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