разделения <50. Для вихревых труб с коническими и цилиндроко- ническими камерами разделения при £>0>Ю мм можно принимать L«35. При этом длина начального кониче­ского участка камеры должна быть больше 3D0. При D0<10 мм длину конических камер разделения рацио­нально ограничить L= 15.

Как уже отмечено, применение развихрителей позво­ляет повысить КПД вихревой трубы и уменьшить дли­ну камеры разделения. Однако пока не известны иссле­дования, направленные на выявление взаимосвязи па­раметров развихрителя с диаметром и длиной камеры разделения, а также с давлением рс и степенью расши­рения е. А. П. Меркулов рекомендует принимать длину цилиндрической камеры L = 9D0, В. А. Сафонов реко-, мендует принимать длину конической камеры L=\2D0; Эти рекомендации получены по результатам испытаний созданных ими вихревых труб (см. рис. 13 и 14).

При установке диффузора (лопаточного или щеле­вого) для нагретого потока существенно изменяется1 процесс энергетического разделения (см. рис. 19). В. И. Метенин получил высокие значения коэффициен­та температурной эффективности вихревой трубы с ко­нической камерой разделения при L = 3, а = 3,6° и D0 = = 21 мм. Труба была снабжена лопаточным диффузо­ром и сетчатым развихрителем, установленным на тор­це камеры разделения (см. рис. 18). Ш. А. Пиралишви — ли получил наилучшие результаты на трубах с пода­чей воздуха от постороннего источника при длине ка­меры разделения L = 3Ј>o. В охладителях с циркуляци­ей потока промежуточного давления, разработанных А. В. Мурашкиным, наибольший КПД также зафикси­рован при длине камеры разделения L = 3D0. Из ска­занного следует, что при наличии диффузора на нагре­том потоке нужно принимать относительную длину ка­меры разделения L = 3…4.

Применительно к рассматриваемому вопросу пред­ставляет интерес конструкция аппарата, разработанно­го В. А. Высочиным (рис. 24) и обладающего высокой эффективностью при относительной длине камеры раз­деления 7, = 3,5.

Развихритель изготовлен в виде 16-ти радиальных пластин 4 с дефлектором 3 и рециркуляционным пат­рубком 1 в центральной части. Патрубок 1 на стороне, обращенной к диафрагме, имеет крышку 2. На боковой

Потока

Поверхности выполнены продольные щели а, через ко­торые рециркулирующий поток возвращается в камеру разделения. Исследование показало, что эффективность существенно зависит от соотношения размеров развих­рителя. Для вихревого аппарата с D0=l00 мм оптима­льны следующие размеры: диаметр дефлектора 0,8D0, Площадь выпускных щелей в патрубке 0,072nD2o/4. Ще­ли могут быть как строго аксиальными, так и винто­выми.

В данном случае длина камеры разделения умень­шена без использования специального диффузора на нагреваемом потоке, т. е. практически без увеличения поперечных размеров аппарата. Последнее особенно важно при больших D0. Благодаря дефлектору и ре­циркуляции нагретого потока удалось оттеснить пери­ферийный вихревой поток к стенкам камеры разделе­ния. Наличие глухого торца патрубка позволило соз­дать местную зону с пониженным давлением. В резуль­тате был сформирован приосевой поток преимуществен­но из воздуха, стекающего из внутренних слоев пери­ферийного вихря на конечном участке камеры разделе­ния.

В работе [36] приведены результаты исследования оригинальной конструкции вихревой трубы с цилиндри­ческой камерой разделения (D0=52,8 мм, L=17) — рис. 25. На расстоянии 5,4D0 от диафрагмы камеры энергетического разделения были изогнуты под углом 0, 15, 45 и 90°, радиус изгиба 28 мм (кривые 1—4). Од­на из камер имела угол изгиба 90°, радиус изгиба 132 мм (кривая 5). На рис. 25 приведены характери-

		1	5
		) . г
		) З

‘ (ЦІЇ W Щ 1,25 Рис. 25. Характеристики вихревых труб при угле изгиба а камеры Энергетического разделения: / —а=0; 2 — а= 15°; 3 —а-45°; 4 — а=90°; 5 — а=90° (радиус изгиба 132 мм>

Стики вихревой трубы при рс = 0,241 МПа, Gc = 0,147 кг/с, Тс = 300 К, |-i = 0,5. Тангенциальную скорость wT изме­ряли на стенке камеры энергетического разделения. Число Рейнольдса определяли как Re = D0wcp/v, где АУСр — средняя скорость потока на срезе сопла, v — ки­нематическая вязкость.

Изгиб камеры на 15° практически не влияет на wz (рис. 25, а), как и изгиб на 90° при его большом радиу­се, а при малом радиусе изгиб на 45°, и особенно на 90° приводит к резкому уменьшению wx В месте изгиба. Из­меняются профили осевой скорости, давления и темпе­ратуры по радиусу. Соответственно резко снижается эффективность процесса энергетического разделения в камерах с изломом или резким изгибом (рис. 25, б). Если радиус изгиба значительно превышает радиус ка­меры, то влияние изгиба на КПД незначительно. При­менение изогнутых камер разделения облегчает компо­новку вихревых труб с другими агрегатами.

Vа Ол О

Диафрагмой называется устройство для вывода ох­лажденного потока из камеры энергетического разделе­ния. В первых вихревых трубах диафрагму выполняли в виде шайбы с центральным отверстием. В большинст­ве современных конструкций диафрагма содержит ко­нический диффузор с углом конусности 10—15°. Длину

Рис. 26. Диафрагмы с устройствами для уменьшения стока погра­ничного слоя в охлажденный поток

Диффузора принимают равной (2—3)£>0. Диффузор предназначен для утилизации кинетической энергии охлажденного потока и позволяет несколько увеличить перепад давлений в камере разделения. Благодаря это­му ЛГХ увеличивается на 1—5 К.

Известные конструкции диафрагм различаются в ос­новном устройствами, предназначенными для уменьше­ния негативного влияния стока пограничного слоя в ох­лажденный поток. Диафрагма, показанная на рис. 26, а, образует плоскую торцовую стенку камеры разделения Для уменьшения стока сделана кольцевая выточка. Она создает местное завихрение, которое способствует отво­ду пограничного слоя в камеру разделения. Такое прос­тое решение повышает КПД вихревого аппарата и поз­воляет увеличить диаметр отверстия (Dx) для выхода охлажденного потока. Вихревые трубы малого диамет­ра выполняют с так называемой скошенной диафраг­мой (рис. 26, б). При угле y = 9… 11° коэффициент тем пературной эффективности в 1,12—1,15 раза превышает полученный на конструкциях с плоской торцовой стен­кой камеры разделения. В варианте конструкции, при­веденном на рис. 25, в, пограничный слой отводится вместе с частью охлажденного потока через щель в ат­мосферу. Такое устройство позволяет существенно уве­личить ЛГх, но при этом уменьшается доля полезно ис­пользуемого охлажденного потока. Разработано сепара — ционное устройство [15], в котором отводимый с пери­ферии диафрагмы газ не выбрасывается, а отводится ко второму потребителю. При этом охлажденный поток делится на два потока с различными температурами. В варианте конструкции, показанном на рис. 25, г, пре­дусмотрен сдув пограничного слоя сжатым воздухом, подводимым дополнительно в камеру разделения. Для этого на торцовой стенке выполнены отверстия диамет­ром d=0,10…0,15 мм, равномерно распределенные по окружности.

Наиболее важный расчетный размер — диаметр от­верстия в диафрагме. Для цилиндрической вихревой трубы при е = 3…6 удобным и достаточно точным явля­ется расчетное уравнение, предложенное А. П. Меркуло­вым:

Ъх = 0,350 + 0,313ц. (16)

Аналогичное уравнение предложил Ю. В. Чижиков для определения диаметра диафрагмы конической вих­ревой трубы, работающей в том же диапазоне степени расширения,

Ъх = 0,36 + 0,37ц. (17)

Увеличение степени расширения сопровождается увели­чением общего расхода газа и расхода охлажденного потока при заданном ц.; поэтому оптимальный диаметр отверстия в диафрагме зависит не только от ц, но и от Fc и е. С увеличением степени расширения растет отно­сительный диаметр диафрагмы Dx и увеличивается сток пограничного слоя. Для учета этих обстоятельств Ю. В. Чижиков предложил уравнение

= / ад,

Где k\ — численный коэффициент; ад = 0,8…0,85—коэф­фициент расхода; Ф— величина, пропорциональная рас­ходу пограничного слоя.

В результате обработки экспериментальных данных, полученных на вихревых трубах различного диаметра при е = 3…22, предложено упрощенное расчетное урав­нение

Ъх = 0,9 Ко* + 0,2) Fce. (18)

На рис. 27 приведены кривые Dx, рассчитанные по различным уравнениям. При малых ц и е диаметры отверстий отличаются незначительно. При |х>0,2 кри­вая 1 оптимальна для цилиндрических вихревых труб, а кривая 2—для конических. При е>6 необходимо учи­
тывать влияние степени расширения на относительный диаметр отверстия диафрагмы. Следует заметить так­же, что при е>6 диафрагму необходимо снабжать уст­ройством для уменьшения негативного влияния стока пограничного слоя в охлажденный поток (см. рис. 26). Предлагаемое упрощенное уравнение справедливо толь­ко для диафрагм с такими устройствами.