ВИХРЕВОЙ ЭФФЕКТ И ЕГО ПРИМЕНЕНИЕ В ТЕХНИКЕ

ИЗДАТЕЛЬСТВО

«МАШИНОСТРОЕНИЕ^ ^f^

Москва 196g 國9

удк &^б^емт：

В книге освещаются вопросы исследования вихревого эффекта, известного под названием эффекта Ранка, и его практического применения. Описываются результаты термодинамического и газодинамического исследования вихревой трубы, рассматривается влияние различных факторов на ее эффективность.

На основе гипотезы взаимодействия вихрей даются объяснение физической сущности вихревого эффекта и аналитические зависимости для расчета предельных харакатеристик вихревой трубы. Приводится методика расчета вихревой трубы как холодильника, так и нагревателя, даются примеры расчетов. Рассматриваются особые виды вихревых труб: охлаждаемых, конических, самовакуумирующихся. Описывается работа вихревой трубы в качестве вакуум-насоса, дается методика ее расчета и описываются конструкции вихревых вакуум-аппаратов. Анализируются пути увеличения термодинамической эффективности вихревой трубы и предлагаются рациональные способы их реализации. Описываются вихревые холодильно-нй' гревательные установки, их конструкция, характеристики и методики расчета, приводится экономическая оценка этих установок. Рассматривается возможность использования вихревой трубы для осушения сжатых газов, приводятся рациональные схемы и конструкции, дается анализ их возможно-

Описываются основанные на самовакуумирующейся вихревой трубе холодильная камера, гигрометр, охладитель цилиндрических тел, карбюратор： даются их характеристики.

Последняя глава книги посвящена применению вихревых устройств на летательных аппаратах. В ней анализируются пределы возможностей применения вихревой трубы по скорости и высоте полета с целью кондиционирования воздуха в кабине экипажа и охлаждения оборудования, а также метеорологических измерений и др.

Книга рассчитана на научных работников и инженеров. Иллюстр. 99, табл. 3. библ. 145 назв.

РецейзёнГ^анд! техн： нау5Г

5 7 71222224149495355555862646565697074747678839393991001051081091131131191221265 7 7122222414949535555586264656569707474767883939399100105108109113113119122126

5 7 7122222414949535555586264656569707474767883939399100105108109113113119122126

5 7 7122222414949535555586264656569707474767883939399100105108109113113119122126

ОГЛАВЛЕНИЕ

Введение ...

Глава /. Вихревой эффект и его экспериментальное исследование ..

1. Сущность вихревого эффекта и конструкции вихревых труб

2. Экспериментальное исследование вихреёого эффекта

Глава П. Основы теории вихревого эффекта

1. Основные теоретические разработки и их сравнение с экспериментальными исследованиями

Экспериментальная проверка гипотезы взаимодействия вихрск Глава ///. Вихревая труба как генератор тепла и холода

1. Обобщенные характеристики вихревой трубы

Влияние масштаба вихревой трубы

Учет уровня давлений .

Учет влажности газа

5. Расчет вихревой трубы

6. Примерный расчет

Экономическая эффективность вихревой трубы

Глава /V. Особые виды вихревых труб .

1. Охлаждаемые вихревые трубы

Коническая вихревая труба

3. Самовакуумирующаяся вихревая труба

Глава V. Вихревая труба как вакуум-насос

1. Принцип работы вихревого вакуум-насоса

2. Вихревой вакуум-насос ДКМ

Отсасывающий аппарат《Внхрь» .

Расчет вихревого вакуум-насоса ...

Глава V/. Пути увеличения эффективности вихревой трубы ...

1. Утилизация энергии горячего потока

2. Раскрутка холодного потока

3. Регенерация холода

4. Осушка питающего сжатого газа

Отвод пограничного слоя диафрагмы и устранение вторичного вихревого эффекта

6. Каскадные и ступенчатые схемы

Глава VII. Вихревые холодильно-нагревательные установки ....

1. Общие принципы проектирования

7. 2. Вихревые холодильные камеры с теплообменником и эжектором

3. Вихревые термостаты .

4. Расчет и характеристики вихревых холодильно-нагревательных установок

Глава VIII. Осушка газов в схемах конструкций с вихревой трубой 145 8. 1. Вихревой регенеративный осушитель с сохранением давления осушиваемого газа . 145

Вихревой регенеративный осушитель с потерей давления осушиваемого газа“148

Вихревой осушитель-пистолет .149

Г лава IX. Аппараты с самовакуумирующейся вихревой трубой ....153

1. Вакуумная вихревая холодильная камера 153

Вихревой гигрометр . . 156

3. Охлаждение цилиндрических тел в самовакуумирующейся вихревой трубе 160

Вихревой карбюратор 162

Глава X. Применение вихревой трубы и вихревых устройств в летательных аппаратах 166

1. Скоростные пределы использования вихревой трубы в летательных аппаратах 166

Вихревой термометр для измерения статической температуры окружающей среды в полете 169

3. Вихревой авиационный гигрометр 171

Применение вихревой трубы для охлаждения элементов летательных аппаратов . . 172

Библиография 175

ПРИНЯТЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

тепловой эквивалент работы;

а— постоянная;

Г也I ^кр —критическая скорость;

В, Ь— постоянные;

b [мм]——ширина сопла вихревой трубы; С— постоянная;

[ккал I — изобарная теплоемкость;

D d [мм\—диаметр;

£>д [мм\ — диаметр отверстия диафрагмы;d——относительный диаметр;

весовой расход;

■ I — влагосодержание;

21— площадь;

относительная площадь сопла;

—ускорение силы тяжести;

gB——относительный весовой расход вихревой трубы； Л [мм\— высота;

Л——относительная высота сопла вихревой трубы；

川 2. час • г рад

—удельная энтальпия;

——число трубок в спирали теплообменника;

——коэффициент теплопередачи теплообменника;

走一показатель адиабаты;

£, /—длина;

М — число Маха;

Мх [кГ'М\——момент от сдвигающих напряжений; т ——число рядок в теплообменнике;

N — постоянная;

коэффициент эжекции;

-число трубок в теплообменнике;

Q

—давление;

•—число Прандтля;

—тепловой поток;

0 （入）一расходная газодинамическая функция;

Аг — газовая постоянная;

L кг-град J

г [//也]——радиус;

广——относительный радиус;

S [也也2]——площадь сечения；

[

ккал I

кг град |Удельная энтропия；

£ [° К, ° С]—температура;

А£ [град\— разность температур,

几[”3j—объем;

V ^^^~У—объемный расход;

口工，и「，vz [м/сек]— тангенциальная, радиальная и осевая составляющие скорости;

匆{м!сек}— скорость в теплообменнике;

а— геометрический параметр эжектора;

「 ккал ]

°х； асж [^~£~^^]——коэффициенты теплоотдачи в теплообменнике；

——коэффициент расхода сопла;

удельный вес;

А \мм\——линейный размер;

"из [л/1 —толщина изоляции;

窃(Д/х) [град}— потеря температурного эффекта;

中^— относительная влажность;

т)— температурная эффективность;

[

ккал I

—с ,pad ]一 коэффициент теплопроводности изоляции；

入*— безразмерная скорость;

№——весовая доля холодного потока;

Р-н——весовая доля пограничного слоя;

—динамическая вязкость;

—кинематическая вязкость;

—угловая скорость;

л— отношение давлений;

]—плотность;]—плотность;кг-сек^ ]

]—плотность;

]—плотность;

сд—коэффициент восстановления давления;

0х——относительная температура холодного потока;

—касательное напряжение;

т [мин]—время:

匸(入»—температурная газодинамическая функция;

£— коэффициент сопротивления трения;

ксэффиниеит оребрения;

коэффициент местного сопротивления.

ВВЕДЕНИЕ

В 1931 г. [122] Жозефом Ранком был открыт вихревой эффект энергетического разделения газов, называемый часто эффектом Ранка.

После доклада Ранка Французскому физическому обществу о своем открытии о нем забыли и только с 1946 года вихревой эффект стал объектом исследований ученых разных стран.

В Советском Союзе первые широкие исследования вихревого эффекта были проведены профессором Мартыновским В. С. и доцентом Алексеевым В. П. в Одесском технологическом институте пищевой и холодильной промышленности.

Большую работу по созданию вихревых вакуум-аппаратов провела группа под руководством д-ра техн, наук Дубинского М. Г.; им опубликовано несколько теоретических работ по закрученным потокам.

Большое количество экспериментальных работ по исследованию вихревого эффекта, проведенных в СССР и в других странах мира, позволило раскрыть основные особенности вихревого эффекта и подойти к его теоретическому обоснованию.

Внешне простой вихревой эффект на самом деле заключает в себе сложный газодинамический процесс, происходящий в пространственном турбулентном потоке вязкого сжимаемого газа. Этим, пожалуй, и объясняется неудача многих попыток найти аналитическое решение задачи.

На основе проведенных исследований разработаны полуэмпи- рические методики расчета вихревого эффекта и некоторых видов вихревых аппаратов.

На этом период первоначального изучения вихревого эффекта закончился и начался период освоения и внедрения его в производство.

С 1953 года по настоящее время в Куйбышевском авиационном институте ведется работа по исследованию вихревого эффекта и его промышленному использованию. В 1958 году в институте созДана лаборатория промышленного применения вихревого эффекта, в которой разработано несколько промышленных образцов вихревых холодильно-нагревательных установок и созданы различные типы вихревых аппаратов.

Благодаря своим особенностям вихревой эффект находит практическое применение в самых различных областях техники и производства.

Примером этому может служить то, что в лаборатории Куйбышевского авиационного института уже созданы вихревой конденсационный гигрометр, вихревой отсасывающий электросварочный аппарат, вихревой охладитель цилиндрических тел, ведутся работы по созданию вихревого карбюратора, вихревой кондиционирующей установки для транспортных машин и других вихревых аппаратов.

На многих предприятиях нашей страны работают вихревые холодильные камеры, вихревые термостаты и вихревые вакуум- насосы.

Задачей настоящей книги является ознакомление широкого круга научных работников, инженеров и рационализаторов про изводства с основами теории вихревого эффекта, конструкцией вихревых аппаратов и методикой их расчета.

Глава /

ВИХРЕВОЙ ЭФФЕКТ И ЕГОЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ

СУЩНОСТЬ ВИХРЕВОГО ЭФФЕКТА И КОНСТРУКЦИИВИХРЕВЫХ ТРУБ

Вихревой эффект, или эффект Ранка, проявляется в закрученном потоке вязкой сжимаемой жидкости и реализуется в очень простом устройстве, называемом вихревой трубой (трубой Ран- ка—Хилша, вихревым энергоразделителем, вихревым холодильником), схематичная конструкция которой изображена на рис. 1.1.

Рис. 1. 1. Схема вихревой трубы

Вихревая труба представляет собой гладкую цилиндрическую трубу Л снабженную тангенциальным соплом 2, улиткой 3, диафрагмой 4 с осевым отверстием и дросселем 5.

При втекании газа через сопло образуется интенсивный круговой поток, приосевые слои которого заметно охлаждаются и отводятся через отверстие диафрагмы в виде холодного потока, а периферийные слои подогреваются и вытекают через дроссель в виде горячего потока.

По мере прикрытия дросселя общий уровень давления в вих- Рев°й трубе повышается и расход холодного потока через отвер- стне диафрагмы увеличивается при соответствующем уменьшении расхода горячего потока. При этом температуры холодного и горячего потоков также изменяются.

Таблица 1.1

Конструкция и размеры исследованных вихревых труб

Прямо-угольное

Кониче-

сопло

шести-сопловыевходы

В результате многочисленных экспериментальных исследований создано несколько конструктивных вариантов вихревых

Основным их различием является конструктивное выполнение тангенциального соплового входа сжатого газа и длина цилиндрической части (вихревой зоны) трубы в калибрах.

В табл. 1. 1 приведены конструктивные особенности исследованных вихревых труб, показавших хорошие результаты.

Разработанные Р. Хилшем [100] вихревые трубы имеют один круглый утопленный тангенциальный сопловой вход и входную улитку прямоугольного сечения, ввиду чего на срезе сопла имеется площадка, создающая зону завихрения.

Этот недостаток устранен в конструкции В. С. Мартыновского и В. П. Алексеева [35, 36], которые создали тангенциально-лотковый сопловой вход, имеющий два круглых наполовину утопленных в теле трубы сопловых входа, переходящих в лоток.

Подобная конструкция позволила устранить зону завихрения и улучшить эффективность вх^хревой трубы, хотя и усложнила изготовление соплового входа.

Оптимальной длиной вихревой зоны трубы (расстояние от соплового входа до дросселя горячего конца) авторы двух рассмотренных выше конструкций считают 50 калибров.

Конструкция Меркулова А. П. [45] имеет сопловой вход прямоугольного сечения и прямоугольную входную улитку, построенную по спирали Архимеда, что обеспечивает устранение зоны завихрения на сопловом срезе при сохранении простоты конструк-

Второй особенностью этой конструкции является сокращение длины вихревой зоны до 9 калибров, осуществляемое за счет ограничения вихревой зоны спрямляющей четырехлопастной крестовиной, устанавливаемой перед дросселем горячего потока.

Введение этих двух элементов позволило еше более повысить эффективность вихревой трубы и сделать ее значительно компактнее.

На рис. 1. 2 представлен общий вид вихревой трубы. Еще большее сокращение длины вихревой трубы осуществлено в запатентованной Хендалом В. [99] конструкции, основной особенностью ко торо而 является конусность вихревой зоны с возрастанием диаметра горячего конца вихревой трубы при приближении к дросселю. Оптимальным углом конусности является угол в 7°; конусность позволяет сократить длину вихревой зоны до 4-х калибров, отсчитываемых по меньшему диаметру трубы.

С 1961 года в Соединенных Штатах Америки вновь организованной фирмой Fulton Cryogenics начала серийно выпускаться разработанная С. Д. Фультоном вихревая труба (№ 6, табл. 1. 1), имеющая 4 (или 6) круглых конических сопловых входа и длину цилиндрической вихревой зоны в 33 калибра. Общий вид ее изображен на рис. 1.3.

Фирмой ведутся работы по сокращению длины вихревой зоны за счет установки спрямляющей крестовины.

Все остальные исследования велись на конструкциях, аналогичных перечисленным выше.

Рис. 1. 2. Общий вид вихревой трубы:

/—корпус; 2—вихревая труба; 5—улитка; ^—диафрагма; 5—гайка： 6—сопло； 7—к/е стовина; 8—регулировочная игла

На основе экспериментальных исследований вихревых труб различных размеров при различных условиях построены [45] характеристики и разработана методика расчета вихревой трубы для различных случаев ее применения.

Рис. 1. 3. Общий вид вихревой трубы Фультона

На рис. 1. 4 представлена конструкция вихревой трубы.

Вихревая труба состоит из корпуса 3, в кольцевой полости которого пропилен тангенциальный прямоугольный канал шир!1 ной 6 и высотой h.

С внешней стороны канала к корпусу припаян штуцер для подвода сжатого воздуха.

В кольцевой полости корпуса укрепляется гайкой 2 отбортованная трубка / с цилиндрической полированной внутренней поверхностью диаметром D и улитка 4,

Внутренняя поверхность улитки строится по спирали Архимеда с минимальным радиусом, равным внутреннему радиусу трубки 1, и тщательно полируется.

Улитка 4 устанавливается в корпусе так, что ее пропил (размеры которого соответствуют прямоугольному каналу корпуса) совпадает с каналом, образуя сопловой вход.

Рис. 1. 4. Конструкция вирхевой трубы

В эту же полость корпуса устанавливаются диафрагма 5 с центральным круглым отверстием диаметром Од и герметизирующая прокладка 10, поджимаемые гайкой 6.

В противоположном конце трубки / на расстоянии 厶(длина вихревой зоны) плотно устанавливается четырехлопастная крестовина 9 и дроссель 8.

Установка трубки 7 для отвода холодного потока не обязательна, а при наличии ее необходимо стремиться к уменьшению гидравлического сопротивления последней, т. е. делать трубку наибольшего сечения.

Во избежание перетекания сжатого газа боковые плоскости улитки, корпуса и диафрагмы должны быть плотно подогнаны.

Дня уменьшения теплообмена между горячим концом трубы, корпусом и трубкой холодного потока трубку / следует изготав кивать из нержавеющей стали или пластика, а диафрагму 5 и га^ку 6 — из пластических материалов с малым коэффициентом теплопроводности.

Дроссель 8 может быть поставлен на любом удалении от кре- стовмнн и иметь произвольную форму проходного сечения.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ВИХРЕВОГО ЭФФЕКТА

Первое широкое исследование вихревого эффекта было проведено Р. Хилшем [100] и результаты его опубликованы в 1946 г.

Благодаря этой работе вихревой эфффект стал известен широкому кругу ученых, ничего до этого не знавших о его первооткрывателе Ранке, поэтому вихревоюу трубу часто называли трубой Хилша.

В своей работе Хилш ввел величины и критерии, являющиеся и в настоящее время основными для построения характеристик вихревой трубы.

Если полные температуру и давление у поступающего в сопло сжатого газа обозначить через Т；н р； , у холодного потока -через Г； н р；, а у горячего потока — через Тг и pt, то эффект охлаждения холодного потока можно выразить так:

М=т；-т；,(1-1)

а эффект подогрева горячего потока

垃尸 т：-т；(1.2)

При общем секундном весовом расходе сжатого воздуха G, расходе холодного потока Gx и горячего потока Gr относительный весовой расход 卩(или весовая доля) холодного потока составит 『号，(1.3)

а относительный весовой расход горячего потока определяется из уравнения расхода

G=Gx+G「，(1.4)

откуда после деления на G получаем

呉i(1-5)

Начиная с Хилша характеристики вихревой трубы строились в виде A/X=f(n).

На рис. 1. 5 представлен типичный вид характеристик теплоизолированной вихревой трубы при заданных размерах, параметрах Т； и piHa входе и давлении рх в холодном потоке.

Как видно из характеристик, с возрастанием от нуля весовой доли 卩 холодного потока резко увеличивается эффект его охлаждения и достигает максимума при |л—0,25. При дальнейшем увеличении ц эффект охлаждения уменьшается и исчезает при 卩= =1, т. е тогда, когда дроссель горячего конца трубы полностью закрыт и весь поток выходит через отверстие диафрагмы.

12

Рис. 1.5. Характеристики теплоизолированной вихревой трубыРис. 1.5. Характеристики теплоизолированной вихревой трубы

Рис. 1.5. Характеристики теплоизолированной вихревой трубы

Рис. 1.5. Характеристики теплоизолированной вихревой трубы

Подогрев горячего потока, возрастая с ростом ц, достигает максимального значения при ц, близком к 1, а затем резко падает до нуля при приближении 卩 к единице (этот спад на кри

вых не показан).

Если известен эффект охлаждения Д/х холодного потока, то нетрудно подсчитать эффект подогрева Л/г горячего потока, так как при отсутствии теплообмена с окружающей средой энергия выходящих из вихревой трубы потоков равна энергии входящего потока.

Обозначив полные удельные энтальпии входящего, холодного и горячего потоков через 厶，&,糸 соответственно, уравнение энергии для 1 кг проходящего через вихревую трубу газа можно записать так:

В = Мх+(1—к)а (1.6)

Используя известное выражение i=^cpT и принимая ср = const, получим

Т；=М；+(」"：，

откуда после несложных преобразований имеем

n(7\一T:) = (1-n)(TГ一丁1) или (i• a/x - (1-R)A* (1.7)

Последнее выражение показывает, что количество тепла, отобранное от холодного потока, равно количеству тепла, полученно- му горячим потоком. Это количество тепла, отнесенное к 1 кг протекающего через вихревую трубу газа, называют удельной холодопроизводительностью вихревой трубы

%=卩・厶友・ J= (1 — №)•△(♦% I *：；" J •(L 8)

Как видно из рис. 1. 5, удельная холодопроизводительность (пропорциональная произведению ц-Д/х), возрастая с ростом 山 нмеет максимум при 产0,6.

При общем секундном расходе G общая холодопроизвЬди- тельность составит

Qx = %G3600 [^1].(1.9)

Экспериментами установлено [4, 46, 100], что на характеристики вихревой трубы влияют такие геометрические величины, как диаметр。区 отверстая диафрагмы, длина 厶 и геометрия вихревой зоны (или горячей части) вихревой трубы, площадь 尸© проходного сечения сопла, масштаб вихревой трубы, а также термодинамические параметры как-то: температура Т； и давление р； поступающего сжатого газа, давление холодного потока, физические свойства газа (отношение его теплоемкостей 儿=^- ), отвод тепла от стенок горячей части вихревой трубы и некоторые другие.■

Рассмотрим влияние отдельных факторов.

Диаметр отверстия диафрагмы

С полным основанием можно ожидать, что на характеристики вихревых труб различных диаметров будут влиять не абсолютные значения диаметров отверстия диафрагмы, а их отношение к диаметру вихревой трубы

%号.(1-10)

Это хорошо иллюстрируется графиком рис. 1. 6 оптимальных значений Dn=f(D), обеспечивающих максимальный эффект охлаждения, построенным по данным табл. 1. 1.

Рис. 1. 6. Кривая оптимальных значений Рис. 1. 7. Влияние JH на AG при ^д=/Ф)различных значениях 卩

Экспериментальные данные трех различных исследований хорошо укладываются на прямую линию % = 0,45 D.

С изменением 仪冗 характеристики вихревой трубы заметно меняются, что видно из рис. 1. 7.

Из рис. 1. 7 видно, что для каждого значения 卩 существует вполне определенное значение @区，обеспечивающее максимальный эффект охлаждения.

Рабочим диапазоном вихревой трубы является диапазон

0,2 V ”0,8,для которого уравнение оптимальных значений 〃д может бытьвыражено линейной зависимостью, полученной в работе [45]:

йд=0,3504-0,313 л-(1. Н)

При расчете вихревой трубы зависимость (1. 11) может быть использована для расчета диаметра отверстия диафрагмы по выбранному значению величины 卩.

Длина вихревой зоны трубы

В работах [4, 100] за оптимальную длину I вихревой зоны трубы принималась длина, соответствующая 50 калибрам ее.

Это делало вихревую трубу очень громоздкой, поэтому многие исследователи [4, 47] пытались уменьшить ее.

горячем конце вихревой зоны четырехлопастной крестовины удалось сократить длину этой зоны до 9 калибров и при этом несколько улучшить эффективность вихревой трубы как по эффекту охлаждения, так и по холодопроизводительности.На рис. 1.8 приведены опытные [47] кривые зависимости максимальных значе-горячем конце вихревой зоны четырехлопастной крестовины удалось сократить длину этой зоны до 9 калибров и при этом несколько улучшить эффективность вихревой трубы как по эффекту охлаждения, так и по холодопроизводительности.На рис. 1.8 приведены опытные [47] кривые зависимости максимальных значе-Рис. 1.8. Влияние 丄 на Л/хРис. 1.8. Влияние 丄 на Л/хВ работе [47J было найдено конструктивное решение, обеспечивающее резкое сокращение вихревой зоны. За счет установки на

горячем конце вихревой зоны четырехлопастной крестовины удалось сократить длину этой зоны до 9 калибров и при этом несколько улучшить эффективность вихревой трубы как по эффекту охлаждения, так и по холодопроизводительности.

На рис. 1.8 приведены опытные [47] кривые зависимости максимальных значе-

горячем конце вихревой зоны четырехлопастной крестовины удалось сократить длину этой зоны до 9 калибров и при этом несколько улучшить эффективность вихревой трубы как по эффекту охлаждения, так и по холодопроизводительности.

На рис. 1.8 приведены опытные [47] кривые зависимости максимальных значе-

Рис. 1.8. Влияние 丄 на Л/х

Рис. 1.8. Влияние 丄 на Л/х

ний эффекта охлаждения от относительной длины вихревой зоны Для двух отличных друг от друга давлений и проходных сечений соплового входа.

При сокращении длины вихревой зоны до оптимальной наблюдается небольшой рост максимального значения эффекта охлаждения, а при~ <9 последний резко снижается.

В этой же работе показано, что и максимальная холодопроизводительность изменяется аналогично.

Следующим шагом по пути сокращения вихревой зоны яви- лось запатентованное В. Хсндалом [99] предложение делать вих- ревую зону в виде усеченного конуса с расширением в сторону Дросселя и с углом конусности около 7°.

Это позволило сократить длину вихревой зоны до 4-х калибров 'При сохранении максимального эффекта охлаждения вихревой трубы.

Исследованию конической вихревой трубы посящены работы [40, 66]. Судя по данным этих работ, максимальное значение холодопроизводительности (характеризуемой величиной ц • Д^х) у конической вихревой трубы оказывается все же нн/е, ч^м у цилиндрической, особенно при работе на больших значениях ц.

Вероятно, дальнейшие исследования и усовершенствования конической вихревой трубы позволят повысить ее эффективность.

Площадь проходного сечения сопла

Экспериментами [4, 45, 100] установлено, что для получения оптимальных характеристик имеется определенное соотношение между диаметром вихревой трубы и площадью 尸с проходного сечения соплового входа.

С увеличением Fc растет общий расход газа через вихревую трубу, что приводит к повышению гидравлического сопротивления отверстая диафрагмы (холодному потоку), а следовательно, и к повышению уровня давлений в вихревой зоне. Последнее снижает получаемый эффект охлаждения. Но увеличение общего расхода (и расхода холодного потока) уменьшает эффект подмешивания к холодному потоку теплого пограничного слоя, текущего по плоскости диафрагмы, что приводит к увеличению эффективности вихревой трубы.

Эти два противоположно влияющих фактора дают оптимальное значение величины проходного сечения сопла, которое удобнее выразить относительной величиной Fc, являющейся отношением площади 尸с проходного сечения сопла к площади поперечного сечения вихревой трубы

Согласно указанным выше экспериментам оптимальное значение относительной площади Fc проходного сечения сопла лежит в пределах

0,085<Fc<0,l.(1. 13)

При повышение давления р； питающего сжатого газа оптимальные значения 戸с приближаются к нижнему пределу.

Для случая получения максимального эффекта охлаждения при малых 卩 значение Fc увеличивается.

Для большинства случаев расчета вихревой трубы принима

Л = 0,092.(1. 14)

С влиянием 戸с на характеристики вихревой трубы более подробно мы познакомимся в последующих главах.

Сопловой ввод конструктивно должен быть выполнен так, чтобы при сохранении тангенциальности он обеспечивал плавный вход сжатого газа в вихревую зону и осевую симметрию формирующегося вихря.

Отсутствие зон завихрения и плавность входа струи обеспечивает конструкция № 3 (см. табл. 1. 1), имеющая прямоугольное сечение сопла и входную улитку.

Хорошую осевую симметрию и плавность входа обеспечивают конструкции № 2 и 6, но они труднее в изготовлении и требуют усложненной системы подвода сжатого газа, поэтому чаще используется конструкция № 3 с прямоугольным сечением сопла, в котором экспериментально установлено [45] оптимальное соотношение

—=2.(1.15)

Давление сжатого газа

При условии сохранения постоянным давления рх холодного потока за отверстием диафрагмы величина давления р； , подаваемого к соплу сжатого газа, играет существенную роль в получаемом эффекте охлаждения.

С повышением давления входа растут эффект охлаждения и холодопроизводительность.

На рис. 1. 9 изображены кривые эффектов охлаждения А% а холодопроизводительности 卩・А% для различный давлений /м.

С увеличением 内 эффекты охлаждения увеличиваются, а максимумы их незначительно сдвигаются к меньшим значениям 卩.

Для более общей оценки влияния давления на характеристики вихревой трубы вводят величину ——степень расширения л газа в вихревой трубе, представляющей собой отношение полного давления pi сжатого газа к давлению Рх в холодном потоке, выраженных в абсолютных величинах:

л =(1.16)

Хотя каждое из входящих в это выражение давлений влияет на характеристики вихревой трубы, основной определяющей величиной является степень расширения л газа.

С ростом л заметно возрастает эффект охлаждения, особенно в диапазоне

Кл<8.

Прн дальнейшем возрастании л темп роста эффекта охлаждения снижается.

口рн неизменном л и снижении уровня давлений р； и рх зф“ фект охлаждения незначительно уменьшается, что объясняется снижением общего расхода

J БИБЛИОТВКЛ 117

ртаронежгясго ^aiempoflaurwcww

Для обобщения оценки эффективности вихревой трубы вместо эффекта охлаждения △& рассматривают введенную Р. Хилшем [100] безразмерную величину 刀,называемую температурной эффективностью, представляющую

Рис. 1.9. Влияние давления входа на А£х и |лЛ^х при различных значениях |ЛРис. 1.9. Влияние давления входа на А£х и |лЛ^х при различных значениях |Лсобой отношение получаемого эффекта охлаждения № к эффекту охлаждения A/s при изоэнтроп- ном расширении от параметров входа Pj и 11 ДО давления холодного потока рх

Рис. 1.9. Влияние давления входа на А£х и |лЛ^х при различных значениях |Л

Рис. 1.9. Влияние давления входа на А£х и |лЛ^х при различных значениях |Л

П = ^・ а」’)

Величина A/s может быть определена по известному термодинамическому выражению

(А^х)шах, изменяются в очень(А^х)шах, изменяются в оченьИспользование безразмерных величин л, п позволяют провести широкое обобщение результатов экспериментов и создать методику термодинамического расчета вихревой трубы.

(А^х)шах, изменяются в очень

(А^х)шах, изменяются в очень

Так, например, в диапазоне 2 <л《6 максимальные значения Птах, соответствующие максимальным эффектам охлаждения /зком диапазоне от т)тах=0,47 при

П=2 И ДО Т]тах = 0,5 При П = 6.

Прп неизменном л и уменьшении уровня давлений °； и рх

величина rjmax снижается незначительно.

Температура сжатого газа

В работе [46] исследовалось влияние температуры входа Т ； на получаемый в вихревой трубе эффект охлаждения в диапазоне температуры от 30 до 150° С, в работе [75] —при температурах 24 и 497° С, в работе [19] — при температурах 22 и —193° С.

Результаты экспериментов показали, что с ростом температуры Т； растет эффект охлаждения холодного потока и эффект подогрева горячего потока, значение же температурной эффектив ности п при этом практически остается неизменным, так как при росте А& пропорционально возрастает и значение величины △&, определяемой выражением (1. 18).

Физические свойства газа

Большая часть исследований вихревого эффекта проводилась с использованием воздуха, но не меньший интерес представляет его изучение на других газах.

Это важно не только с точки зрения выяснения возможностей применения вихревого эффекта в различных областях техники, особенно в химической промышленности, но и для более глубокого понимания его физической сущности.

С этой целью в работе [36] проводилось сравнительное исследование вихревой трубы на различных газах： воздухе, метане, углекислом газе и аммиаке, имеющих заметно отличные физические свойства.

Результаты экспериментов показали, что при одинаковых условиях работы вихревой трубы на этих газах получаемые эффек ты охлаждения имеют вполне определенную закономерность, а именно: подсчитанные по ним значения температурной эффективности n (1. 17) близки друг к другу.

Исследование потока в вихревой трубе

Исследование потока в вихревой трубе представляет значи тельные трудности, так как он является трехмерным, высокоскоростным и турбулентным, что требует создания специальных измерительных зондов и координатников.

Ограниченный располагаемый расход сжатого воздуха не позволял многим экспериментаторам использовать для исследования в диапазоне умеренных давлений вихревые трубы большого диаметра, а трубы малого диаметра требовали создания микрозондов.

При исследовании выяснилось, что даже при максимально возможном снижении габаритов вводимой в поток измерительной аппаратуры последняя создает заметные возмущения и перестройку потока, ухудшающие работу вихревой трубы.

Оказались неприемлемыми в этих исследованиях и такие нс вызывающие возмущения потока методы, как теневой метод Фуко—Теплера и интерференционный метод.

Попытки визуализации дымом также оказались безрезультаг- ннмн ввиду высокой турбулентности потока.

Единственно возможный метод — метод зондирования — позволил выяснить качественную картину потока с приближенной количественной оценкой.

При этом для вихревых труб диаметром около 30 мм применялись [4, 46, 81] трехканальные зонды замера полного и статического давлений с поперечным сечением, доходящим до 0,5X Х2,4 мм, и армированные термопары с диаметром поперечного сечения 2 мм, вводимые радиально через стенки трубы.

Радиальный ввод зондов снижал точность измерений не только из-за вызываемых ими возмущений, но из-за того, что их направление совпадало с направлением градиентов давления и температуры в вихревой зоне.

Поэтому в некоторых исследованиях [48, 28] зонды — измерители температуры ——делались осесимметричными и вводились в осевом направлении через плоскость отверстия диафрагмы.

Рис. 1. 10. Распределения параметров по относительному радиусу в различных сечениях вихревой зоныРис. 1. 10. Распределения параметров по относительному радиусу в различных сечениях вихревой зоны

Рис. 1. 10. Распределения параметров по относительному радиусу в различных сечениях вихревой зоны

Рис. 1. 10. Распределения параметров по относительному радиусу в различных сечениях вихревой зоны

Несмотря на то, что в некоторых исследованиях [28, 81] холодный конец трубы был полностью закрыт, в других [46] он сообщался с окружающей средой через отверстие диафрагмы, картина полей замеренных скоростей, температур и давлений оказалась идентичной, соответствующей кривым рис. 1. 10, построенным по исследованию вихревой трубы с отверстием в диафрагме.

Каждая кривая этого рисунка изображает распределение указанной величины по радиусу вихревой трубы в различных сечениях.

В каждом графике этого рисунка однотипные кривые отличаются между собой расстоянием данного сечения от соплового входа, выраженным' числом калибров вихревой трубы.

Кривые, обозначенные цифрой，соответствуют сечению, удаленному от соплового входа на 1 калибр, кривые 2 — на 5 калибров, кривые 5 — на 10 калибров.

По оси абсцисс этих графиков отложены безразмерные радиусы г, являющиеся отношением текущего радиуса к радиусу вихревой трубы.

Кривые распределения тангенциальной скорости vx (рис. 1. 10, а) для определенного сечения показывают, что скорость f т возрастает почти по линейному закону с увеличением радиуса 尸 от 0 и достигает наибольшего значения на определенном радиусе. При дальнейшем увеличении г тангенциальная скорость заметно уменьшается.

По мере удаления от соплового сечения (кривые 2 и 5) общий уровень тангенциальной скорости снижается и уменьшается неравномерность ее по радиусу.

Наиболее интенсивное круговое движение потока наблюдается в сопловом сечении вихревой зоны трубы.

Очень интересные результаты дает рассмотрение кривых распределения осевой скорости vz (рис. 1. 10, б) в различных сече-

За положительное направление и? здесь принято направление от горячего конца вихревой трубы к отверстию диафрагмы.

Согласно этим кривым периферийные слои закрученного потока движутся с небольшой скоростью по направлению к дросселю горячего конца. На радиусе F—0,7 осевое движение практически отсутствует, а на меньших радиусах наблюдается интенсивное осевое движение потока от горячего конца к сопловому сечению.

В непосредственной близости к оси трубы скорость v2 несколько снижается. Такое же распределение vz наблюдается [81] при полностью закрытой диафрагме.

Кривые распределения полной температуры Г* по радиусу для различных сечений (рис. 1. 10, в) говорят о том, что полная температура во всех сечениях растет с ростом радиуса. Низший уровень температуры имеет место у соплового сечения, а по мере удаления к дросселю он возрастает.

Наибольшая неравномерность Т* наблюдается у соплового сечения, где в осевой зоне текут наиболее охлажденные элементы

При удалении от соплового сечения неравномерность полной температуры по радиусу сглаживается.

С уменьшением г в сопловом сечении резко снижается статическое давление р в потоке (рис. 1. 10,а).

По мере удаления от соплового сечения градиент статического давления по радиусу уменьшается, при этом на периферии (у стенок трубы) р снижается при перемещении к дросселю, а в осевой зоне — к сопловому сечению.

Такое распределение статического давления и создает рассмотренную выше картину осевых скоростей потока.

Небезинтересно познакомиться с кривыми угловых скоростей s (рис. 1. 10, 0), построенными по значениям тангенциальных скоростей гч . Они показывают, что в области от оси до определенно-

го радиуса поток вращается с практически постоянной угловой скоростью со = const, т. е, по закону вращения твердого тела.

В теории вихревого эффекта эту зону, вращающуюся с со = — const, называют вынужденным вихрем.

В периферийной области угловая скорость резко снижается с возрастанием радиуса.

Закон изменения скорости в этой области, особенно в сечениях, близких к сопловому, приближается к закону потенциального течения жидкости

d； • г—const.

В теории вихревого эффекта это течение принято называть свободным вихрем.

Освещенные в этой главе результаты экспериментального исследования вихревой трубы являются крайне необходимыми для правильного понимания теории вихревого эффекта, к ознакомлению с которым мы теперь можем перейти.

Глава 77

ОСНОВЫ ТЕОРИИ ВИХРЕВОГО ЭФФЕКТА

ОСНОВНЫЕ ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ РАЗРАБОТКИ И ИХ СРАВНЕНИЕС ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫМИ ИССЛЕДОВАНИЯМИ

Имеется несколько десятков теоретических работ, в которых делаются попытки вскрыть физическую сущность вихревого эффекта и дать его аналитическое решение.

Большинство работ [13, 16, 24, 80, 85, 100, 104, 117, 125, 134, 139] основано на гипотезе преобразования возникающего во входном сечении вихревой трубы свободного вихря в вынужденный вихрь. Принимается, что преобразование вихря осуществляется за счет вязкости и теплопроводности газового потока, спирально двигающегося вдоль трубы к дросселю. Такая схема течения наглядно объяснима физически и строго описывается системой уравнений движения, сплошности, энергии и состояния, которая для ламинарного осесимметричного потока в цилиндрических координатах имеет следующий вид.

Уравнения движения

0也+ 0农

r dr 1 2 dz rQ dr 1 〈' dz2 1 r dr厂2 丿'

（2.1）

。书+。/=一方譽+、，（鹽+嚳+十字）.（2.3）

Уравнение сплошности

0（@•尸•"）,0（@♦尸・以）=0（2 4）

Уравнение энергии

受十斗匀4，^詈+十玄…・譬）++ ^9+咱閉+ （到+ （閒+偿吋户

Уравнения состояния

p=gr・RT（2.6）

Используя условия адиабатности стенок, прилипания газа к ним и делая ряд других упрощающих предположений, удается найти решение, показывающее на возникновение энергетического разделения при преобразовании потока.

Некоторые авторы [16, 104], задаваясь радиальным распределением скорости и статической температуры в конечном сечении после процесса преобразования вихря и используя условия сохранения момента количества движения, энергии и расхода, находили распределение полной температуры в конечном сечении как функцию скорости втекания газа через тангенциальные сопла и диаметра отверстия диафрагмы.

Все перечисленные выше решения приводили к следующим выводам.

Для осуществления сравнимого с экспериментальными данными эффекта энергетического разделения свободный вихрь должен преобразоваться в вынужденный с периферийной скоростью более высокой, чем у свободного вихря.

По мере преобразования вихря статическая температура в нем должна выравниваться по радиусу.

Радиальный градиент полной температуры должен возрастать от нуля в процессе преобразования вихря, поэтому разделение вихря на холодный и горячий потоки необходимо осуществлять на достаточном удалении от входного （соплового） сечения в области дросселя.

При неизменных физических свойствах газа невозможен реверс вихревой трубы, т. е. истечение из отверстия диафрагмы подогретого потока, а из дросселя — охлажденного.

На основании этих выводов была испытана некоторыми из- следователями [69] вихревая труба, у которой холодный поток

отбирался через осевое отверстие в дросселе. Такая конструкция была названа «прямоточной вихревой трубой», в отличие от описанной выше-~~«противоточной вихревой трубы».

Результаты испытания «прямоточной вихревой трубы» показали на ее очень низкую эффективность; при газодинамических исследованиях ее [81] выяснилось, что зона минимальных значений полной и статической температур находится в сопловом сечении; на большом протяжении вихревой зоны периферийный свободный вихрь сохраняется и не перестраивается в вынужденный; в приосевой зоне имеется устойчивая область обратного осевого течения.

Более того, в испытанных [9, 28. 48, 64, 99, 101, 121] коротких «противоточных трубах» свободный вихрь поступает в дроссель, не изменяя качественно профиля тангенциальной скорости, но при этом эффективность такой вихревой трубы оказывается значительно выше, чем «прямоточной вихревой трубы».

При малых весовых долях 卩 холодного потока «противоточная вихревая труба» реверсируется, т. е. выдает через отверстие диафрагмы подогретый поток, а через дроссель — охлажденный, что в принципе противоречит гипотезе преобразования вихря.

На основании этого можно заключить, что положенный в основу гипотезы преобразования вихря физический процесс хотя н реален, но не является основой энергетического процесса, определяющего работу вихревой трубы.

Целью нашей книги является описание единственно используемой на практике «противоточной вихревой трубы», поэтому в дальнейшем мы не будем касаться вопросов, связанных с рожденной теоретиками «прямоточной вихревой трубой», отсылая интересующихся к соответствующей литературе.

Газодинамические исследования вихревой трубы [37, 62, 63, 81, 129] позволяют нарисовать четкую качественную картину течения и энергообмена в вихревой зоне.

Общая картина течения газа в вихревой трубе схематично изображена на рис. 2. 1. Она позволяет утверждать, что после истечения из тангенциальных сопел закрученный поток распространяется по радиусу до тех пор, пока статическое давление на его внутренней границе не уравняется с давлением заполняющего приосевую область газа и образует течение, близкое к потенциальному, т. е. свободному вихрю с радиальным распределение?*! тангенциальной скорости

5 ・r=const. (2. 7)

В момент формирования свободного вихря осевую составляющую скорости можно принять равной нулю. Вязкость и теплопроводность могут проявить себя только при возникновении градиентов скорости и температуры, поэтому для выбранного момента

ими можно пренебречь и свести систему уравнений (2. 1——2. 5) к

0也_丄弧；Г0尸 尸@ 0尸0也_丄弧；Г0尸 尸@ 0尸(2.8)

0也_丄弧；

Г0尸 尸@ 0尸

0也_丄弧；

Г0尸 尸@ 0尸

(2.9)

(2.Ю)

(2.И)

Эта система совместно с уравнением (2. 6) дает распределение скорости свободного вихря (2. 7), адиабатное распределение статической температуры по радиусу

(2.12)

Т* = Т + ；+，= const.Т* = Т + ；+，= const.(2.13)(2.13)и постоянство полной температуры по радиусу

Т* = Т + ；+，= const.

Т* = Т + ；+，= const.

(2.13)

(2.13)

Силы вязкости не могут изменить этого распределения скорости.

25

Для доказательства этого пренебрежем сжимаемостью, тогда для вязкого несжимаемого газа уравнения движения приводятся к виду

马V (籃+十• (2 15)

Совместно с выражением (2. 10) они дают решение в виде (2. 7), которое позволяет утверждать, что ни сжимаемость, ни вязкость не могут изменить в радиально-круговом потоке закона потенциального течения ——закона свободного вихря. Естественно, что и теплопроводность не может привести к деформации профиля скорости.

При отсутствии теплообмена через боковые поверхности потоки массы и энергии в стационарном радиально-круговом течении через любое кольцевое сечение произвольного радиуса остаются неизменными и соответствуют их значениям на входе.

Значит полная энтальпия и соответствующая ей полная температура совершенного газа в этом течении неизменны по радиусу.

Конечный расход газа через сопло вихревой трубы и примыкающая к сопловому сечению стенка диафрагмы вынуждают свободный вихрь после формирования сноситься вдоль трубы к дросселю, при этом радиальные скорости в нем становятся пренебрежимо малыми, а уровень окружных скоростей снижается за счет вязкостного взаимодействия с приосевыми элементами и стенкой.

Можно показать [104], что свободный вихрь является устойчивым к силам внутреннего трения и не разрушается ими. Действительно, при пренебрежении радиальной и осевой составляющей скорости выражение для срезывающих напряжений от сил трения можно записать так:

『毒—⑵⑹

Для случая свободного вихря с учетом выражения (2. 7) мо мент на единице длины кольцевого сечения на произвольном радиусе вихря составит

=2.3,14-т г2—4-3,14 const. (2. 17)

Момент постоянен по радиусу, т. е. на каждый кольцевой элемент вихря с двух сторон действуют равные и противоположно направленные моменты, которые не могут ни ускорить, ни замедлить движения элемента, т. е. не могут деформировать профиль окружной скорости свободного вихря. Вихрь может начать разрушаться только на своих радиальных границах, где в результате

трения о стенку и взаимодействия с приосевыми элементами нарушается равновесие моментов.

Силы вязкости обеспечивают поддержание постоянства мо мента по радиусу вихря, поэтому все вносимые извне возмущения приводят лишь к снижению общего уровня скоростей при сохранении закона их распределения по радиусу (см., например, Лой- цянский Л. Г. «Механика жидкости и газа》，стр. 502). Это подтверждается экспериментально установленным [81, 110] фактом сохранения свободного вихря на большом протяжении вихревой зоны трубы.

По мере снижения уровня окружных скоростей при движении вихря вдоль трубы уменьшается радиальный градиент статического давления в нем и вихрь распространяется к оси. Уменьшение радиального градиента создает осевой градиент давления, который вынуждает попавшие в приосевую область элементы газа изменить свою осевую скорость на обратную и двигаться к сопловому сечению.

В процессе перехода в приосевую область элементы газа интенсивно турбулизуются [75, 132} и за счет высокой турбулентной вязкости образуют обратный поток, вращающийся по закону вращения твердого тела, т. е. вынужденный вихрь с постоянной угловой скоростью

⑴=」=const.(2 J 8)

Возникший обратный приосевой поток при своем движении закручивается все более интенсивным свободным вихрем.

Кроме передачи кинетической энергии вращения от свободного вихря к вынужденному, происходит интенсивный турбулентный теплообмен, спецификой которого является наличие очень высокого градиента статического давления, нормального к направлению осредненной скорости движения.

При перемещении элемента газа за счет радиальной турбулентной пульсационной скорости vf с одной радиальной позиции на другую в поле с высоким радиальным градиентом давления он адиабатно расширится или сожмется, соответственно изменив свою температуру [81, 134, 139]. Если после этого перемещения его температура окажется отличной от температуры расположенных на этом радиусе других элементов, то в результате смешения произойдет нагрев или охлаждение газа в этом слое. В сущности, турбулентные элементы совершают холодильные циклы, передавая тепло в периферийные слои, а источником механической энергии этих циклов является турбулентность.

Изменение температуры элемента за счет адиабатного расширения или сжатия в поле сил давления можно выразить так:

=^zl1 工也.(2.19)

\ dr Js k p dr

В этом случае выражение для пульсации температуры должно быть записано [139] в таком виде:

?'=信-修"(2 2。)

Здесь / ——длина пути смешения (из теории Прандтля). Согласно теории турбулентности Прандтля удельный тепловой поток выражается так:

, =•不尸.(2.21)

Если приближенно считать турбулентность изотропной, то можно выразить пульсацию скорости в виде

" = ^・/(2.22)

и, учитывая (2. 20), получить такое выражение для удельного теплового потока

⑵23)

Это выражение показывает, что турбулентный теплоперенос в круговом потоке будет иметь место во всех случаях, когда радиальное распределение температуры отлично от закона адиабаты. При достижении адиабатного распределения температуры, отвечающего равенству

dT 一为一1 г ар

dr Л р dr

турбулентный перенос тепла прекращается (夕=0).

Описанная выше гипотеза взаи мод ействия вихрей впервые была выдвинута Г. Шепером [129], хотя им было дано другое объяснение механизма энергообмена между вихрями, основанного на конвективном теплообмене. Согласно предположению Шепера за счет высокой скорости периферийного вихря статическая температура в нем ниже, чем в приосевом, поэтому при их взаимодействии осуществляется конвективный теплообмен, приводящий к выравниванию статической температуры и снижению полной температуры приосевого вихря.

Экспериментально установлено [54, 62, 81], что статическая температура монотонно убывает по радиусу к оси, это исключает предложенный Шепером механизм энергообмена.

Этим же недостатком страдает работа А. Гуляева, хотя последним приведено бесспорное экспериментальное доказательство состоятельности гипотезы взаимодействия вихрей, которое заключалось в том, что в приосевой области дросселя (рис. 2. 2) устанавливалась трубка, через которую можно было подавать допол-

нительный поток газа, образующий обратный поток вихревой зоны трубы.

Без подачи дополнительного потока вихревая труба регулировалась дросселем так, что через отверстие диафрагмы суммарный холодный поток был равен нулю. В этом случае весь подаваемый через сопло газ вытекал через дроссель, не изменяя своей температуры.

Как только вводился дополнительный поток, возникал холодный поток через отверстие диафрагмы, а вытекающий через дроссель поток становился подогретым.

ййРис. 2.2. Схема вихревой трубы с дополнительным потокомРис. 2.2. Схема вихревой трубы с дополнительным потоком

й

й

Рис. 2.2. Схема вихревой трубы с дополнительным потоком

Рис. 2.2. Схема вихревой трубы с дополнительным потоком

Для оценки предельных возможностей вихревого эффекта предположим, что в сопловом сечении полностью завершился энергетический обмен между вихрями, т. е. в вынужденном вихре установилось адиабатное распределение статической температуры по радиусу (как будет показано ниже, это хорошо согласуется с опытом).

Пренебрегая осевой скоростью движения, которая влияет только на совершенство процесса энергообмена и в зоне разделения вихрей равна нулю, из уравнения движения (2. 1), которое для нашего случая принимает вид

二+f? = 0,(2. 24)

и выражений (2. 6) и (2. 7) можно найти распределение статического давления в свободном вихре

夕=夕1[1 —邑I^Mj (专一1)『.(2.25)

Здесь Mi — число Маха на периферии свободного вихря (на выходном срезе сопла);

г l ~——относительный текущий радиус;

pi — статическое давление на периферии свободного вихря в сопловом сечении.

Учитывая тепловую и механическую сопряженность вихрей гм относительном радиусе их разделения г2 и используя выражение (2. 18), получим распределение статического давления в вынужденном вихре в виде

号卜. (2.26)

Здесь 门i = &~ —степень расширения газа в вихре;

рос —статическое давление на оси соплового сече-

Условие равенства давлений двух вихрей на радиусе их разделения 『2 позволяет приравнять правые части выражений (2. 25) и (2. 26) и найти выражение для Q：

К=—n. (2.27)

Радиус разделения вихрей является функцией числа Mj и степени расширения 冗]газа в вихре.

При обычно используемых в вихревых трубах суживающихся входных соплах (попытки использования сверхзвуковых сопел не привели к положительным результатам) имеется условие Mi《l, что экспериментально подтверждается 《запиранием》 вихревой трубы при достижении критической скорости на срезе сопла.

Если считать радиальную высоту соплового среза незначительной, что можно достичь заменой одного сопла рядом равномерно расположенных по окружности сопел, то неравномерностью скорости на срезе сопла можно пренебречь и считать, что скорость истечения из сопла соответствует периферийной скорости в вихре,

Экспериментально установленная [54] справедливость этого вывода обосновывается выражением (2. 27). В случае истечения газа через суживающееся сопло в неограниченную среду при наличии сверхкритического перепада давления имеет место дополнительное расширение с увеличением скорости за срезом сопла.

Для рассматриваемого случая истечения в ограниченное пространство с последующим круговым движением возможно дальнейшее неограниченное расширение газа за счет распространения на меньшие радиусы.

Значение господствующего в цилиндрической полости давления будет определять радиальную протяженность возникающего периферийного свободного вихря, т. е. его внутреннюю границу 力.

Если предположить предельный теоретический случай, когда полости вихревой трубы господствует абсолютный вакуум П] = оо), то возника-ющий при истечении газа через суживающие- н сопла свободный вихрь может распространиться до мини- ально возможного радиуса, определяемого выражением (2.27) РИ Mi= 1 И Л1=8：

(2. 28)

1,ля двухатомных газов (гг)mm=0,577.

Эпюра распределения тангенциальных скоростей по радиус^ сопловом сечении изображена на рис. 2. 3.

альной скорости в сопловом сеченииальной скорости в сопловом сечении

альной скорости в сопловом сечении

альной скорости в сопловом сечении

Согласно принципу максимального расхода в вихревой трубе зсегда наблюдается [28, 54, 62, 63] тенденция к установлению мак- 二имального значения М% которое при малых значениях % реализуется за счет установления 々=1.

В этих условиях, т. е. при Mi<l, свободный вихрь не может распространиться по радиусу и образует тонкий наружный слой, голщина которого определяется только его средней осевой скоростью и расходом, а число Mi является только функцией Л1, представленной на рис. 2. 4.

При достаточном возрастании 冗】входная скорость достигает своего максимума (Mi = l), после чего начинает уменьшаться 户2・ Минимальное значение (m)mim при котором имеет место крити-

ческое истечение из входных сопел (Mi = 1), определяется выражением

Распределение статической температуры и плотности в вынужденном вихре могут быть получены из выражения (2. 26) и уравнения адиабаты (2. 12) в таком виде:

T^^a^br2).(2.30)

『1(。+后2 尸，(2.31)

。=£厂；6=fe|M；・(2.32)

Распределение полной температуры для вынужденного вихря выразится

Г^Л^ + ^-М^Л (а^2^).(2.33)

Для расчетов удобнее заменить статическую температуру 7\ и давление pi на полную температуру Т； подаваемого к вихревой трубе газа:

Т；=Т1(1 + ^М；)(2.34)

и полное давление

仄=Р】(1+^М；)占，⑵ 35)

а также ввести величину — полную степень расширения газа в

Нетрудно получить из (2.36) и (2. 29) выражение для минимального значения л*, при котором возникает критическое истечение из сопел:

п'=(言尸.(2.37)

Для двухатомных газов (々=1,4) получим

元1m=4,12.⑵ 38)

Рис. 2. 5. Распределение осевой скорости в отверстии диафрагмыРис. 2. 5. Распределение осевой скорости в отверстии диафрагмы(2.40)(2.40)

Рис. 2. 5. Распределение осевой скорости в отверстии диафрагмы

Рис. 2. 5. Распределение осевой скорости в отверстии диафрагмы

(2.40)

(2.40)

При наличии в диафрагме центрального круглого отверстия

с относительным радиусом 尸口 у вихря соплового сечения имеется возможность сообщаться с окружающей средой, давление в которой рх. Там, где в области отверстия диафрагмы статическое

давление вихря соплового сечения окажется выше, чем рх, появится осевое движение элементов вихря через отверстие диафраг

мы со скоростью % Это течение в первую очередь возникнет в периферийной области отверстия, где уровень давления выше. На尸…

меньших радиусах вихря статическое давление может оказаться меньше, чем рх и здесь будет наблюдаться подсос газа из окружающей среды со скоростью и；. Схематичная эпюра распределения осевой скорости в отверстии диафрагмы изображена на рис. 2. 5.

Величина осевой скорости истечения и? из отверстия диафрагмы на произвольном радиусе F может быть выражена

^=-^~gRTAa +&г-г). (2.39)

Осевая скорость подсасывания и； выразится такой зависимостью

ST = 1^Г gAG( а + 加2)(1 -•(241)

При наличии в отверстии диафрагмы прямых и обратных осевых скоростей возникает вторичный вихревой эффект, который может привести к реверсу вихревой трубы. Этот эффект состоит в том, что вытекающие через периферийную область отверстия диафрагмы элементы газа, имея достаточно высокую тангенциальную скорость, закручивают текущий навстречу приосевой поток и обмениваются с ним энергией так же, как в основной вихревой

За счет этого турбулентного энергообмена обратный поток через отверстия диафрагмы будет охлаждаться, а прямой, из которого формируется результативный холодный поток, будет подогреваться.

Подогрев во вторичной вихревой зоне может оказаться выше охлаждения этих элементов в основной вихревой зоне трубы, что обеспечит повышение средней температуры вытекающего из от-

верстия диафрагмы потока по сравнению с температурой газа на входе в вихревую трубу, т. е. создаст реверс вихревой трубы.

На основании принятого нами для основной вихревой зоны предположения о завершении процесса турбулентного энергообмена в сопловом сечении будем считать, что возвратившиеся через отверстие диафрагмы в сопловое сечение приосевые элементы вторичной вихревой зоны будут иметь параметры, присущие эле ментам вихря соплового сечения на данном радиусе.

Тогда выражение для среднемассовой полной температуры вытекающего через отверстие диафрагмы потока может быть запи-

(2.42)(2.42)(2 43)(2 43)

(2.42)

(2.42)

(2 43)

(2 43)

а предел интегрирования

'°=(~^) ' —относительный радиус нулевой осевой скорости в отверстии диафрагмы, определяемый равенством на нем давления в вихре и в окружающей среде.

Расход холодного потока определится так:

Gx=2・3J4*dGx=2・3J4*d(2.44)(2.44)

Gx=2・3J4*d

Gx=2・3J4*d

(2.44)

(2.44)

При известной площади Fc проходного сечения входных сопел суммарный расход газа через вихревую трубу составит

闵"闵"(иm 产"(иm 产"(2.45)(2.45)

闵"

闵"

(иm 产"

(иm 产"

(2.45)

(2.45)

Из последних двух выражений может быть определена весовая доля холодного потока 卩(1. 3).

После замены подинтегральных величин из выражений (2. 31), (2.33), (2.39), (2.41), (2. 43) выражения (2.42) и (2. 44) могут быть сведены к квадратурам при определенных значениях показателя адиабаты k* в частности, для 々=1,4 (двухатомные газы, 34

воздух) можно получить такое выражение для относительной температуры холодного потока

х 7；1 + 0.2М?х 7；1 + 0.2М?с2(8с — 3〃)с2(8с — 3〃)с(3〃一 12с) 8c2 Кс(3〃一 12с) 8c2 К(2.46)(2.46)

х 7；1 + 0.2М?

х 7；1 + 0.2М?

с2(8с — 3〃)

с2(8с — 3〃)

с(3〃一 12с) 8c2 К

с(3〃一 12с) 8c2 К

(2.46)

(2.46)

и выражение для весовой доли холодного потока

丁 128(1-z2) 1 192(1—z?)2・ 48(l-z2 户 1 8 (1 - г2;4 Jo /

(2.47)

Здесь Fc относительная площадь сопла, определяемая по выражению (1. 12):

у = с — а — ЬгУ z =—

По относительной температуре холодного потока 6Х нетрудно определить и температурную эффективность его

仁—1一"*口一,(2.48)

где 冗 ——степень расширения газа в вихревой трубе (1. 16). Анализируя выражения (2. 46) и (2. 47), можно увидеть, что

仇=6(冗，模，％ 戸с),(2.49)

а величина р, зависит еще и от давления рОс на оси вихря соплового сечения.

Изменение давления рОс в вихревой трубе осуществляется за счет регулирования дросселя. Длина вихревой зоны трубы не является определяющей в полученных нами выражениях, так как сам механизм турбулентного энергообмена мы не рассматривали, а приняли предположение о том, что в вихревой зоне произвольной длины созданы условия, обеспечивающие завершение этого процесса при подходе вынужденного вихря к сопловому сечению.

Рис. 2.6. Расчетные характеристики вихревой трубыРис. 2.6. Расчетные характеристики вихревой трубы

Рис. 2.6. Расчетные характеристики вихревой трубы

Рис. 2.6. Расчетные характеристики вихревой трубы

Как было сказано ранее, для малых ц (малых осевых скоростей вынужденного вихря) эти условия обеспечиваются при самых различных длинах труб, от 50 до 2-х калибров. Это объясняется тем, что за счет высоких окружных скоростей путь взаимодействия двух вихрей оказывается на порядок больше, чем осевая протяженность этих вихрей.

При больших величинах 卩，когда заметно возрастают осевые скооости и увеличиваются потоки энергии между вихрями, для

повышения совершенства энергообмена необходимо или удлинять вихревую зону [4, 100] (что, кроме увеличения пути взаимодействия, способствует развитию тур булентности вынужден - ного вихря), или вводить искусственную турбулизацию формирующегося на горячем конце вынужденного вихря [45, 65, 135], а также предварительно охлаждать элементы газа, поступающие из горячего потока на формирование вынужденного вихря, т. е. охлаждать периферийный поток [9, 18, 55, 95], или исключить возможность попадания в при- осевую зону наиболее на

гретых пристеночных слоев периферийного вихря за счет конусности вихревой трубы [18, 38, 66, 99].

Полученные нами выражения дают предельно возможные эффекты охлаждения, поэтому построенные по ним кривые, представленные на рис. 2. 6, являются предельными характеристиками вихревой трубы.

Расчетные кривые качественно хорошо согласуются с экспери

ментальными кривыми, полученными различными исследователями [4, 33, 34, 47, 100]: минимумы расчетных кривых лежат в области ц^О.Зч-0,4; при 林^0 величина 6区 становится больше единицы, подтверждая наличие реверса вихревой трубы; при 卩=1 вихревая труба может обеспечить значительный эффект охлаждения всего потока, что соответствует работе охлаждаемой вихревой трубы.

В соответствии с экспериментальными результатами с ростом гд .максимум эффекта охлаждения уменьшается и смещается к большим значениям 卩，увеличивается эффект подогрева при реверсе и эффект охлаждения на режиме ц= 1； с ростом Fc наблюдаются обратные изменения.

Огибающая расчетных кривых дает зависимость гд от 卩，соответствующую экспериментальной зависимости (1. 11).

Нанесенные на рис. 2. 6 экспериментальные точки, полученные различными исследователями, показывают на возможность заметного повышения получаемого эффекта охлаждения, что подтверждается результатами Парулекара.

Ход кривых в области 卩=1 показывает, что эффект охлаждения может быть получен и при 卩〉1. Реализовать такой режим можно, если в торцовой стенке закрытого горячего конца охлаждаемой вихревой трубы сделать осевое отверстие, через которое дополнительно вводить в вихревую зону газ под небольшим избыточным давлением.

Смешиваясь с приосевым вихрем, этот газ также пройдет процесс энергетического взаимодействия и выйдет через отверстие диафрагмы охлажденным. —

Расчеты показывают, что при увеличении Рс и неизменном 快 возрастает абсолютный расход через отверстие диафрагмы, что требует повышенного уровня давлений внутри вихревой зоны, т. е. уменьшения m и соответственно — эффекта охлаждения холодного потока. —

При уменьшении 冗 возрастает влияние пограничного слоя диафрагмы на температуру холодного потока.

Если давление рх среды за отверстием диафрагмы будет настолько высоким, что суммарный расход Gx через отверстие диафрагмы станет отрицательным (卩＜0), вихревая труба будет работать как вакуум-насос. На этом режиме при заданном 卩 путем решения выражения (2. 47) можно определить величину с и давление рх, поддерживаемое вихревой трубой в вакуумируемой среде.

Минимальное давление (px)min при вакуумировании замкнутого объема определится из условия 卩=0.

При определенном значении рх максимальный расход ваку^ умируемой среды (случай NminVO) будет иметь место при возникновении критического течения подсасываемого газа во всем сечении отверстия диафрагмы.

Влияние пограничного слоя диафрагмы

Высокий радиальный градиент статического давления в вихре соплового сечения (порядка одной атмосферы на миллиметр длины радиуса) создает значительный радиальный расход пограничного слоя на плоскости диафрагмы, соизмеримый с расходом холодного потока.

Несмотря на возможный турбулентный обмен между пограничным слоем и вихрем, первый формируется на радиусе г{ из элементов внешнего свободного вихря, имеющих полную температуру Т1, кроме того пограничный слой движется вдоль теплой стенки диафрагмы и подогревается ею. Теплообмен пограничного

слоя с вихрем затруднен тем, что при спиральном движении пограничного слоя к центру имеет место [74] непрерывный расход его в вихрь соплового сечения.

Поэтому можно ожидать, что температура пограничного слоя близка к температуре Т i 幅

Как только давление в вихре на внешнем радиусе гд отверстия диафрагмы превысит давление рх окружающей среды и начнется процесс истечения, в первую очередь через отверстие диафрагмы начинает вытекать теплый пограничный слой. Это произойдет еще при отрицательном суммарном расходе через отверстие диафрагмы, т. е. при ц<0.

При малых положительных 从 подмешивание пограничного слоя к холодному потоку заметно влияет на температуру последнего, снижая эффект его охлаждения (или эффект его подогрева на режиме реверса).

Аналитический учет влияния пограничного слоя на характеристики вихревой трубы представляет значительные трудности ввиду отсутствия решения задачи пограничного слоя с соответствующими вихревой трубе граничными условиями.

Наиболее близкой к этому случаю является решенная в работе [74] задача осесимметричного пограничного слоя на неподвижной плоской стенке бесконечного радиуса при вращении над ней несжимаемой жидкости с постоянной угловой скоростью(о.

Полученное в ней решение дает следующее выражение для объемного расхода Vn пограничного слоя на радиусе гд:

%,=3,14.5/]/碎(2.50)

где V — кинематическая вязкость.

Весовой расход пограничного слоя

伉=儿*2.(2.51)

По уравнению состояния 竈=咨7, а согласно выражению (2. 26)

р^ = рА^Ьг^=向—3土 "就三(2.52) (々м广

Подсчитаем относительный весовой расход 从п пограничного слоя, представляющий собой отношение расхода пограничного слоя к общему расходу вихревой трубы

匕=^・(2.53)

Используя выражение （2. 45） при М】 = 1, получим зависимость для 妆п в таком виде:

Если, следуя решению [74], считать приближенно кинематическую вязкость р величиной постоянной, а согласно выражению （2. 27） при Mi = 1 и условию сопряженности вихрей величину угловой скорости（о выразить такой зависимостью

з=2/ T\.b.g.CjL

m V а+1）・4 '

то выражение для мп можно привести к виду:

2・В 片（а+后V 10.5 f尻ср严5

Из этого выражения выясняется интересная особенность пограничного слоя, заключающаяся в том, что относительный весовой расход его зависит от масштаба вихревой трубы （от 门），при этом с возрастанием абсолютных размеров вихревой трубы 卩口 уменьшается, что снижает влияние пограничного слоя на получаемый эффект охлаждения и подтверждает экспериментально полученную зависимость эффекта охлаждения от масштаба вихревой трубы.

Если пренебречь толщиной вытеснения пограничным слое?! холодного потока в отверстии диафрагмы, температуру холодного потока （Т；）ц с учетом подмешивания пограничного слоя можно подсчитать из уравнения теплового баланса:

（卩+阿）（Т；）п=и7；+м・Т；・（2. 55）

Отсюда можно выразить относительную температуру & холодного потока при подмешивании пограничного слоя

a =今=記普，（2.56）

где Вх подсчитывается по выражению （2. 46）.

Jia рис. 2. 7 представлены кривые 6х。6х для 戸c=°J, 3TH4 口 6;г口=0,4; fj =5 мm.

Кривые показывают, что в приведенном случае подмешивание пограничного слоя может снизить получаемый эффект охлаждения холодного потока на 8%.

Рис. 2. 7. Влияние пограничного слоя диафрагмы на 0 х

Пограничный слой еще более заметно снижает эффект подогрева «холодного потока》при реверсе вихревой трубы, так как в этом случае резко возрастает величина1^.

Этим объясняется сложность регистрации реверса при малых отверстиях диафрагмы.

Влияние конечной высоты сопла

Перед рассмотрением потока в сопловом сечении вихревой трубы мы предположили, что сопловые входы распределены по периферии и имеют пренебрежи

мо малую радиальную высоту, что позволило считать поток на выходе из сопел одномерным.

В действительных конструкциях с ограниченным числом сопел (чаще всего ——с одним соплом) высота сопел h (рис. 2.8) соизмерима с диаметром трубы, что оказывает существенное влияние на структуру вихря в сопловом сечении.

Тангенциальное расположение сопла и высокий радиальный

градиент давления в вихре приводят к заметной неравномерности скорости на выходе из сопла, причем наиболее удаленные от оси трубы слои имеют минимальную скорость, а наиболее близкие к оси — максимальную.

Согласно принципу максимального расхода при достаточном перепаде давления общий уровень скорости истечения из соплз будет близким к критическому, а так как скорость переменна по высоте, то в какой-то точке п (см. рис. 2. 8) скорость будет равна критической, а на радиусе Г)——сверхзвуковой.

Наличие сверхзвуковой скорости (Mi〉l) на периферийном радиусе вихревой трубы приводит к повышению общего уровня скоростей свободного вихря, что равноценно снижению расчетного гд вихревой трубы.

2.2. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ПРОВЕРКА ГИПОТЕЗЫВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ВИХРЕЙ

Проверка гипотезы взаимодействия вихрей может быть осуществлена как по результатам исследования суммарного термодинамического эффекта охлаждения холодного потока вихревой грубы, так и по результатам внутренних газодинамических исследований вихря в сопловом сечении при закрытом отверстии диафрагмы.

Последние удобны тем, что при закрытом холодном конце имеются условия, близкие к расчетным, так как в этом случае обеспечиваются малые осевые скорости в вихре соплового сечения, достаточно хорошо устраняется влияние пограничного слоя диафрагмы и обеспечивается широкий диапазон отношения 冗* при неизменном давлении р； на входе в вихревую трубу.

Как в первом, так и во втором случае может быть зафиксиро^ ван момент возникновения критической скорости (Mi= 1) на срезе входного сопла при я*=Лт!п, определяемый при неизменном давлении р； моментом прекращения изменения расхода, а также зондированием выходного среза сопла.

Таким образом, для экспериментальной проверки гипотезы взаимодействия вихрей необходима установка, позволяющая изменять в широком диапазоне отношение давлений 冗* при н-еиз- менном давлении 〃； перед соплом, изменять площадь Fc проход- н°го сечения сопла, а также зондировать вихрь в сопловом сечении.

К измерительной аппаратуре в этих исследованиях предъявляются также специфические требования.

Сложность задачи зондирования трехмерного турбулентного потока усугубляется здесь большими перепадами температуры, измеряемыми десятками градусов на миллиметр, поэтому при использовании в качестве измерителя полной температуры армированной термопары можно получить существенную ошибку в из-

мерении за счет теплопритока вдоль армировки, так как при пс- ложительной температуре в окружающей среде температура п центре вихря снижения до ——130° С.

Измерение статических и полных давлений также сопряжено со значительными трудностями. Обычный способ измерения статического давления через отверстая в плоскости диафрагмы, строго говоря, неприменим в этом случае для точных измерений, так как осесимметричный пограничный слой на плоскости диафрагмы имеет градиент давления по высоте [74].

Рис 2.9 Конструкция вихревой трубы с диффузоромРис 2.9 Конструкция вихревой трубы с диффузором

Рис 2.9 Конструкция вихревой трубы с диффузором

Рис 2.9 Конструкция вихревой трубы с диффузором

Измерение полных давлений введением зонда вызывает заметное возмущение и перестройку потока [28, 37, 46, 81].

Высокие радиальные градиенты статического давления и скорости затрудняют использование комбинированного зонда замера полного и статического давлений при осевом вводе его через стенку диафрагмы.

Проверка гипотезы по результатам предшествующих газодинамических исследований затруднена тем, что в них поток зондировался на расстоянии одного-трех калибров от соплового сечения, где вихрь перетерпевает заметные изменения.

Исходя из всех указанных выше соображений, проверка гипо тезы взаимодействия вихрей производилась [48, 54, 56] на вихревых трубах со щелевым диффузором. Конструкция одной из них изображена на рис. 2. 9.

В корпусе / укреплена цилиндрическая трубка 2 с внутренний! диаметром 0 = 20 жж, на которой установлен диффузор 3 с подвижной задней стенкой 4, позволяющей регулировать ширину щели диффузора. В кольцевой полости корпуса / помещена соб-

ранная из пакета пластин улитка 5, имеющая тангенциальный прямоугольный сопловой вход.

Внутренняя цилиндрическая поверхность улитки образует спираль Архимеда.

Сопло закрыто диафрагмой 6, поджимаемой гайкой 7.

В коническом центральном отверстии диафрагмы фиксируется пробник 8 Длина L вихревой зоны может изменяться за счет установки трубок 2 различной длины.

Площадь проходного сечения Fc сопла изменяется уменьшением числа пластин в улиточном пакете.

Рис. 2. 10 Общий вид установки для исследования вихревой тр\ бы с диффузором

С целью уменьшения тепловых потоков, вся установка, за исключением улитки и гайки, выполнена из плексигласа.

Общий вид установки изображен на рис. 2. 10.

В качестве измерителей температуры в вихре использовались цилиндрические пробники, вводимые строго по оси через отверстие диафрагмы и представляющие собой несколько изолированных друг от друга медных посеребренных колец (или одно кольцо), укрепленных на эбонитовом корпусе пробника. К каждому кольцу заподлицо подпаивалась термопара. В пробниках имелся осевой канал измерения статического давления.

Диаметры пробников составляли 0,25； 0,3 и 0,4 от диаметра D вихревой трубы.

Основным назначением диффузора являлась утилизация тан генциальной скорости вихря для преобразования ее в энергию давления.

Диффузор позволил значительно снизить давление на оси вихря и при невысоких давлениях сжатого воздуха перед соплом

получать высокие отношения давлений л* в вихре, а также плавно изменять их от максимального до близкого к единице, что осуществлялось изменением ширины щели диффузора при неизменном расходе G.

В сущности вихревая труба с диффузором представляет собой модификацию созданного М. Г. Дубинским [21] вихревого вакуум- насоса. '

Недостатками описанной установки являлись малые масштабы, затруднявшие зондирование вихря другими видами измерителей, а также односопловой вход, который нарушал осевую сим-

Рис. 2. 11. Констр\кння трехсопловой вихревой тру бы с диффузоромРис. 2. 11. Констр\кння трехсопловой вихревой тру бы с диффузором

Рис. 2. 11. Констр\кння трехсопловой вихревой тру бы с диффузором

Рис. 2. 11. Констр\кння трехсопловой вихревой тру бы с диффузором

метрик) вихря соплового сечения и создавал повышенные скорое ти (Mi>l) на внешнем радиусе вихря за счет своей большой ра- циальной высоты. Эти недостатки были устранены в последующих конструкциях вихревых труб (рис. 2. 11), имеющих большие размеры (£) = 30 и 100 жлг) и трехсопловой вход с регулируемой площадью проходного сечения.

Трехсопловой вход создавался зажатыми между корпусом вихревой трубы и диафрагмой сухариками, равномерно расположенными по окружности и могущими проворачиваться вокруг осей их закрепления, что обеспечивало изменение проходного сечения сопел без демонтажа установки, значительно меньшую ра- циальную высоту сопел и хорошую осевую симметрию вихря соплового сечения.

Вихревая труба £) = 30 мм позволяла зондировать сопловое сечение комбинированными датчиками давления и термопарами.

а вихревая труба D= 100 мм ——исследовать пограничный слой н диафрагме и распределение скорости по высоте сопла.

В результате исследования описанных вихревых труб получс ны неоспоримые доказательства справедливости основных поле жений гипотезы взаимодействия вихрей.

Определение минимального отношения давлений 冗巾值， пр котором возникает критическая скорость истечения из сопл (Mi = 1), проводилось двумя методами: регистрацией момента пре кращения изменения расхода через сопло при неизменном р；丿 увеличении л* за счет регулирования щели диффузора, а такж

Рис. 2.12. Замеренные распределена безразмерной скорости на выходном срезе сопла при различных л*

регистрацией момента возникновения критической скорости нг радиусе F】выходного сечения сопла.

Для проведения этих исследований была изучена картина рас пределения скорости по относительной высоте h сопла путек дренирования стенки выходного сечения в 20 точках.

Замеренные распределения для различных л* приведены не рис. 2. 12 в виде кривых безразмерной скорости

Согласно им для л*<4 при заметной неравномерности скорость по всей высоте сопла дозвуковая.

В области п*〉4 наблюдается возрастание неравномерности скорости по высоте сопла; в нижней области сопла, примыкающей к радиусу 门 вихревой трубы, появляется зона сверхзвуковой скорости, расширяющаяся с ростом 冗东.

Для проверки рассмотренной выше гипотезы необходимо былс зафиксировать момент появления критической скорости на периферийном радиусе 门 вихревой трубы, т. е. в области 五=0.

С этой целью на рис. 2. 12 построена кривая 冗东=/（入1） по точкам кривых 九i=，（无）для 五=0 этого же рисунка.

Эта кривая дает при A.i = l значение 冗二旧=4,1 при расчетном значения 4,12. Для 冗东=2,9 на 无=0 имеем Aq = 0,88, что эквивалентно [1] величине М】=0,864, точно соответствующей кривой М1=，（п*） на рис. 2. 4.

Менее точный метод фиксации момента прекращения изменения расхода дал следующие значения 冗^必 при различных давле

р； ата

2,5

3,0 1 3,5 1 4,0

4,5

5,0

4.3

4,15 1 3,9 1 4,1

3.9

4,1

Несмотря на некоторый разброс, объясняемый возможными ошибками измерения, значения 冗£旧 близки к расчетному.

На рис. 2. 13 приводятся расчетные и экспериментальные кривые распределения тангенциальной скорости и。 по радиусу г соплового сечения для 冗东=3 и 7 при давлении сжатого воздуха 〃i = 2,5 ата. Кривые показывают хорошее качественное совпадение расчета и эксперимента.

В области больших г во всех случаях действительная скорость оказывается больше расчетной, что объясняется неравномерностью скорости по высоте сопла и превышением ее над расчетной на нижнем срезе сопла （на rj .

Отставание экспериментальной кривой распределения скорости от расчетной на малых радиусах объясняется тем, что, несмотря на высокую турбулентную вязкость, скорость внутреннего вихря, интенсивно закручиваемого внешним, отстает от закона вращения твердого тела.

Кривые показывают, что при л* = 3<Лтш вихрь по всему сечению близок к вынужденному, при 冗东= 7〉эт*〔п на периферий ном участке радиуса распределение скорости приближается к закону свободного вихря. Радиус % перехода от одного закона вращения к другому лежит в зоне расчетного значения. Как и следовало ожидать, этот переход имеет плавный характер,

Пожалуй, наиболее важным для подтверждения гипотезы взаимодействия вихрей является экспериментальная проверка распределения полной температуры Т* по радиусу соплового сечения.

Сравнение экспериментальных значений и расчетных кривых распределения полной температуры для двух значений 冗东 приводится на рис. 2. 14.

Экспериментальные значения Т* качественно сооответствуют расчетным кривым.

При 力东=40 полная температура на больших радиусах оказывается несколько ниже теоретической.

Это опять же объясняется тем, что при переменной скорости по высоте сопла зона критической скорости (Mi = 1) оказывается на радиусе большем, чем 门，поэтому действительный радиус г2 разделения вихрей смещается к периферии, что не учитывалось в расчете.

Превышение экспериментальных значений Т* над расчетными на малых радиусах объясняется незавершенностью энергетичес-

Рис 2. 13. Сравнение расчетных и экспериментальных распределений тангенциальной скорости в сопловом сеченииРис 2. 13. Сравнение расчетных и экспериментальных распределений тангенциальной скорости в сопловом сеченииРис. 2. 14 Сравнение расчетных н экспериментальных распределений полной температуры в сопловом сеченииРис. 2. 14 Сравнение расчетных н экспериментальных распределений полной температуры в сопловом сечении

Рис 2. 13. Сравнение расчетных и экспериментальных распределений тангенциальной скорости в сопловом сечении

Рис 2. 13. Сравнение расчетных и экспериментальных распределений тангенциальной скорости в сопловом сечении

Рис. 2. 14 Сравнение расчетных н экспериментальных распределений полной температуры в сопловом сечении

Рис. 2. 14 Сравнение расчетных н экспериментальных распределений полной температуры в сопловом сечении

ошибками измерений в поле с очень высоким градиентом температуры, возникающими за счет теплопрнтоков по телу измерителя и вносимых им возмущений.

Существенную роль в отклонении полной температуры от расчетной в приосевой области вихря играет теплый пограничный слой диафрагмы, стекающий в эту область.

Для объяснения вторичного вихревого эффекта и обоснования необходимости учета неравномерности осевых скоростей в отверстии диафрагмы при расчете Т； н 卩 были проведены [28] измерения этих скоростей в отверстии диафрагмы с %=0,6 при pi ~二 =4 ата и n=0,8.

Результаты этих измерений и их сравнение с расчетной кривой представлены на рис. 2. 15.

Экспериментальная кривая качественно согласуется с расчетной, хотя общий уровень скорости vz истечения и скорости 口; подсасывания ниже расчетного. Это объясняется тем, что в от- личие от принимаемого в расчете постоянного давления рх за диафрагмой поток остается существенно закрученным с положительным радиальным градиентом давления, поэтому периферий-

ные слои вытекают в область с давлением большим, чем рх, а приосевые втекают в вихревую трубу из области с давлением меньше, чем Рх, что и приводит к снижению общего уровня осевых скоростей.

Радиусы нулевой осевой скорости достаточно близки друг к ДРУГУ-

Для подтверждения предложенного в гипотезе объяснения вторичного вихревого эффекта за отверстием диафрагмы

vfzM!^K-50 〃50 WO 150 vz м/секvfzM!^K-50 〃50 WO 150 vz м/секРис. 2.15. Сравнение расчетных и экспериментальных распределений осевой скорости в отверстии диафрагмыРис. 2.15. Сравнение расчетных и экспериментальных распределений осевой скорости в отверстии диафрагмыРис. 2.16. Схема установки для выявления вторичного вихревого эффектаРис. 2.16. Схема установки для выявления вторичного вихревого эффекта

vfzM!^K-50 〃50 WO 150 vz м/сек

vfzM!^K-50 〃50 WO 150 vz м/сек

Рис. 2.15. Сравнение расчетных и экспериментальных распределений осевой скорости в отверстии диафрагмы

Рис. 2.15. Сравнение расчетных и экспериментальных распределений осевой скорости в отверстии диафрагмы

Рис. 2.16. Схема установки для выявления вторичного вихревого эффекта

Рис. 2.16. Схема установки для выявления вторичного вихревого эффекта

(рис. 2. 16) был установлен замкнутый цилиндрический объем, в котором измерялись давление р” на оси вихря и температура 7 ； периферийных слоев в цилиндрическом объеме.

При работе вихревой трубы возникает циркуляция газа через отверстие диафрагмы.

После отсоса части газа в замкнутом объеме создается такой уровень давления рос на оси, что суммарный расход через отверстие диафрагмы становится равным нулю (卩=0).

Но сохранившаяся на этом режиме циркуляция обеспечит сохранение вторичного вихревого эффекта, вызывающего интенсивный подогрев периферийных слоев в замкнутом объеме.

На рис. 2. 17 приводятся кривые зависимости Т； н р：с от полного давления р； перед соплом для различных гд.

Пунктирной линией обозначена полная температура Т； поступающего газ<:. При малых диаметрах отверстия диафрагмы (гд=0,5) и малых давлениях входа (малых 冗*) вынужденный вихрь занимает почти все сопловое сечение, поэтому вытекающие через отверстие диафрагмы слои настолько охлаждены, что несмотря на вторичный вихревой эффект, они остаются охлажденными.

С ростом р； , т. е「с ростом л*, область вынужденного вихря сужается, что обеспечивает истечение из отверстия диафрагмы более теплых слоев и увеличивает возможность подогрева послед-

них за счет вторичного вихревого эффекта. Этому же способствует увеличение отверстая диафрагмы (увеличение 戸口).

Согласно кривым с ростом гд эффект подогрева увеличивается и при гд=0,8 и р 1=4,5 ата достигает 55 градусов.

Исследование [56] пограничного слоя на диафрагме, проведенное в вихревой трубе диаметром 100 мм при 冗=1」，дало кривые распределения тангенциальной 0T и радиальной vr скоростей по

45t 弘 ZZz“4

Рис. 2.17. Экспериментальные кривые Рис. 2. 18. Распределение тангенциаль- параметров «холодного потока》на ре- ной и радиальной скоростей по высо-

жимах реверса

пограничногопограничноговысоте z пограничного слоя на гд=0,36 при толщине пограничного слоя 6=1,2 мм, представленные на рис. 2. 18. Графическое интегрирование кривой vr дало значение объемного расхода пограничного слоя Рп=0,73 л/сек при суммарном объемном расходе холодного потока Vx=8,33 л/сек, соответствующем 卩=0,3.

пограничного

пограничного

Расход пограничного слоя оказался величиной соизмеримой с расходом холодного потока и составил около 10% от него.

Так как с ростом л заметно возрастает угловая скорость со вынужденного вихря, то согласно выражению (2. 50) объемный расход пограничного слоя должен также возрастать.

Результаты исследования в диапазоне л=1,1-н1,5 дают среднюю величину коэффициента В в выражении (2. 50), равную 2,5.

Глава III

ВИХРЕВАЯ ТРУБА КАК ГЕНЕРАТОР ТЕПЛА И ХОЛОДА

ОБОБЩЕННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ

Рассмотренная гипотеза взаимодействия вихрей позволяет построить предельные характеристики вихревой трубы, но использование их для инженерных расчетов связано с введением попра-

вок на влияние пограничного слоя диафрагмы и осевых скоростей в вихре, на отклонение от адиабатного распределения параметров по радиусу соплового сечения и других поправок, которые приводят к заметному отличию действительных характеристик от теоретических и влияние которых невозможно учесть расчетным путем. Поэтому основой расчета вихревой трубы в настоящее

Рис. 3.1. Обобщенные характеристики вихревой трубы

Основной зависимостью, отображающей работу вихрей трубы в качестве генератора тепла и холода, является зависимость эф' фекта охлаждения от различных факторов.

Поэтому для построения обобщенных характеристик теплоизолированной вихревой трубы будем пользоваться безразмерными величинами 卩(1. 3), л (1. 16) и n (1. 17). *

Построенные таким образом обобщенные характеристики [45] изображены на рис. 3. 1. Они построены по результатам исследования вихревой трубы D=，33 мм на воздухе и представляют собой серию кривых

从•"=/("，冗) при л как параметре-

На координатную сетку обобщенных характеристик, кроме прямоугольных координат, наносится сетка двух пучков лучей. Лучи, выходящие из точки 卩=0 (левый пучок), соответствуют холодному потоку, каждый из них представляет собой линию n=，const.

Лучи, выходящие из точки ц= 1 (правый пучок), соответствуют горячему потоку, каждый из этих лучей представляет собой ЛИНИЮ T]r = const.

Величина цг по аналогии с 外 может быть названа «температурной эффективностью» горячего потока и выражает отношение эффекта подогрева горячего потока (1.2) к изоэнтропному эффекту охлаждения (1. 18): ”

Линейная шкала значений Т)и т)г нанесена на вертикаль, про ходящую через точку 卩=©5

Следует подчеркнуть, что каждая кривая 覧=const обобщенных характеристик построена по огибающей серии кривых А&= =/(“，£>д), представленных на рис. 1. 7, поэтому каждому значению 卩 этих характеристик соответствует вполне определенное значение относительного диаметра ^д отверстия диафрагмы (I. 10), определяемое зависимостью (1. 11).

При заданных л и Ti обобщенные характеристики позволяю: определить для любого значения р следующие величины.

Температурную эффективность 刀 вихревой трубы, по которой легко определяется температурный эффект охлаждения холодного потока:

a4 =小a厶=""；卜一(十) * ]-(3. 2)

Для удобства определения Д/х желательно иметь таблицу

или пользоваться гоювыми таблицами газодинамических функций [1], так как

где т(Х) —безразмерная температурная газодинамическая функ-

Эффект подогрева Д/г горячего потока определяется, исходя из уравнения энергии вихревой трубы (1. 7)

1 —м1 —м(3.3)(3.3)

1 —м

1 —м

(3.3)

(3.3)

Можно определить △&, используя правый пучок лучей %= Из выражения (3.1) получим

(3.4)(3.4)△/产 %7； 1

(3.4)

(3.4)

Как видно из рисунка, при пересечении обобщенных характеристик с лучами т|г=const величина 小 может быть больше еда-

s. Количество тепла, переданною от холодного потока к горячему для 1 кг, прошедшего через вихревую трубу газа (т. е. удельная холодопроизводительность), может быть определено согласно выражению (1. 8) зависимостью

В случае автономной работы вихревой трубы этих величин оказывается достаточно для полного расчета. Если же вихревая труба используется в какой-либо схеме, то часто появляется необходимость определить на выбранном режиме давление горячего потока перед, дросселем.

Для определения этой зависимости удобно ввести [45] безразмерную величину ——степень недорасширения горячего потока

(3.6)

характеризирующую энергетический уровень горячего потока по давлению.

Согласно экспериментам [46] при длине вихревой трубы в 9 калибров и оптимальных для выбранного 已 диаметрах отверстия диафрагмы величина л7 является функцией только лив даапа-

зоне 2＜冗＜6 может быть связана с последней (рис. 3. 2) простым соотношением

(3.7)(3.7)£=0,33-n+0,67.

(3.7)

(3.7)

на осгптенном гяяе.на осгптенном гяяе.Таким образом, при заданных параметрах р； и Т： сжатого газа и давлении рх холодного потока обобщенные характеристики совместно с выражением (3.7) позволяют определить все требуемые параметры выходящих из вихревой трубы потоков.

на осгптенном гяяе.

на осгптенном гяяе.

Представленные на рис. 3.1 обобщенные характеристики построены для вихревой трубы с внутреннием диаметром £) = 33 мм при давлении холодного потока рх= 1 ата 丄“

Известно [34, 45, 100], что масштаб, уровень давлений и влажность питающего газа влияют на характеристики вихревой трубы и требуют внесения соответствующих поправок.

ВЛИЯНИЕ МАСШТАБА ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ

С уменьшением масштаба вихревой трубы возрастает влияние эффекта подмешивания пограничного слоя диафрагмы к холодному потоку (см. разд. 2. 2), что приводит к ухудшению получаемого эффекта охлаждения последнего.

Влияние масштабного фактора впервые экспериментально было обнаружено Хилшем [100], а затем подтверждено Мартыновским и Алексеевым [34]. Автором были исследованы вихревые трубы с диаметрами D= 10, 16, 20, 25, 30 и 33 川儿

В этих исследованиях наблюдался рост эффективности вихревой трубы с ее масштабом.

Несмотря на то, что исследованные различными авторами серии вихревых труб имели различный диапазон диаметров и различное конструктивное исполнение при несколько отличающихся геометрических соотношениях, полученные максимальные эффекты охлаждения (Д/Х)тах имеют довольно четкую зависимость от диаметра D вихревой трубы.

Эта зависимость для двух давлений входа представлена на рис. 3. 3. Как видно из рисунка, экспериментальные точки могут быть аппроксимированы в прямые линии, несколько расходящиеся с ростом D.

Пересчет соответствующих этим линиям эффектов охлаждения на температурные эффективности дает прямые, наклонные и параллельные между собой линии, позволяющие вывести простую

эмпирическую формулу для определения поправки Ат] на мас-

△П = 0,005 (0—33).(3. 8)

С учетом этой поправки температурная эффективность 刀胃 вихревой трубы диаметра D определяется так:

m=n+An,(3.9)

где п — находится из обобщенных характеристик.

Введенная поправка будет достаточно точной для инженерные расчетов вихревых труб с диаметром меньше 33 мм. Экстраполя

Рис. 3 3. Влияния масштаба вихревой трубу

ция этой зависимости на большие диаметры приведет к завышению поправки, что легко заметить из экспериментальных точек рис. 3. 3: темп прироста эффекта охлаждения заметно снижается при Z)〉20 мм. Но диапазон диаметров до 33 мм практически пе рекрывает все возможные случаи расчета промышленных вихре вых труб, так как заметный рост расхода сжатого газа, пропор циональный квадрату диаметра трубн, ограничивает применение вихревых труб большого диаметра до таких специфических случаев, как только случаи утилизации энергии давления природных газов и подобных им. К тому же, эксперименты показывают, что вихревая труба диаметром 52 мм имеет очень незна чительное преимущество перед трубой диаметром 33 мм, поэто му при больших потребных расходах можно делать расчет без внесения поправки на масштаб.

УЧЕТ УРОВНЯ ДАВЛЕНИЙ

В теории вихревого эффекта уровень давлений не играет роли в работе вихревой трубы, но вязкость газа оказывает влияние на скорости истечения его из сопла и отверстия диафрагмы, потери на трение о стенки и процесс

взаимодействия вихрей.

Эксперименты показывают [46], что снижение общего уровня давлений при сохранении не- изменной степени расширения л приводит к некоторому снижению температурной эффективности ц. Это снижение аналогично снижению коэффициента полезного действия авиационного компрессора с ростом высоты полета и составляет величину порядка 1 % на каждый километр «высоты».

Поправка была проверена до высот порядка 13 к儿，т. е. до давления холодного потока

〃/ 统 С6 0,8 рх ата〃/ 统 С6 0,8 рх атаРис. 3. 4. Влияния давления холодного потокаРис. 3. 4. Влияния давления холодного потокаРх=0,17 ата.

〃/ 统 С6 0,8 рх ата

〃/ 统 С6 0,8 рх ата

Рис. 3. 4. Влияния давления холодного потока

Рис. 3. 4. Влияния давления холодного потока

На фиг. 3. 4 представлена кривая относительной температурной эффективности 刀反/刀 в зависимости от давления холодного по-

Здесь т]н — температурная эффективность с учетом поправки на уровень давления холодного потока.

3. 4. УЧЕТ ВЛАЖНОСТИ ГАЗА

Влажность подаваемого в вихревую трубу сжатого газа оказывает заметное влияние на получаемый эффект охлаждения [4, 43, 64], поэтому ее необходимо учитывать при расчете.

Эксперименты показывают [103], что в вихревой трубе не происходит заметной механической сепарации смеси газов и это вполне объясняется высокой турбулентностью вихря. Поэтому, если в процессе охлаждения в вихревой трубе температура хо лодного потока не снизится ниже точки росы влажного газа, тс при инженерных расчетах в большинстве случаев можно не вво дить поправки в такие зависящие от состава газа постоянные, как показатель адиабаты, газовую постоянную и теплоемкость, так как эти поправки выходят за пределы точности расчета.

Если же температура холодного потока снизится ниже точки росы влажного газа, то введение поправки оказывается обяза- тельным, потому что эта поправка становится соизмеримой с по лучаемым эффектом охлаждения.

Ощутимость поправки в случаях конденсации и замерзания влаги объясняется высокими значениями теплоты фазовых превращений воды, что даже при небольшом влагосодержании приводит к заметным температурным эффектам.

Величину поправки можно определить, исходя из следующего условия.

Процесс наиболее интенсивного охлаждения центральных частей вихря происходит в непосредственной близости к диафрагме——в сопловом сечении, при этом успевают образоваться только очень мелкие частицы конденсата или льда.

Дисперсность обеспечивает им высокое аэродинамическое сопротивление, что при значительной турбулентности ядра и малом пути движения образовавшихся частиц до отверстия диафрагмы предотвращает сепарацию их за счет архимедовых сил из холодного потока.

Таким образом, влагосодержание холодного и горячего потоков оказывается практически одинаковым.

Основываясь на этом условии, нетрудно рассчитать поправку на влажность газа.

С достаточной точностью будем считать водяной пар идеальным газом.

Используя законы газовых смесей, можно получить [30] зависимость между влагосодержанием d\ , относительной влажностью 屮1 и давлением р§ насыщенного в сжатом газе:

p；—¥1厶1 'p；—¥1厶1 '(3.10)(3.10)

p；—¥1厶1 '

p；—¥1厶1 '

(3.10)

(3.10)

Здесь R、& — газовые постоянные сжатого газа и водяного пара соответственно.

Давление psi насыщенного пара в этом выражении соответствует полней температуре Т； сжатого газа.

В процессе конденсации и замерзания влаги, содержащейся в 1 кг влажного газа, выделяется тепло:

% = (%—〃；)(％-%)，(3.11)

где »в, н /Вх —удельные энтальпии воды при температурах 兀 н 7； соответственно;

rfx — влагосодержание холодного потока.

После прохождения через точку росы холодный поток всегда будет иметь влагосодержание d；, соответствующее насыщенном} влажному газу ((рх= 1), причем при переходе через 0℃ влагосодержание заметно уменьшается, что в некоторых случаях позволяет пренебречь им в расчете и считать приближенно dx =0.

Разность энтальпий можно приближенно представить, как сумму теплот конденсации (~600~^^) и льдообразования

(~du—^―). Тогда, учитывая, что /^ 》(pi/?si и пренебрегая величиной <pi • р§1, а также выражая 中】в процентах, из выражений (3. 10) и (3. 11) можно получить такую приближенную зависимость:

统=6,8-^.貴・(%9。).(3.12)

Для случая влажного воздуха(R= 29,27 —但"° ;

凡= 47,1*一)

кг • г рад 丿

点=4,25 署匣%).(3.13)

По теплоте ^в можно найти поправку на температуру холодного потока

“△&)=缠•(3.14)

СР

Для случая воздуха {ср= 0,24 —

辽A4)=18•手(中1%).(3.15)

С учетом поправки на влажность газа эффект охлаждения холодного потока составит

(А/х) вла>ьн = А^х—6(Afx)・(3. 16)

Так как psi является функцией температуры Т； сжатого газа, то согласно выражению (3. 13) поправка $(№) заметно увеличивается с возрастанием температуры Т； (приводящему к росту Ph) и относительной влажности ^х и уменьшается с ростом давления р^ .

Рассматривая процесс сжатия атмосферного воздуха в компрессоре (обычно имеющего <р〉20%) с последующим охлаждением до первоначальной температуры, легко показать из уравнения (3. 10), что при степени повышения давления в компрессоре в лл раз относительная влажность также будет увеличиваться практически в Лк раз, т. е. за компрессором средних и высоких давлений почти всегда сжатый воздух имеет <р= 100%.

Использование такого влажного насыщенного сжатого воздуха в вихревой трубе приведет к максимальным потерям d(A/x)max эффекта охлаждения, кривые которых в функции Т^ и р\ для

57

при его давлении, близком к атмосферному.Для условий, заметно отличающихся от этих, в расчете следует пользоваться выражениями (3. 10) и (3. 11).Согласно кривым рис. 3.5 при р； = 6 ата, Т；=2(ГС и ф!= 100% снижение эффекта охлаждения составляет около 7°, что хорошо согласуется с экспериментальными результатами [4, 46].3. 5. РАСЧЕТ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫИсходными данными для расчета воздушной охлаждающей системы обычно являются: потребная температура Т； холодного потока и его холодопри его давлении, близком к атмосферному.Для условий, заметно отличающихся от этих, в расчете следует пользоваться выражениями (3. 10) и (3. 11).Согласно кривым рис. 3.5 при р； = 6 ата, Т；=2(ГС и ф!= 100% снижение эффекта охлаждения составляет около 7°, что хорошо согласуется с экспериментальными результатами [4, 46].3. 5. РАСЧЕТ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫИсходными данными для расчета воздушной охлаждающей системы обычно являются: потребная температура Т； холодного потока и его холодоРис. 3.5. Зависимость 6 (△£“)】 р； н Т； для ф^ЮО%Рис. 3.5. Зависимость 6 (△£“)】 р； н Т； для ф^ЮО%

при его давлении, близком к атмосферному.

Для условий, заметно отличающихся от этих, в расчете следует пользоваться выражениями (3. 10) и (3. 11).

Согласно кривым рис. 3.5 при р； = 6 ата, Т；=2(ГС и ф!= 100% снижение эффекта охлаждения составляет около 7°, что хорошо согласуется с экспериментальными результатами [4, 46].

3. 5. РАСЧЕТ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ

Исходными данными для расчета воздушной охлаждающей системы обычно являются: потребная температура Т； холодного потока и его холодо

при его давлении, близком к атмосферному.

Для условий, заметно отличающихся от этих, в расчете следует пользоваться выражениями (3. 10) и (3. 11).

Согласно кривым рис. 3.5 при р； = 6 ата, Т；=2(ГС и ф!= 100% снижение эффекта охлаждения составляет около 7°, что хорошо согласуется с экспериментальными результатами [4, 46].

3. 5. РАСЧЕТ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ

Исходными данными для расчета воздушной охлаждающей системы обычно являются: потребная температура Т； холодного потока и его холодо

Рис. 3.5. Зависимость 6 (△£“)】 р； н Т； для ф^ЮО%

Рис. 3.5. Зависимость 6 (△£“)】 р； н Т； для ф^ЮО%

воздуха изображены на рис. 3.5 при принятых ранее допу

щениях.

Так как в нашем случае величина 6(А/Х) прямо пропорциональна относительной влажности фЬ легко определить величину поправки для других значений 勺卜

Следует учитывать, что кривые рис. 3. 5 будут достаточно точны только для случая охлаждения холодного потока ниже 0vC

производительность Qh. В некоторых случаях задается давление Рх холодного потока, хотя чаще оно принимается равным атмосферному.

В зависимости от требований перед расчетом устанавливается допустимая величина изобарного подогрева А4 холодного потока при теплообмене с охлаждаемым объектом.

По этим величинам и известной величине изобарной теплоемкости Cq рабочего тела определяется потребный весовой расход холодного потока

GxGx(3.17)

Gx

Gx

и потребный эффект охлаждения

А& = Т；—Т黑

Если в дальнейшем расчете требуется определить необходи мое давление р\ сжатого газа, следует задаться значением весовой доли 卩 холодного потока.

При этом следует учитывать, что для получения минимального значения р； целесообразно принимать 卩= 0,3, соответствующее

幫max, а для получения максимальной экономичности ——卩=0,68, соответствующее (卩•幫)max.

По выбранному значению 卩 из обобщенных характеристик находится значение 幫(среднее для различных я), после чего из выражения (3. 2) определяется степень расширения л газа：

(3.18)

По полученному значению п из обобщенных характеристик уточняется значение 幫 и вновь определяется л, с помощью которого при заданном рх подсчитывается потребное давление р：

(3.19)

Если используемый сжатый газ имеет влажность qn, то после предварительного определения pi подсчитывается поправка на влажность (3. 10——3. 16) и находится потребный эффект охлаждения для сухого газа

Д/Х~-(А/Х) влажнН~ 6 (А/х) .(3. 20 >

В этом случае заданной начальными условиями величиной является

(MXmhH = T；— К-

По полученной из выражения (3. 20) величине А/х аналогично предыдущему методом последовательных приближений определяется потребное р；.

В расчете с влажным газом после нахождения поправки б(А/х) можно не делать повторных пересчетов, если первоначальное выбранное 卩 для полученного л; не является предельным по эффекту охлаждения. В этом случае следует подсчитать потреб-

(3.21)

и подправить 卩 на кривой того же значения л.

Если давление pi задано (случай использования заводской сети сжатого воздуха или компрессора определенной напорности), т. е. задана степень расширения л газа, то для проведения расчета по выражению (3. 21) определяется потребное значение 幫，где в А/х должна быть введена поправка на влажность газа, а затем по л и г] из обобщенных характеристик находится величина 卩 (максимальная).

Дальнейший расчет для обоих случаев заключается в определении основных размеров вихревой трубы.

Для этого по величинам Gx (3. 17) и 卩 определяется общий расход воздуха

(3. 22)

При 冗〉2 [45] в рабочем диапазоне 卩(0,2<р,<0,8) имеет место критическое истечение из сопла вихревой трубы, в этих случаях проходное сечение Fc сопла определится из выражения (2.45) при условии М[=1

/T (号户*0。[“硏.(3.23)

В это выражение необходимо подставлять 〃； [ата] и G [-^7]- Введенный в это выражение коэффициент расхода ас сопла учитывает потери на трение и неравномерность скорости по высоте сопла и согласно экспериментам [4, 45] составляет величину порядка 0,95—0,96.

Для случая использования воздуха в качестве рабочего тела выражение (3. 23) приобретает вид

尸с= *0 38/ '100(3. 24)

Если вихревая труба рассчитывается для работы на малых степенях расширения газа, при которых имеют место докритичес- кие скорости на выходном срезе сопла, расчет расхода газа через сопло значительно усложняется, так как он становится функцией л,卩，гд (см. гл. II).

Согласно соотношению (1. 15) высота (%) сопла подсчитывается так:

扎=扎=(3.25)

扎=

扎=

(3. 26)(3. 26)а затем определяется ширина (6) сопла 6=今.

(3. 26)

(3. 26)

На основании выражений (1. 12) и (1. 14) определяется диаметр D вихревой трубы

0 = 3,65 М%(3.27)

После определения диаметра вихревой трубы следует уточнить выбранное значение 刀 введением поправки на масштаб вихревой трубы (3.9), а затем провести уточненный расчет.

Диаметр Рд отверстия диафрагмы согласно выражениям

(1. 10) и (1. 11^ определится

(3. 28)(3. 28)Рд= (0,350+0,313 ■ ц) -D.

(3. 28)

(3. 28)

При ограничении вихревой зоны, установленной на горячем конце крестовиной (см. рис. 1. 4), длина £ вихревой зоны принимается равной 9 калибрам трубы

(3. 29)(3. 29)L=9・D

(3. 29)

(3. 29)

Для расчета вихревой трубы в качестве нагревателя исходными величинами являются: температура Т； сжатого газа, потребная температура Т ； горячего потока и тепловой поток Qr от него к нагреваемому телу при заданной величине изобарного охлаждения А蠹 горячего потока в процессе передачи тепла нагреваемому телу. Может быть также задано давление рх холодного потока-

(3.30)(3.30)(3.31)(3.31)В этом случае потребный эффект подогрева составит

(3.30)

(3.30)

(3.31)

(3.31)

и расход горячего потока

GL七

Задаваясь значением 卩(желательно, близким к 卩=0,65), из обобщенных характеристик выбирается средняя для различных л величина 刀「и из выражения (3. 1) определяется значение потребного л:

(3. 32)

По найденному л из обобщенных характеристик находится уточненное значение 刀「и пересчитывается л; по величине последнего из выражения (3. 19) подсчитывается потребное давление

Если давление р； задано (т. е. задано л), то из выражения (3. 1) подсчитывается потребное значение 加.

Затем по обобщенным характеристикам для данных 冗 и н「 определяется соответствующее им значение ц.

Потребный расход G сжатого воздуха определится по выражению

(3.33)(3.33)G= © =Qr

(3.33)

(3.33)

1 —К Ср・А，к(1 —*)

Расчет геометрических размеров вихревой трубы и введение поправки на масштаб производится аналогично предыдущему.

В этом случае расчета влажность не учитывается.

6. ПРИМЕРНЫЙ РАСЧЕТ

Проведем расчет вихревой трубы для охлаждения полупроводникового прибора, выделяющею мощность 取产 100 вт.

Примем, что потребная температура холодною потока составляет Тх=，——20° С и допустимый подогрев его при охлаждении прибора не превышает A/fe= 10° при давлении рх= 1 ата.

Вихревая труба питается сжатым до р； =7 ата влажным воздухом с относительной влажностью ф)= 100% и температурой Т；=20°С.

Из исходных данных ясно, что вихревая труба будет иметь небольшие размеры, поэтому целесообразно сразу оценить ее масштаб для введения поправки на него.

Часовое количество отводимого холодным потоком тепла в килокалориях '

Примем ориентировочно 卩=0,5 и найдем потребный секундный расход сжатого воздуха (3. 22):

Qk==0 02

•cp^tk 3600-0,5-0,24-10'

Площадь сопла (3. 24)

Диаметр вихревой трубы (3. 27)

0 = 3,65 丿冗=3,65 丿変=13 мм.

Поправка на масштаб (3. 8)

АП = 0,005 (13—33) = —0, L

Потребный эффект охлаждения

(А/х)в.з、н = Т； -Т； = 20 + 20 = 40°.

Потеря эффекта охлаждения за счет влажности (рис. 3. 5) 6(Д/х) =6。.

Расчетный эффект охлаждения (3. 20)

А/х= (А£х)влажн+6(А£х) =40十 6 = 46°.

Располагаемая степень расширения (1. 16) л=—=-^- = 7.

Потребная температурная эффективность (3. 21)

П &£х 46с о*7

С учетом поправки на масштаб (3. 9)

刀=0,37+0,1 =0,47.

По обобщенным характеристикам (рис. 3. 1) находим расчетное ц=0,35.

Тогда суммарный расход сжатого воздуха (3. 22) составит

G =——0,0286.

3600.0,35-0,24.10сек

Площадь сопла (3. 24)

尸с=^|^竺 100=18,5 “м2.

Диаметр вихревой трубы (3. 27)

£>=3,65『10=15,7 мм.

Второй пересчет поправки на масштаб (3. 8) дает

М = 0,087,

что, в свою очередь, определяет

Т)=0,457;也=0,36; G = 0,0278 券；^ = 18 “庐；£>=15,5 мм.

Как видно из результатов, второго пересчета можно было не делать, так как его результаты довольно близки к результатам первого расчета.

Теперь можно определить остальные размеры вихревой трубы.

Высота сопла (3. 25)

今=/^" = 3 мм-

Ширина сопла (3. 26)

л з

Диаметр отверстия диафрагмы (3. 28)

Од= (0,350+0,313-ц)- 〃=，(0,350+0,313・0,36) • 15,5=7,2 мм.

Длина вихревой зоны (3. 29)

L = 9 • £) = 9 15,5= 140 мм.

Определим температуру горячего потока, используя уравнение (1. 7) теплового баланса вихревой трубы:

т：= т^ + Д/Г=Г： + ^^ = 20 -Ь~~~ = 46℃.

Давление горячего потока перед дросселем (3. 6——3. 7) 片=厶，加="(0，33・n十0,67) = 1，(0,33*7+0,67)=2,97 ama.

Все данные вихревой трубы получены.

ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ

Значительная необратимость процесса вихревого энергетического разделения газов делает вихревую трубу термодинамически малоэффективным устройством.

Вопросы оценки степени термодинамического совершенства вихревой трубы рассматривались во многих работах [4, 16, 36, 85, 100, 33]. В них проводилось сравнение вихревой трубы с циклом Карно, с идеальной расширительной машиной; в качестве критерия оценки также использовались такие термодинамические 而унк・ ции, как работоспособность и эксергия.

Эксергетический метод оценки степени термодинамического совершенства тепловых машин приобретает все большее распространение, так как позволяет производить оценку не только по количеству получаемого холода, но и по его качеству (температуре).

Но этот метод, удобный для термодинамических исследований, является сложным с точки зрения инженерной оценки экономических показателей того или другого способа получения холода.

Поэтому для оценки степени совершенства газовых машин (компрессоры, турбины) используется понятие адиабатного к. п. д., который оценивает степень приближения машин к идеальной, работающей по обратимому циклу.

Рассмотрим экономичность вихревой трубы с позиций адиабатного к. п. д. Желающим познакомиться с другими методами оценки рекомендуем просмотреть статьи, указанные в начале этого раздела.

Если рассматривать с принятых нами позиций степень совершенства самого процесса охлаждения газа в вихревой трубе по сравнению с идеальной турбиной, учитывая при этом только температурные эффекты, то широко используемая в расчетах температурная эффективность 刀 выражает эту степень совершенства.

так как она является отношением получаемого в вихревой трубе эффекта охлаждения к эффекту охлаждения при обратимом ади^ абатном расширении при тех же условиях на входе и выходе. При сравнении же по холодопроизводительности необходимо учитывать, что в турбине охлаждается весь подаваемый газ, а в вихревой трубе только часть его, определяемая весовой долей 卩 холодного потока.

Поэтому экономической оценкой эффективности вихревой трубы по сравнению с идеальной турбиной будет являться произведение р,・“，являющееся адиабатным к. п. д. вихревой трубы, поэтому обобщенные характеристики вихревой трубы строятся в виде р, ■ n=f(H)(см. рис. 3. 1).

Характеристики показывают, что экономичность вихревой трубы резко возрастает с ростом 卩 и при всех л достигает максимума в области р,=0,65. В области 卩=0,35 величина 卩•“ не зависит от л; при меньших значениях и экономичность вихревой тру~ бы возрастает с ростом л, при больших ——падает.

Согласно характеристикам максимальное значение 卩•“, полу、 ченное в теплоизолированных трубах, составляет 0,235 при 寫=3.

В этом случае вихревая труба как генератор холода оказывается приблизительно в 4 раза хуже идеальной турбины.

Реальные турбины малой производительности имеют адиабатный к. п. д. в пределах 0,5——0,6, поэтому эффективность вихревой трубы оказывается в 2——2,5 раза ниже, чем у реальной турбины.

Эта оценка термодинамической эффективности не определяет производственную экономичность процесса получения холода с помощью вихревой трубы, так как в ней не учитываются такие важные с точки зрения производства факторы, как стоимость установки и ее обслуживания, ресурс, надежность, диапазон регулирования, мобильность и многие другие.

Поэтому оценка целесообразности использования вихревой трубы вместо турбины в каждом конкретном случае должна быть произведена с учетом всех привходящих факторов.

Глава IV

ОСОБЫЕ ВИДЫ ВИХРЕВЫХ ТРУБ

охлаждаемые вихревые трубы

Рассматривая процесс взаимодействия вихрей, мы убеждаемся, что двигающийся к дросселю горячего конца трубы периферийный вихрь получает все новые порции энергии от внутреннего вынужденного вихря, что приводит к повышению его темпера-

^Текущий навстречу вынужденный вихрь формируется в зоне горячего конца из подогретых элементов наружного вихря.

Таким образом, попадающие в холодный поток элементы газа вначале нагреваются в наружном вихре, а затем охлаждаются во внутреннем.

Следует отметить, что переход элементов газа из наружного во внутренний вихрь не происходит в каком-то определенном сечении, а осуществляется по всей длине вихревой зоны, при этом, чем дальше от соплового сечения совершится этот переход, тем более нагретым окажется элемент газа в зоне перехода и тем большую энергию ин должен передать для того, чтобы приобрести энергетический уровень, соответствующий его радиальной позиции в сопловом сечении.

Поэтому увеличение пути взаимодействия его с внешним вихрем способствует более совершенному процессу энергетического обмена.

Можно ожидать, что чем холоднее будут формирующие внутренний вихрь элементы, тем совершеннее процесс их охлаждения в сопловом сечении.

Этот принцип был заложен в основу метода повышения эффективности вихревой трубы путем охлаждения периферии вихря.

Высокая температура периферийных слоев внешнего вихря позволяет легко отбирать от них тепло в окружающую среду, чему в значительной степени способствуют высокие скорости турбулентного вихря, обеспечивающие большие значения коэффициента теплообмена.

Этот метод особенно эффективен при работе вихревой трубы на больших ц, когда резко возрастает температура периферийных слоев, а высокие осевые скорости внутреннего вихря сокращают время его энергетического взаимодействия с внешним вихрем, затрудняя совершение процесса энергообмена.

Согласно гипотезе взаимодействия вихрей эффект энергетического разделения имеет место и при 卩=1. В этом случае возникают наибольшие тепловые потоки от вынужденного к свободному вихрю и наблюдается наиболее сильный нагрев периферийного вихря, что позволяет путем отвода от него тепла получить заметный эффект охлаждения.

Существуют два вида охлаждаемых вихревых труб (рис. 4. 1): с охлаждающей рубашкой (а) и с охлаждающим жидкостным вихрем (б).

В первом предусматривается охлаждение наружной поверхности стенки трубы протекающей по рубашке жидкостью.

Во втором охлаждающая жидкость вводится с определенной скоростью закрутки через кольцевую щель внутрь вихревой трубы; под действием центробежных сил жидкость создает на внутренней поверхности трубы быстровращающийся цилиндрический слой, движущийся к горячему концу и отводимый через кольцевую щель около дросселя.

Результаты экспериментальных исследований [90, 95, 52, 9] этих видов вихревых труб показывают наличие очень высокого

коэффициента теплообмена между вихрем и твердой стенкой и еще более высокое его значение на границе взаимодействия газового и жидкостного вихрей.

Подсчитанный из эксперимента [90] средний коэффициент теплообмена составляет 1000 ккал/час -肩2 • град.

办枕 тидкостьСм газОхл. /кид/<ость办枕 тидкостьСм газОхл. /кид/<остьРис. 4. 1. Вихревая груба с водяной рубашкой (а) и водяным охлаждающим вихрем (б)Рис. 4. 1. Вихревая груба с водяной рубашкой (а) и водяным охлаждающим вихрем (б)

办枕 тидкостьСм газОхл. /кид/<ость

办枕 тидкостьСм газОхл. /кид/<ость

Рис. 4. 1. Вихревая груба с водяной рубашкой (а) и водяным охлаждающим вихрем (б)

Рис. 4. 1. Вихревая груба с водяной рубашкой (а) и водяным охлаждающим вихрем (б)

Рис. 4.2. Характеристики охлаждаемых вихревых трубРис. 4.2. Характеристики охлаждаемых вихревых трубпереходящим в цилиндрипереходящим в цилиндри

Рис. 4.2. Характеристики охлаждаемых вихревых труб

Рис. 4.2. Характеристики охлаждаемых вихревых труб

переходящим в цилиндри

переходящим в цилиндри

Исследования [9] вихревой трубы с водяной рубашкой показали (рис. 4. 2), что вихревая труба с водяной рубашкой при работе на режиме 卩=1 имеет адиабатный к. п. д. выше, чем у противо

точной вихревой трубы.

На режиме ц= 1 адиабатный к п. д.(卩・刀)совпадает с температурной эффективностью 刀，поэтому кривая значений 刀，по

строенная для вихревой трубы с £) = 28 мм, является кривой ее адиабатных к. п. д.

С ростом степени расширения газа (увеличением р；) снижается значение 刀，но величина 刀 всегда остается выше максимально полученных для теплоизолированной вихревой трубы.

Как указывается в работе [9], оптимальный относительный диаметр отверстия диафрагмы исследованной вихревой трубы составляет 〃д=0,645, ^относительная площадь сопла —— 戸с = 0,073, длина вихревой зоны L = 32 D.

Вихревая труба — коническая с углом конуса порядка 3,5° и расширением в сторону горячего

конца на длине около 8 калибров,

ческую трубу.

Интересно отметить, что температура охлаждающей воды не играет существенно访 роли в эффекте охлаждения, ее отклонение

на ±10。от температуры питающего сжатого воздуха практически не влияют на эффект охлаждения.

Регулирование температуры холодного потока охлаждаемых вихревых труб удобно производить путем изменения расхода охлаждающей воды, что обеспечивает постоянство расхода холодного потока.

Рис. 4.3. Конструкции охлаждаемых вихревых труб

Испытания вихревой трубы D=18 мм [52] с охлаждающим жидкостным вихрем дали результаты, близкие к приведенным на

Размеры этой трубы соответствуют размерам вихревой трубь при 〃д=0,6.

Так как жидкостный вихрь имеет определенную радиальную- высоту, относительный диаметр отверстия диафрагмы оказываемся большим, чем расчетный.

Вихревая труба с охлаждающим вихрем конструктивно сложнее, но ввиду болёе интенсивного процесса теплообмена длина вихревой зоны ее составляет лишь 9 калибров, что делает ее более компактной. На фиг. 4. 3 представлены рассмотренные конструктивные варианты охлаждаемых вихревых труб.

Согласно расчетным характеристикам (см. рис. 2.6) есть основания надеяться, что использование конической трубы в схеме с охлаждающим жидкостным вихрем позволит получить еще большую эффективность вихревой трубы, работающей на 卩=1.

Охлаждение стенок трубы может осуществляться воздушным потоком, омывающим оребренную наружную поверхность вихревой трубы, однако ввиду низкого коэффициента теплоотдачи от оребренной стенки к охлаждающему воздуху такой вид охлаждаемой вихревой трубы оказывается менее эффективным.

2. КОНИЧЕСКАЯ ВИХРЕВАЯ ТРУБА

Стремление к сокращению длины вихревой зоны привело к созданию [99] конической вихревой трубы.

Ее конструктивным отличием является только то, что вихревая зона имеет форму усеченного кругового конуса с расширением к дросселю горячего конца.

Экспериментами установлено [99, 9, 66], что оптимальный угол раствора конуса составляет 7° при длине конической части в 3—5 диаметров.

За основной диаметр конической вихревой трубы принимает ся минимальный диаметр конуса, примыкающий к сопловому сечению.

Подробных термодинамических исследований конической вихревой трубы не проводилось, а данные испытаний [66] на некоторых режимах показывают, что создаваемый ею эффект охлаждения оказывается выше отображаемых обобщенными характеристиками.

Так, по данным работы [66] при п=5 и ц=0,3 получено значение т]=0,59, при 卩=0,5 刀=0,455 (ц- ц=0,227), при 卩=0,6 "=0,355 (ц-T]=0,213).

Как видно из приведенных данных, максимальная холодопроизводительность не превышает значений, приведенных на обобщенных характеристиках.

Некоторой особенностью ее характеристик является то, что режим максимальной холодопроизводительности (ц-т])тах лежит ® области 卩=0,5, а на больших 卩 холодопроизводительность резко снижается.

Это обстоятельство еще раз подтверждает тот факт, что заметное сокращение длины вихревой зоны затрудняет процесс энергетического обмена между вихрями, особенно при больших 氏

В этом случае особо важную роль приобретает форма горячего конца, обеспечивающая создание турбулентности формирующегося здесь вынужденного вихря.

Установленный [66] на горячем конце турбулизатор обеспечивает эффективную работу вихревой трубы с длиной вихревой зоны в 3 диаметра, отсутствие его [9] требует увеличение длины конической вихревой зоны до 8 диаметров и более.

На рис. 4. 4 изображен один из конструктивных вариантов [66] конической вихревой трубы.

Геометрические соотношения ее следующие:

戸с = 0,094; Йд=0,472； L=QD\ угол раствора конуса 7°.

Из приведенных данных ясно, что коническая вихревая труба предпочтительна при использовании на режимах максимального

Рис. 4. 4. Конструкция конической вихревой трубы

эффекта охлаждения (ц=0,3). В этом случае при ее расчете необходимо взятые из обобщенных характеристик значения 刀 увеличивать на 10%. При 卩=0,5 характеристики конической вихревой трубы соответствуют обобщенным.

При 卩〉0,5 использование конической вихревой трубы становится нецелесообразным за исключением особых случаев, когда габариты вихревой трубы приобретают существенную роль (например, в охлаждающих устройствах летательных аппаратов).

САМОВАКУУМИРУЮЩАЯСЯ ВИХРЕВАЯ ТРУБА

Способность вихревой трубы создавать в приосевой области вихревой зоны пониженные давления может быть использована для получения очень высоких эффектов охлаждения.

Как описано в разд. 2. 3, для этой цели на горячем конце вихревой зоны устанавливается щелевой раскруточный диффузор (см. рис. 2. 9—2. 11).

Основным назначением диффузора является преобразование кинетической энергии втекающего в него вихря в энергию давления, что при наличии атмосферного давления на выходе из диффузора обеспечивает резкое снижение давления на оси вихревой зоны, увеличение степени расширения л* газа в вихре и эффекта охлаждения приосевых элементов.

Повышение эффекта охлаждения в вихревой зоне происходит не только за счет роста п*, но и за счет повышения степени совер^

шенства процесса энергетического обмена между свободным н вынужденным вихрями (определяемого малыми осевыми скоростями последнего).

Подробные экспериментальные исследования [28, 48, 62] са- мовакуумирующихся вихревых труб позволили выяснить их свойства и возможности.

Основной характеристикой этого вида вихревых труб является зависимость получаемого в них отношения п* полных давлений от располагаемой степени расширения л газа. Здесь величина л

Рис. 4.5. Кривые оптимальных значений рс и достижимых л*Рис. 4.5. Кривые оптимальных значений рс и достижимых л*в зависимости от р；в зависимости от р；также определяется отношением полного давления р* питающего сжатого газа к давлению ра на выходе из диффузора (чаще всего — это давление окружающей среды).

Рис. 4.5. Кривые оптимальных значений рс и достижимых л*

Рис. 4.5. Кривые оптимальных значений рс и достижимых л*

в зависимости от р；

в зависимости от р；

Ввиду сложной картины течения на горячем конце вихревой трубы, невозможно аналитически подсчитать эту зависимость, поэтому она определялась экспериментально.

Результаты исследования [28] представлены на рис. 4.5 сплошной кривой п* в функции от " (т. е. от

л, так как в этих экспериментах Ра=1 〃т〃) для вихревой трубы с относительной длиной

Z-^ = 0,85.

Эта кривая является как бы пределом возможностей исследованной вихревой трубы к самовакуумированию. При данном значении р вихревая труба может обеспечить любые значения п*, меньше или равные значениям указанной кривой, причем снижение значений л* при данном р； достигается уменьшением ширины зазора между стенками диффузора.

Для достижения предельных величин к* при каждом р； требуется сопло определенного сечения, относительная величина которого увеличивается с уменьшением 広.

Кривая оптимальных значений Fc также представлена на рис. 4. 5.

Экспериментально замеренные распределения полной температуры Т* в области 0,3《/《0,7 в диапазоне л* ==-1-^40 достаточно хорошо соответствуют расчетным.

На 尸＜0,25 полная температура оказывается выше расчетной н мало изменяется в этом диапазоне г, поэтому в случаях использования самовакуумирующейся вихревой трубы для охлаждения помещаемых в нее цилиндрических тел имеет смысл проектиро-

вать трубу так, чтобы охлаждаемое тело имело диаметр не меньше, чем 0,25 диаметра вихревой трубы.

Значения температуры Т* элементов вихря на ¥=0,25 при известном п* могут быть определены по величине

(4.1)(4.1)

(4.1)

(4.1)

Рис. 4. 6. Значения ц* висимости от лРис. 4. 6. Значения ц* висимости от л7* = 7： 1—1]*.7* = 7： 1—1]*.(4.2)(4.2)

Рис. 4. 6. Значения ц* висимости от л

Рис. 4. 6. Значения ц* висимости от л

7* = 7： 1—1]*.

7* = 7： 1—1]*.

(4.2)

(4.2)

зависимость которой от л для оптимальных 戸с приведена на рис. 4. 6.

Рис. 4. 7. Расположение и протяженность зоны- минимальной температуры в зависимости от длины вихревой зоны

Зная эту величину, из выражения (4. 1) легко определить температуру Т* на г=О,25

На работе самовакуумирующейся вихревой трубы существенно сказывается длина 厶 вихревой ее зоны. Чем длиннее вихревая зона, тем больше потерь кинетической энергии у подходящего к диффузору вихря. Это снижает эффективность диффузора: уменьшает достижимое л* и эффект охлаждения.

Зона минимальной температуры из-за подмешивания пограничного слоя диафрагмы оказывается смещенной из соплового сечения к горячему концу, величина этого смещения I тем больше, чем больше длина вихревой зоны, его значения представлены средней кривой рис. 4. 7. Отложенные на этой фигуре значения AZ соответствуют положению и длине зоны минимальной температуры, в которой изменение температуры не превышает мини-

мальную более, чем на 3°. Здесь величины Е, AZ, I выражают длины в калибрах вихревой трубы.

С ростом длины вихревой трубы увеличивается протяженность А% зоны.一

Достаточно высокие значения п* можно получить при Е《4.

Существенную роль в работе самовакуумирующейся вихревой трубы играют радиус КДн巾 перехода от вихревой трубы к диффузору (см. рис. 4. 8), диаметр。式峭 диффузора и ширина АДИф щели диффузора.

Оптимальными значениями для них являются следующие величины, выраженные в калибрах вихревой трубы:

Кди巾= 0,3; Одц加=4,0; Ад礴=0,06.

Величина Адиф является регулируемой при изменении потребного значения л*.

и испытана симметричная относительно соплового сечения вихревая труба (рис. 4.8) с оптимальными геометрическими размерами, но с увеличенной вдвое площадью Fc проходного сечения сопла.Как и следовало ожидать, зона минимальной температуры оказалась расположенной точно в сопловом сечении, а эффект охлаждения приосевых слоев увеличился вместе с увеличением предельных значений 冗*. Кривая предельных значений п* для этой вихревой трубы изображена на рис. 4.5 пунктирной линией.и испытана симметричная относительно соплового сечения вихревая труба (рис. 4.8) с оптимальными геометрическими размерами, но с увеличенной вдвое площадью Fc проходного сечения сопла.Как и следовало ожидать, зона минимальной температуры оказалась расположенной точно в сопловом сечении, а эффект охлаждения приосевых слоев увеличился вместе с увеличением предельных значений 冗*. Кривая предельных значений п* для этой вихревой трубы изображена на рис. 4.5 пунктирной линией.Рис. 4. 8. Вихревая труба с двумя диффз^зорамиРис. 4. 8. Вихревая труба с двумя диффз^зорамиС целью устранения влияния пограничного слоя на эффект охлаждения приосевых слоев вихря была спроектирована [28]

и испытана симметричная относительно соплового сечения вихревая труба (рис. 4.8) с оптимальными геометрическими размерами, но с увеличенной вдвое площадью Fc проходного сечения сопла.

Как и следовало ожидать, зона минимальной температуры оказалась расположенной точно в сопловом сечении, а эффект охлаждения приосевых слоев увеличился вместе с увеличением предельных значений 冗*. Кривая предельных значений п* для этой вихревой трубы изображена на рис. 4.5 пунктирной линией.

и испытана симметричная относительно соплового сечения вихревая труба (рис. 4.8) с оптимальными геометрическими размерами, но с увеличенной вдвое площадью Fc проходного сечения сопла.

Как и следовало ожидать, зона минимальной температуры оказалась расположенной точно в сопловом сечении, а эффект охлаждения приосевых слоев увеличился вместе с увеличением предельных значений 冗*. Кривая предельных значений п* для этой вихревой трубы изображена на рис. 4.5 пунктирной линией.

Рис. 4. 8. Вихревая труба с двумя диффз^зорами

Рис. 4. 8. Вихревая труба с двумя диффз^зорами

Так, например, при р*=4,5 ата эффект охлаждения приосевых элементов А%=7；—Т* составил 150°.

По создаваемому эффекту охлаждения приосевых слоев самовакуумирующаяся вихревая труба значительно превосходит все известные в настоящее время охлаждающие устройства и на некоторых режимах ее эффект охлаждения более чем в 3 раза превосходит эффект идеальной турбины, соответствующий тем же условиям на входе и выходе.

Экспериментами установлено [28], что при теплообмене межДУ вихрем и поверхностью помещенного на его оси цилиндриче- скопэ тела имеют место очень высокие значения коэффициента теплообмена, достигающие 500 -竺约 л^-час-град

мгновенное возникновение эффекта охлажде- "н% сопровождающееся высокими коэффициентами теплообме-

на, позволяет использовать самовакуумирующуюся вихревую трубу в качестве мобильной и легко управляемой установки для охлаждения различных цилиндрических тел.

Она с успехом используется для охлаждения зеркальца конденсационного гигрометра [61] и других цилиндрических тел, проб нефтепродуктов [28] и других веществ; ею можно охлаждать различные мелкие цилиндрические детали (типа седел клапанов двигателей) перед посадкой их в блоки, полупроводниковые элементы радиоэлектронных устройств.

Так как оптические свойства газа зависят от его температуры, то симметричная вихревая труба с достаточно однородным по оси и осесимметричным температурным полем, имеющим высокий радиальный градиент температуры, может послужить основой для создания оптической линзы с переменным фокусным расстоянием и других оптических устройств.

В IX главе подробно описаны устройства и аппараты, основанные на самовакуумирующейся вихревой трубе.

Глава V

ВИХРЕВАЯ ТРУБА КАК ВАКУУМ-НАСОС

ПРИНЦИП РАБОТЫ ВИХРЕВОГО ВАКУУМ-НАСОСА

Способность вихревой трубы к самовакуумированию позволила создать на ее основе вакуум-насос [21].

Для этого приосевая область вихря соплового сечения само- вакуумирующейся вихревой трубы соединяется через центральное отверстие в диафрагме с вакуумируемым объемом. Созда* ваемый вихревой трубой и диффузором вакуум обеспечивает шь тенсивный отсос газа из вакуумируемого объема до установления баланса вытекающих и втекающих через отверстие диафрагмы элементов газа. Этот случай рассмотрен в разд. 2.2 при работе вихревой трубы на режиме 卩＜0.

Величина создаваемого в замкнутом объеме вакуума будет зависеть от трех основных факторов: абсолютного давления рОс на оси вихря соплового сечения, относительного радиуса 尸区 отверстия диафрагмы и полного давления р； газа перед соплом вихревой трубы.

При заданном р； величина рОс определяется качеством рас- круточного диффузора при его совместной работе с вихревой трубой и ввиду сложности картины течения на горячем конце вихревой трубы аналитически подсчитана быть не может.

При уменьшении гд до нуля предельное значение рос, определяемое достижимой- величиной — , может быть найдено 夕Пe

по экспериментальной кривой л*=/(л), изображенной на рис. 4. 5.

Определенные по этой кривой значения рОс практически реализуемы и при Гд<0,1 и ц=0.

При вакуумировании замкнутых объемов через такие маленькие отверстия диафрагмы после установления равновесия прямые и обратные перетекания газа в отверстии становятся пренебрежимо малыми, поэтому в вакуумируемом объеме также устанавливается давление рос-

“ Если вакуумируемый объем достаточно велик, отсос газа из него через маленькое отверстие диафрагмы требует большого времени вакуумирования, но увеличение гд приводит к возрастанию прямого и обратного перетеканий газа в отверстии и возрастанию конечного давления в вакуумируемом объеме по сравнению с давлением р。。на оси вихря соплового сечения. Это достаточно наглядно показано кривыми зависимости статического давления рос на оси вакуумируемого объема от р； и гч (рис. 2. 17).

В случае поддержания вакуума при наличии расхода вакуумируемой среды (ц<0) давление рос вакуумируемой среды будет еще больше отличаться от рОс. поэтому для создания достаточного расхода необходимо увеличивать отверстие диафрагмы (увеличивать гд).

Легко увидеть, что на режиме вакуум-насоса (ц<0) величина ц численно равна коэффициенту эжекции и, представляющему собой отношение расхода GB вакуумируемой среды к расходу G, подаваемого в вихревую трубу сжатого газа

〃 = ^=—匹 (5.1)

(5.2)(5.2)Для оценки работы вихревого вакуум-насоса и возможности использования опытных данных при его расчете удобно ввести [1] степень повышения давления Rb вакуумируемой среды, представляющей собой отношение давления ра за диффузором вакуум-насоса к давлению рос вакуумируемой среды

(5.2)

(5.2)

На основе экспериментальных исследований можно найти зависимость между безразмерными величинами л, лв, и,尸д и построить характеристики для расчета вихревых вакуум-насосов.

Несмотря на то, что вихревой вакуум-насос был создан [21] более 15 лет тому назад, имеется мало опубликованных данных □о его исследованию.

2. ВИХРЕВОЙ ВАКУУМ-НАСОС ДКМ

Разработанный доктором технических наук М. Г. Дубинским, С. 3. Копелевым и А. О. Мацук [21] вихревой вакуум-насос ДКМ изображен на рис. 5. 1.

Сжатый воздух подается через тангенциальное сопло / в камеру завихрения 2, а затем через цилиндрическую трубу 4 и диффузорную щель поступает в сборник 5 диффузора. Вакуумируемый газ засасывается в приосевую область вихря через суживающуюся трубку 3; на оси задней стенки диффузора уста-

Рис. 5. 1. Вихревой вакуум-насос ДКМ

новлен регулируемый клапан 6, обеспечивающий более устойчивую работу вакуум-насоса за счет небольшой подачи воздуха из атмосферы.

Регулирование ширины щели диффузора осуществляется толщиной упорного кольца 7.

В результате проведенных авторами экспериментальных исследований были установлены оптимальные геометрические соотношения для вихревого вакуум-насоса ДКМ.

При диаметре камеры завихрения 50 мм диаметр цилиндрической трубы 4 составлял 25 ммг минимальный диаметр суживающейся трубки 3 выбирался в зависимости от режима работы насоса： для получения максимального коэффициента эжекции он составляет 20 мм, для получения максимального вакуума — 4 мм. Диаметр тангенциального сопла составлял 12 мм, длина цилиндрической трубы 75 мм.

Эксперименты показали, что очень важную роль в работе вакуум-насоса играет форма кривой сопряжения цилиндрической трубки с диффузорной щелью.

Рис. 5. 2. Кривые давления в вакуумируемом объеме по времени при работе насосов ДКМРис. 5. 2. Кривые давления в вакуумируемом объеме по времени при работе насосов ДКМ4=4=(5. 4)(5. 4)

Рис. 5. 2. Кривые давления в вакуумируемом объеме по времени при работе насосов ДКМ

Рис. 5. 2. Кривые давления в вакуумируемом объеме по времени при работе насосов ДКМ

4=

4=

(5. 4)

(5. 4)

При радиусном сопряжении оптимальным оказался радиус 15 мм, но при этом насос работал неустойчиво из-за срыва потока на поверхности сопряжения.

Устойчивость была достигнута при сопряжении, построенном по образующей, близкой к лемнискате Бернулли

厂= 〃)/cos2 中 (5.3) при а=26 мм.

Максимальный полученный авторами коэффициент эжекции (5. 1) составил величину 2,1 при степени повышения давления лв= 1 и л= 1,5.

Предельный достигнутый вакуум в замкнутом объеме выразился остаточным давлением в 0,01 ата, причем это давление было получено через 1,5 мин при вакуумировании объема в 40 л.

Объем 500 л вакуумировался за 17 мин до остаточного давления 0,025 ата при предварительном вакуумировании двумя насосами ДКМ с различными диаметрами конических трубочек.

Кривые давления 〃；匸

вакуумируемого объема в функции времени для указанных двух случаев, взятые из работы [21],

приводятся на рис. 5.2.

В работе подсчитан адиабатный к. п. д. т)в вихревого вакуум- насоса, представляющий собой отношение адиабатной работы сжатия вакуумируемого газа к адиабатной работе расширения

подаваемого в сопло сжатого газа

где * — температура вакуумируемого газа.

Максимальное его значение по мнению авторов достигает 10%.

Малые значения к. п. д. компенсируются важным достоинством вихревого вакуум-насоса — способностью создавать высокие разрежения в вакуумируемых объемах, недоступные для одноступенчатых струйных эжекторов.

Вторым достоинством вихревого вакуум-насоса является его всережимность, определяемая самим физическим процессом создания вакуума за счет центробежных сил в закрученном потоке. В отличие от струйного эжектора он не требует изменения геометрической формы сопла и других элементов при работе в широком диапазоне давлений сжатого газа и степеней повышения давления вакуумируемой среды.

3. ОТСАСЫВАЮЩИЙ АППАРАТ «ВИХРЬ»

Интересным случаем применения вихревого вакуум-насоса является электросварочный отсасывающий аппарат《Вихрь》[51], используемый для отсоса вредных газов непосредственно из зоны дуги при сварке обмазанным электродом.

Ознакомление с этим аппаратом важно в том отношении, что при его исследовании получены характеристики, позволяющие более широко оценить возможности вихревых вакуум-насосов.

На рис. 5. 3 представлена конструкция аппарата《Вихрь》. Он состоит из вихревого вакуум-насоса L электрододержателя 2 с подающим механизмом и всасывающим шлангом, шланга отвода газов 5 с вмонтированными в нем шлангом подвода сжатого воздуха и шины сварочного тока и электромеханической схемы автоматической подачи электрода.

Электрододержатель представляет собой тонкостенную трубку с головкой*-заборником газов на одном конце, второй конец ее соединен с всасывающим шлангом вакуум-насоса.

В головке электрододержателя установлен механизм 4 подачи электрода, который состоит из корпуса, червяка и двух ведомых шестерен, вращающих подающие ролики.

Обмазанный электрод 6 с наружным диаметром 4——8 мм и длиной 400 мм вставляется сверху в головку электрододержателя между подающими роликами и у стан авл ив ается так, что его рабочий конец выходит за срез заборного сечения головки на 30—50 мм.

Привод механизма подачи электрода осуществляется от укрепленного в корпусе вакуум-насоса электродвигателя 5 посредством гибкого валика, уложенного внутри всасывающего шланга и электрододержателя.

На контактный конец электрода надевается зажим с токоподводящей шиной, последняя проходит через рукоятку электрододержателя, всасывающий шланг, корпус вакуум-насоса и шланг отвода газа к источнику сварочного тока.

Вихревой вакуум-насос установлен в герметизированном корпусе, верхняя полость которого является вакуумируемой. Она

соединена со всасывающим шлангом и отверстием диафрагмы вакуум-насоса. В нижнюю полость отводится поджатая в диффузоре вакуум-насоса смесь рабочего воздуха и отсасываемых

“его места сварщика на расстояние до 30 м. Внутри этого шлан- 「а проложен шланг подвода сжатого воздуха к вакуум-насосу,

который заканчивается автоматически управляемым соленоидным краном 7.

Включение подачи сжатого воздуха в вихревой вакуум-насос и механизма подачи электрода осуществляется автоматически во время процесса сварки (только при горении сварочной дуги).

Скорость подачи электрода в зависимости от режима сварки устанавливается реостатом в цепи электродвигателя механизма подачи.

Техническая характеристика аппарата «Вихрь-2》

Максимальная сила гока при сварке ..250 а

Скорость подачи электрода . .0—400 мм/мин

Диаметр электрода с обмазкой .4——8 мм

Длина электрода 400 мм

Минимальное давление питающего воздуха .... 2,5 ата Расход сжатого воздуха1 ш^)шн

Эффективность отсасывания тазов (по данным хим. анализа атмосферы в зоне дыхания сварщика) . . 100%

Мощность электродвигателя подачи электрода ... 116r Диаметр и длина электрододержателя 30X200 мм

Вес электрододержателя вместе с висящей на нем частью шланга и электродом0,5 кг

Диаметр и длина всасывающего шланга32义3000 мм

Диаметр и высота корпуса вакуум-насоса ..... 200X200 мм Вес аппарата .. • 5 кг

Как видно из технической характеристики, аппарат «Вихрь-2» при своей компактности является очень эффективным устройством, обеспечивающим стопроцентную очистку атмосферы в зоне дыхания сварщика.

Его применение особенно эффективно при создании нормальных условий в случаях работы сварщика в глубоких колодцах типа корабельных трюмов и в замкнутых объемах (судовых отсеках, цистернах), где даже создание интенсивной общей вентиляции не может устранить попадание вредных газов в зону дыхания сварщика, расположенную чаще всего над сварочной дугой.

Результаты исследования вихревого вакуум-насосааппарата «Вихрь-2»

Вакуум-насос аппарата «Вихрь-2» конструктивно отличается от ДКМ тем, что сошповой вход в нем прямоугольны卤 с входной улиткой, построенной по спирали Архимеда, т. е. аналогичен входу описанной ранее вихревой трубы.

Диафрагма выполнена в виде сонма с минимальным диаметром £)д.

Диффузор не имеет улиточного сборника и сжатая смесь вытекает из него в нижнюю полость корпуса насоса.

Создаваемое вихревым вакуум-насосом разрежение и коэффициент эжекции п определяются условиями на входе и выходе насоса, а также геометрическими соотношениями между его элементами.

Вакуум-насос может быть настроен на максимальное значение п или на максимальный создаваемый им вакуум.

Эта настройка осуществляется соответствующим подбором таких геометрических соотношений, как 方с, %, Ь, ЛДИф,氏用珅・

В результате проведенных исследований [51] получены оптимальные геометрические соотношения и характеристики вихревого вакуум-насоса.

Коэффициент эжекции п является важнейшим показателем эффективности насоса, поэтому на его основе строятся все характеристики.

Другими важными параметрами, характеризующими вихревой вакуум-насос, являются степень повышения давления лв вакуумируемой среды и степень расширения л рабочего газа.

Работа вакуум-насоса аппарата《Вихрь》специфична в том отношении, что он засасывает газы из окружающей среды через сравнительно короткий шланг, имеющий малое гидравлическое сопротивление, и отводит смесь газов и воздуха через шланг большого диаметра также с небольшим гидравлическим сопро- тнвленнем.

Таким образом, вихревой вакуум-насос работает в этом случае на малых степенях повышения давления отсасываемого газа, но при больших коэффициентах эжекции.

Влияние давления сжатого воздуха р；

Увеличение давления р； сжатого воздуха перед соплом двояким образом сказывается на коэффициенте эжекции вихревого вакуум-насоса: это интенсифицирует вихрь и тем самым повышает в а ку ум и рующую способность его, содействуя повышению коэффициента эжекции, но это также приводит к повышению расхода сжатого воздуха через сопло, что снижает коэффициент эжекции.

На малых давлениях превалирует первый фактор, на больших —второй.

Снижению п на высоких давлениях способствует еще и то, что после появления критической скорости на срезе сопла (при 几* >nmin ) начинает резко уменьшаться радиус разделения свободного и вынужденного вихрей, что приводит к заметному со- кращенню。активной внутренней поверхности свободного вихря, н‘ которой и происходит《захват》элементов втекающего через отверстие диафрагмы вакуумируемого газа.

△Лвс△Лвс7 Z 34 pfama7 Z 34 pfamaРис. 5. 4. Зависимость коэффициента эжекции п вихревого вакуум- насоса от р； при ра = 193 атаРис. 5. 4. Зависимость коэффициента эжекции п вихревого вакуум- насоса от р； при ра = 193 ата

△Лвс

△Лвс

7 Z 34 pfama

7 Z 34 pfama

Рис. 5. 4. Зависимость коэффициента эжекции п вихревого вакуум- насоса от р； при ра = 193 ата

Рис. 5. 4. Зависимость коэффициента эжекции п вихревого вакуум- насоса от р； при ра = 193 ата

На основании этого можно ожидать, что максимальный коэффициент эжекции будет иметь место на режиме, близком к ре- жнму критического истечения из сопла. Эксперименты подтверждают это.

При испытании вихревого вакуум-нассса с цилиндрической трубкой диаметром 0 = 30 мм было установлено, что оптнмань-

ными дня него являются: пно- Щадь сопла Fc = 50 儿儿2 и диаметр отверстия диафрагмы 0д =

Зависимость коэффициента эжекпии п от давления 卩;сжатого воздуха приводится на рис. 5.4.

Дающая максимальный коэффициент эжекции 九=2,6 кривая / этого рисунка отображает работу вакуум-насоса при отсутствии гидравлических потерь на входе и выходе, т. е. при лв=1, дня нее значения р* равны степени расширения 冗 сжатого воздуха в вакуум-насосе.

Присоединение всасывающего шланга вносит гидравлическое сопротивление перед отверстием диафрагмы и заметно снижает уровень достижимых п.

Кривая 2 дает значения п для этого случая.

Так как с ростом р； растет и расход отсасываемого через отверстие диафрагмы газа, то гидравлическое сопротивление шланга также возрастает.

На рис. 5. 4 приведена кривая потери давления А〃вс во всасывающем шланге.

Зависимость п от давления на выхлопе

В отсасывающих устройствах, подобных аппарату «Вихрь-2», вредные газы должны уданятьс父 на большие расстояния от места отбора, что вызывает гидрав1чические потери и возникновение повышенного давления на выходе из вихревого вакуум-на-

Это возрастание давления приводит к увеличению потребной степени повышения давления 冗в и соответствующему снижению величины п, хотя оно влияет в меньшей степени, чем потери дав- ления на линии всасывания.

На рис. 5.5 приводятся кривые п в функции абсолютного давления ра за диффузором вихревого вакуум-насоса для различных значений р；.

Наиболее резкое снижение п наблюдается при малых р；, ，ак как с ростом ра возрастает степень повышения давления лв н уменьшается степень расширения л газа.

Рис. 5. 5. Зависимость м от р； и раРис. 5. 5. Зависимость м от р； и раРис. 5. 6. Зависимость rz от 冗 при различных 冗вРис. 5. 6. Зависимость rz от 冗 при различных 冗в

Рис. 5. 5. Зависимость м от р； и ра

Рис. 5. 5. Зависимость м от р； и ра

Рис. 5. 6. Зависимость rz от 冗 при различных 冗в

Рис. 5. 6. Зависимость rz от 冗 при различных 冗в

При больших р； это влияние ра уменьшается, что приводит к меньшему снижению п.

С целью некоторого обобщения по данным рис. 5. 5 можно построить кривые зависимости п от л и лв, которые изображены на рис. 5.6.

Эти кривые позволяют проводить подбор вихревого вакуум- насоса на различных режимах его работы в исследованном диапазоне давлений.

РАСЧЕТ ВИХРЕВОГО ВАКУУМ-НАСОСА

Предусматривается два случая расчета вихревого вакуум- насоса: с максимальным коэффициентом эжекции при малых степенях повышения давления 僞 отсасываемого газа и с максимальным лв при нулевом значении 孔，что соответствует вакуумированию замкнутых объемов.

В первом случае расчета задаются такие величины, как рас- хо口 GB отсасываемого газа, давление р； сжатого воздуха, потерн давления на всасывании Д/7ВС и на выхлопе Д/7Вых-

потребная степень по-потребная степень по-По потерям давления подсчитывается вышения давление отсасываемого газа

потребная степень по-

потребная степень по-

где ра ——давление окружающей среды.

Определяете# располагаемая степень расширения сжатого воздуха

л =—.(5. 6)

Ра + ДРвых

Затем из кривых рис. 5. 6 находится коэффициент эжекции п, по которому определяется потребный расход сжатого воздуха

G = ^(5.7)

п [сек J

По известному расходу определяется (3. 24) площадь проходного сечения сопла

его высота (3.25)

力二J祭[mм]

口 ширина (3.26)

[мм].

По величине Fc подсчитывается диаметр D цилиндрической трубы вакуум-насоса.

Для вихревого вакуум-насоса оптимальная относительная площадь 戸с сечения сопла оказывается несколько ниже, чем у вихревой трубы, поэтому выражение (3.27) для рассматриваемого расчета имеет вид

£) = 4,2]/尸с мм.(5.8)

Остальные размеры вихревого вакуум-насоса определяются в доьпях диаметра D цилиндрической трубы.

Длина ц^пиндрической трубы

L=D(5.9)

Диаметр отверстия диафрагмы

(5. Ю)(5. Ю)Од=0,7・О.

(5. Ю)

(5. Ю)

(5.11)(5.11)(5. 12)(5. 12)(5. 13)(5. 13)Радиус сопряжения диффузора %叫=0,2 D, Зазор между дисками диффузора Адиф = 0,1 - D.

(5.11)

(5.11)

(5. 12)

(5. 12)

(5. 13)

(5. 13)

Максимальный диаметр диффузора 0口К е=5 D

величина л и из выражения (5. 6)—— потребное давление р；・Дальнейший расчет с определением Fc остается прежним.При расчете вихревого вакуум- насоса для случая получения мак- симаьпьного вакуума в замкнутых объемах задается конечное абсолютное давление 卩終 вакуумируемой среды, имеющей объем Ус.Тогда, для определения потребного давления р； сжатого воздуха удобнее иметь зависимость лв от р； которая приводится на рис. 5.7 ивеличина л и из выражения (5. 6)—— потребное давление р；・Дальнейший расчет с определением Fc остается прежним.При расчете вихревого вакуум- насоса для случая получения мак- симаьпьного вакуума в замкнутых объемах задается конечное абсолютное давление 卩終 вакуумируемой среды, имеющей объем Ус.Тогда, для определения потребного давления р； сжатого воздуха удобнее иметь зависимость лв от р； которая приводится на рис. 5.7 иPLlumuPLlumu4 番armrl4 番armrlРис. 5. 7. Зависимость лв от р；Рис. 5. 7. Зависимость лв от р；Если расход G сжатого воздуха ограничен и задан, но может быть подобрано его давление ", то из выражения (5. 7) определяется необходимое значение п, а затем по кривым рис. 5. 6 —

величина л и из выражения (5. 6)—— потребное давление р；・

Дальнейший расчет с определением Fc остается прежним.

При расчете вихревого вакуум- насоса для случая получения мак- симаьпьного вакуума в замкнутых объемах задается конечное абсолютное давление 卩終 вакуумируемой среды, имеющей объем Ус.

Тогда, для определения потребного давления р； сжатого воздуха удобнее иметь зависимость лв от р； которая приводится на рис. 5.7 и

величина л и из выражения (5. 6)—— потребное давление р；・

Дальнейший расчет с определением Fc остается прежним.

При расчете вихревого вакуум- насоса для случая получения мак- симаьпьного вакуума в замкнутых объемах задается конечное абсолютное давление 卩終 вакуумируемой среды, имеющей объем Ус.

Тогда, для определения потребного давления р； сжатого воздуха удобнее иметь зависимость лв от р； которая приводится на рис. 5.7 и

PLlumu

PLlumu

4 番armrl

4 番armrl

Рис. 5. 7. Зависимость лв от р；

Рис. 5. 7. Зависимость лв от р；

построена по данным рис. 4.5.

По выражению (5.2) определяется потребное лв, затем по кривой рис. 5.7 находится потребное значение р：・

Наиболее ложным моментом этого расчета является опре- ■деление масштаба вихревого вакуум-насоса, что существенно зависит от потребного времени вакуумирования сосуда заданной емкости.

Время вакуумирования будет определяться емкостью сосуда и глубиной потребного вакуума.

В начаьпьный момент вакуумирования вихревой вакуум-насос имеет максимальную производительность (максимальное п), по мере возрастания вакуума возрастает лЕ и резко падает п.

В литературе не имеется достаточных данных для установления зависимости п от Пв, которая позволила бы расчетным путем определять время вакуумирования сосуда заданного объема дс заданного давьпения с помощью вихревого вакуум-насоса определенного масштаба или определять масштаб вакуум-насоса по заданному времени вакуумирования и определенным значениям других величин.

Время вакуумирования измерялось экспериментально толь- ко в работе [21], результаты измерения приведены на рис. 5. 2.

Приближенный выбор масштаба вихревого вакуум-насоса можно провести, если ввести понятие среднего за время вакуумирования коэффициента эжекции /zcp, представляющего собой отношение веса удаленного из объема воздуха к весу израсходованного при этом сжатого воздуха.

Величина пср существенно зависит от конечного значения давления при вакуумировании, уменьшаясь с уменьшением по- слепюто*

Используя кривую рис. 5. 2, можно подсчитать весовое количество удаленного из замкнутого объема 1/с=0,5 儿§ воздуха для любого промежуточного давления рОс, а также время t его откачки

Количество GB удаленного воздуха при условии изотермич- пссти процесса вакуумировашгя объема Vc от параметров ра, Та до произвольного давления рос может быть подсчитано по выражению

G尸哉・("L%)・G尸哉・("L%)・(5. 14)(5. 14)

G尸哉・("L%)・

G尸哉・("L%)・

(5. 14)

(5. 14)

Согласно работе [21] минутный расход сжатого воздуха одного вихревого вакуум-насоса составлял G=2,28 кг/мин.

Суммарный расход сжатого воздуха за время t [мин\ составит Gt и средний коэффициент эжекции пср для данного конечного рос выразится так:

(5.15)

Подсчитывая количество удаленного из вакуумируемого объема воздуха за периоды Ат при соответствующих изменениях давления (р ос——Ар；с), можно найти значения коэффициента эжекции п при различных давлениях вакуумируемой среды

(5.16)(5.16)(р；с—АХ>с)

(5.16)

(5.16)

RTaG-Lx

Рассчитанные таким образом по данным работы [21] кривые п и пср представлены на рис. 5.8.

Кривая пср позволяет определять время т вакуумирования объема Vc до заданного давления рОс при заданном масштабе вихревого вакуум-насоса (заданном G).

Согласно выражению (5. 15) оно составит

При заданном т можно определить из выражения (5. 15) масштаб вихревого вакуум-насоса.

Кривая и рис. 5. 8 может быть использована в расчетах, аналогичных ранее рассмотренному случаю наличия расхода вакуумированной до р：с среды.

Как указывалось в разд. 4. 3, при получении максимального вакуума каждому значению р\ соответствует оптимальное значение относительной площади Рс сопла. Эта зависимость представлена кривой 冗=f(p：) на рис. 4.5.

По найденному значению Fc и оптимальной для полученного рх величине Jc. представляющей собой отношение площади Fc

Рис. 5.8. Кривые ?ср н 孔 в Рис. 5.9. Конструкция регулируемой диаф- зависимости от рос п0 〃ан-Рагмы

ным рис. 5. 2.

сечения сопла к площади сечения циьпиндрической трубы вихревого вакуум-насоса, определяется диаметр D последней

D=](5.17)

Остальное размеры, кроме диаметра отверстия диафрагмы, подсчитываются по выражениям (5. 9)——(5. 13).

Диаметр отверстия диафрагмы в этом случае выбирается минимальным

0Д<О,2・/Х(5.18)

Чрезмерное уменьшение 0Д отрицательно сказывается на производительности вихревого вакуум-насоса в процессе вакуумирования замкнутого объема, т. е. приводит к увеличению времени вакуумирования. Поэтому при вакуумировании боль- 山нх объемов следует приближать Dn к значению 0,2.

Наиболее рационально в этом случае иметь диафрагму с регулируемым диаметром отверстия. Принципиаьпьная конструкция такой диафрагмы изображена на рис. 5.9.

Резиновая диафрагма / армирована металлической обоймой. На наружную поверхность стенки отверстия диафрагмы навит виток капроновой жилки 2. Один конец жилки закреплен в обойме, а второй ——на управляющий валик 3.

С помощью передаточного механизма (на рисунке не показанного) валик может проворачиваться при работе вихревого вакуум-насоса. При повороте валика по часовой стрелке жилка накручивается на валик и виток затягивается, уменьшая отверстие диафрагмы.

Вакуумирование замкнутого объема начинается при максимальном диаметре отверстия диафрагмы к концу процесса диаметр уменьшается до минимального.

Примерные расчеты

Рассчитаем вихревой вакуум-насос для отсоса наждачной пыли от шлифовального круга.

Примем площадь сечения заборного устройства Гзаб= Ю см2.

Из условия гарантированного захвата частиц пыли воздушным потоком выбираем скорость потока в сечении заборного устройства 偉заб = 5 м/сек.

Эти данные позволяют определить секундный расход отсасываемого воздуха (при уд. весе засасыв. воздуха ?а=1,2 ка/九з, соответствующего 力а = 293。К и ра=1,03 ата):

Gb=F3a6 ■ &乳6 • Yu = 10 Т 0-4.5.1,2 = 0,006 кг/сек.

В зависимости от конструктивного выполнения всасывающей (от заборника до отверстия диафрагмы) и отводящей (от вакуум-насоса до места отвода газов) магистралей, а также от выбранных скоростей потока в них, определяются гидравлические потери Арве и АрВых магистралей.

Для примера будем считать, что эти потери составляют:

Арвс=0,05 ата и Арвых^ОДО ата. Тогда потребная степень сжатия (5.5)

Если давленае сжатого воздуха задано р；=4 ата (в наиболее часто встречающемся случае использования заводской сети сжатого воздуха), то располагаемая степень расширения (5. 6) составит

Согласно кривым рис. 5. 6 это соответствует коэффициенту эжекции 孔= 0,87.

Потребный расход сжатого воздуха

G =^=^^=0,0069—.п 0,87сек

Шощадь проходного сечения сопла при Т；=293°К (3.24)

二 0,0069 /液 ICC ас 9 F=100 = 6,2 0,38-5,03

Высота сопла (3.25)

力=廿/ ^^=1,8儿儿.

Ширина сопла (3.26)

6=22=3,5 мм.

Диаметр цилиндрической трубы (5.8)

0=4,2 )/■即=10 мм.

Длина циьпиндрической трубы (5.9)

丄=10 мм.

Диаметр отверстия диафрагмы (5. 10)

Од=0,7Т0 = 7 九九.

Радиус сопряжения диффузора (5. 11)

7?диф^0,2 • 10 = 2 мм.

Зазор диффузора (5. 12)

Адиф^ОД Т0= 1 мм.

Максимальный диаметр диффузора (5.13)

°дио)=5 • 10 = 50 мм.

Все размеры определены.

В расчете вихревого вакуум-насоса для вакуумирования замкнутого сосуда объемом Ус=1 九^ задается конечное давление в сосуде. Примем его равным рсс =0,3 ата.

Определим потребное давление р\ сжатого воздуха для обеспечения такого вакуума, если давление окружающей среды %= 1,03 ата и температура сжатого воздуха Г； =293° К-

Степень повышения давления лв для нашего случая составит величину

г 1，°3 %F = 3,4.

Для этого значения лв по кривой рис. 5.7 находим 冗=2」, что соответствует

讨=m .а = 2,1 • 1,03 = 2,17 ат а.

Количество отсасываемого воздуха из объема (5. 14)

= 0,85 %z.= 0,85 %z.1(1,03—0,3)・10-429,3.293

= 0,85 %z.

= 0,85 %z.

Примем время вакуумирования t=300 сек, тогда на основании выражений (5. 14), (5. 15) при «Ср=0,043 (см. рис. 5. 8) секундный расход сжатого воздуха составит

a=京=6^155=。66 强.

Для возможности использования кривых рис. 5.8 примем р；=3 ата.

Ясно, что в этом случае полная степень расширения л* воздуха в вихре соплового сечения (см. гл. II) больше чем Jt mm =4Д2, так как всегда рос<р ос =0,3 ата и

Значит на срезе входного сопла имеется критическая скорость и площадь сечения сопла может быть рассчитана по выражению (3. 24):

尸с =笞壊演• 100 = 99 м”2.

Высота сопла

〃 =|//^" = 7 мм.

Ширина сопла

Ь—^- = 14 мм.

По кривой рис. 4.5 находим оптимальное значение

尸e = 0丄

Диаметр цилиндрической трубы (5. 17)

D — I / = 35 мм,

U 3,14-0,1

Согласно соотношению (5. 18) примем

£)д=6 мм.

Остальные геометрические размеры определяются так же, как в предыдущем расчете:

L=35 九九；Адио)= 7 лш; Адиф=3,5 мм\ 0дно)= 175 мм.

В качестве примера производственного применения вихревого вакуум-насоса познакомимся с конструкцией вихревого ручного пылесоса, изображенной на рис. 5. 10.

Рис. 5-10. Конструкция вихревого пылесоса

Он состоит из вихревого вакуум-насоса, к всасывающей части которого присоединен гибкий шланг с заборником (на рисунке не показан).

За диффузором смонтирон тканевый мешок, яв1пяющийся фильтром дл# задержания пыли, но пропускающий через себя воздух. Он легко снимается для периодической очистки от

Благодаря высокой вакуумирующей способности вихревого вакуум-насоса пылесос легко убирает не только пыль и металлическую стружку, но и мелкие металлические предметы и поэтому является удобным устройством для уборки производственные помещений.

Эффективность работы вихревого вакуум-насоса видна из приведенных на рис* 5. 11 фотографий процесса электродуговой сварки аппаратом《Вихрь》.

На рис. 5. 11, а процесс сварки ведется при отключенном вихревом вакуум-насосе, а на рис. 5. 11, б — при нормально работающем аппарате.

Из последнего видно, что весь образующийся в зоне сварки дым собирается в газовый- шнур, засасываемый в заборник элек- трододержателя. За пределы этого шнура вылетают только крупные капли расплавленного металла, выбрасываемые из зоны сварки, трассы которых ясно видны на фотографии в виде белых полос.

Глава VI

ПУТИ УВЕЛИЧЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИВИХРЕВОЙ ТРУБЫ

При многих достоинствах, основным и очень серьезным недостатком вихревой трубы является низкая экономичность происходящего в ней процесса энергетического разделения.

Полученные при исследованиях [31, 9, 46] наивысшие значения адиабатного к. п. д. вихревых труб (определяемого произведением 牍・刀)не превышают 0,235 для умеренных, 0,3 дьпя малых перепадов давления и 0,29 для охлаждаемой вихревой трубы. Этот недостаток органически присущ вихревому эффекту энергетического разделения газов, основанному на турбулентном взаимодействии отдельных эьпементов закрученного потока, приводящем к существенным потерям.

Поэтому при использовании вихревой трубы в качестве основы холодильно-нагреватеьпьных установок для повышения эффективности их следует стремиться к максимальной утилизации энергии вытекающих из вихревой трубы потоков, а также к созданию наиболее бьпагоприятных условий для приближения процесса энергетического взаимодействия вихрей к идеальному.

Рассмотрим возможные пути повышения эффективности вихревой трубы. Все даьпьнейшие расчеты мы будем проводить по полным параметрам, поэтому для упрощения индексации отбросим звездочки у р и Г.

УТИЛИЗАЦИЯ ЭНЕРГИИ ГОРЯЧЕГО ПОТОКА

Горячий поток выходит из вихревой трубы при повышенном, по сравнению с холодным потоком, давлении и с более высокой температурой, чем у поступающего в вихревую трубу сжатого воздуха.

При значительной весовой доле горячего потока (при малых 乩)использование его работоспособности может привести к существенному возрастанию степени термодинамического совершенства установки. Это возрастание зависит от степени совершенства термодинамического процесса вспомогательного устройства, в котором будет использован горячий поток.

Естественно, что утилизацию энергии горячего потока нельзя осуществить в совершенном поршневом или турбинном детанДере, так как конструктивная сложность поспедних сведет на нет основные достоинства вихревого аппарата — простоту и надежность. Поэтому утилизацию энергии горячего потока целесообразно проводить только в таких же простых и надежных устройствах, как и сама вихревая труба.

К числу их можно отнести эжектор, вихревой вакуум-насос, а также щеьпевой диффузор.

Схема включения эжектора в цикл вихревой трубы изображена на рис. 6. 1.

Сжатый воздух поступает в вихревую трубу (ВТ) через сечение / с параметрами pi и Тх\ после разделения в ней холодный поток (X), имеющий температуру 丁贯 и давление pXJ подается в камеру холода (КХ), где используется в качестве холодильного агента и изобарно подогревается при этом до температуры Л.

Рис. 6.1. Схема работы вихревой трубы с эжекторомРис. 6.1. Схема работы вихревой трубы с эжектором

Рис. 6.1. Схема работы вихревой трубы с эжектором

Рис. 6.1. Схема работы вихревой трубы с эжектором

Из камеры холода отработанный холодный поток через сече ние (К) отсасывается эжектором (Эж) и выбрасывается в атмосферу.

Эжектор работает на горячем (Г) потоке вихревой трубы, подаваемом в него с параметрами рг и Тг.

Эжектор снижает давление холодного потока, увеличивая тем самым степень расширения л воздуха в вихревой трубе и эффект охлаждения.

Можно провести оценку эффективности применения эжектора. Для этого воспользуемся следующими уравнениями: уравнением энергии вихревой трубы (1.6), которое приводится к зависимости

T】 = N・Tx+(l—N)厶(6.1)

к видук видувыражением (3.2) для эффекта охлаждения, приводящимся

к виду

к виду

У 仇 7.(6.2)

0Х=1 — Л-^!—а ]•(6.3)

Уравнение (6.2) назовем уравнением вихревой трубы.

Значения величины 0х, как функции от ц и л, могут быть найдены из обобщенных характеристик вихревой трубы. Для удобства дальнейших расчетов кривые этой зависимости приведены на рис. 6.2.

Используем приближенное уравнение импульсов [1] эжектора

РэРэ(6.4)(6.4)

Рэ

Рэ

(6.4)

(6.4)

(6.5)

В этом выражении：

а — геометрический параметр эжектора;

~ ——отношение площадей сопловых сечении на входе в камеру смешения эжектора.

Уравнение расхода эжектора

(6.6)(6.6)30叫片

(6.6)

(6.6)

Рг・д0т)・а

является газодинамической расходной функцией [1];

储，入?г — безразмерные скорости горячего и холодного потоков на сопловых срезах перед камерой смешения эжектора.

п=^-,(6.7)

и — коэффициент эжекции.

Для изменения режима работы вихревой трубы (изменения ц) и сохранения при этом достаточно эффективной работы эжектора в последнем используется суживающееся регулируемое сопло, обеспечивающее 解=1 н ?(Z-r) = 1.

Тогда с учетом выражения (3. 6) уравнение расхода эжектора может быть представлено в виде

(6.8)(6.8)

(6.8)

(6.8)

9(»9(»При малых ц эффект подогрева горячего потока оказывается незначительным и Гг близка к 7\; после нспользовання в камере холода температура холодного потока Тх также незначительно отличается от 丁卜 поэтому в нашем случае можно принять 1 / 1. Тогда из выражений (6.4) и (6. 8) получим

9(»

9(»

(6.9)

Приравнивая правые части выражений (3.7) и (6.9), после преобразования получим такое выражение для рх

(т+[/(тУ+^^а) '(6.10)

自=* [噜十1]；

£=£(Ы_{_0;67 - 0,33 Г-^- +11 ”«L к 」п

Выражение (6.10) показывает, что снижению давления холодного потока способствуют уменьшение коэффициента эжек- ции п (уменьшение ц) и рост давления р】сжатого воздуха.

Величина газодинамической функции g (九Q является ограниченной д(九兑)01, она не может быть выбрана произвольно, а является функцией «или определяется из расчета эжектора [И.

Выбор эжектора для заданного значения п является задачей, требующей многократного расчета серии эжекторов и построения кривой напорное™ в функции безразмерной скорости 九友 (нлн геометрического параметра а). Не связывая себе этим, для иллюстрации эффективности применения эжектора рассмотрим один режим при следующих условиях:

pi = 5 ата;孔=1(卩=0,5);協= 0,7；

g (覩)=0,894; 7\ = 300°К; Рз=1 ата.

Согласно выражению (6.10) для выбранного режима получим рх=0,79 ате; л = 6,3 вместо располагаемого (в случае отсутствия эжектора)冗=5.

Это возрастание степени расширения газа вызовет прирост эффекта охлаждения, который можно подсчитать по выражению (3.2).

Для случая работы с эжектором (冗=6,3)

AG=48。，

при отсутствии эжектора (л = 5) Д/х=43°.

За счет работы эжектора эффект охлаждения возрастает на 12%.

При меньших ц прирост эффекта охлаждения будет более заметным.

Так, при 卩= 0,3 (и=0,45) и прочих равных условиях получим Рх=0,7 ага；冗=7,15； А^=6§° в то время, как при 冗=5 и 卩=0,3 имеем Д/х=52°.

В этом случае прирост составляет 22%.

С ростом степени расширения л темп роста получаемого в вихревой трубе эффекта охлаждения заметно снижается, что объясняется структурой выражения (3.2), поэтому, несмотря на увеличение создаваемого эжектором вакуума, при больших значениях л не наблюдается значительного прироста эффекта охлаждения за счет этого.

Наиболее эффективное использование эжектора для утилизации энергии горячего потока наблюдается при 冗=3+6 и 11 = 0,34-0,4.

Основным недостатком струйного эжектора при его использовании в качестве утилизирующего устройства вихревой трубы является чувствительность к смене режима.

При отклонения от расчетного режима эффективность его резко уменьшается даже при использовании суживающегося регулируемого сопла.

Регулирование же вихревых установок всегда связано с изменением №

Ввиду этого может оказаться в некоторых случаях целесообразной замена струйного эжектора вихревым вакуум-насосом.

Использование регулируемых соплового входа (рис. 2.11) и диафрагмы (рис. 5.9) позволяет устанавливать оптимаьпьные геометрические соотношения на различных режимах его работы, обеспечивая этим смену режимов установки в целом.

Целевой диффузор (рис. 2.9) является также устройством для утгадизации кинетической энергии горячего потока и преобразования ее в энергию давления.

Его применение всегда целесообразно для восстановления давления горячего потока перед подачей последнего в утилизирующий эжектор.

В описанных во второй главе установках (рис. 2.9 и 2.11) щелевой диффузор является устройством, обеспечивающим резкое снижение давления на оси вихря и соответствующее повышение эффекта охлаждение в приосевой зоне.

В этих установках низкая температура в приосевой зоне мо- *ет быть использована только для охлаждения небольших цилиндрических тел, помещаемых в нее.

Значительно эффективнее можно использовать холодное ядро вихря, если извлечь его из вихревой зоны и направить на охлаждаемый объект, наличие большого радиального градиента статического давления в вихре позволяет это осуществить [581.

Несмотря на то, что общий уровень статического давления в ядре вихря повышается по мере удаления от соплового сечения к горячему концу, при достаточно короткой вихревой трубе всегда можно выбрать такие радиусы гд и 厂久 кольцевого отверстия диафрагмы (рис. 6. 3), статическое давление между которыми будет выше давления на радиусе г。у отверстия в стенке щелевого диффузора.Если осевое отверстие в стенке диффузора соединить каналом с подобранным таким образом кольневнм отверстием диафрагмы, то за счет разности статических давлений эьпементы ядра соплового сечения начнут вытекать через кольцевое отверстие диафрагмы, обеспечивая прокачку холодного потока через канал. Канал может включать в себя полость ——камеру холода (КХ).Такая схема обладает регенеративным свойством, так как возвращающиеся в вихрь через осевое отверстие в стенке диффузора элементы отработанного холодного потока имеют еще доста-Несмотря на то, что общий уровень статического давления в ядре вихря повышается по мере удаления от соплового сечения к горячему концу, при достаточно короткой вихревой трубе всегда можно выбрать такие радиусы гд и 厂久 кольцевого отверстия диафрагмы (рис. 6. 3), статическое давление между которыми будет выше давления на радиусе г。у отверстия в стенке щелевого диффузора.Если осевое отверстие в стенке диффузора соединить каналом с подобранным таким образом кольневнм отверстием диафрагмы, то за счет разности статических давлений эьпементы ядра соплового сечения начнут вытекать через кольцевое отверстие диафрагмы, обеспечивая прокачку холодного потока через канал. Канал может включать в себя полость ——камеру холода (КХ).Такая схема обладает регенеративным свойством, так как возвращающиеся в вихрь через осевое отверстие в стенке диффузора элементы отработанного холодного потока имеют еще доста-Ркс. 8 3. Схема извлечения ядра точно низкую температуру, ПО- хряэтому их повторное охлаждение

Несмотря на то, что общий уровень статического давления в ядре вихря повышается по мере удаления от соплового сечения к горячему концу, при достаточно короткой вихревой трубе всегда можно выбрать такие радиусы гд и 厂久 кольцевого отверстия диафрагмы (рис. 6. 3), статическое давление между которыми будет выше давления на радиусе г。у отверстия в стенке щелевого диффузора.

Если осевое отверстие в стенке диффузора соединить каналом с подобранным таким образом кольневнм отверстием диафрагмы, то за счет разности статических давлений эьпементы ядра соплового сечения начнут вытекать через кольцевое отверстие диафрагмы, обеспечивая прокачку холодного потока через канал. Канал может включать в себя полость ——камеру холода (КХ).

Такая схема обладает регенеративным свойством, так как возвращающиеся в вихрь через осевое отверстие в стенке диффузора элементы отработанного холодного потока имеют еще доста-

Несмотря на то, что общий уровень статического давления в ядре вихря повышается по мере удаления от соплового сечения к горячему концу, при достаточно короткой вихревой трубе всегда можно выбрать такие радиусы гд и 厂久 кольцевого отверстия диафрагмы (рис. 6. 3), статическое давление между которыми будет выше давления на радиусе г。у отверстия в стенке щелевого диффузора.

Если осевое отверстие в стенке диффузора соединить каналом с подобранным таким образом кольневнм отверстием диафрагмы, то за счет разности статических давлений эьпементы ядра соплового сечения начнут вытекать через кольцевое отверстие диафрагмы, обеспечивая прокачку холодного потока через канал. Канал может включать в себя полость ——камеру холода (КХ).

Такая схема обладает регенеративным свойством, так как возвращающиеся в вихрь через осевое отверстие в стенке диффузора элементы отработанного холодного потока имеют еще доста-

в процессе взаимодействия вихрей приводит к большему охлаждению. Это связано с передачей меньшего количества энергии при том же времени взаимодействия вынужденного вихря с внешним.

За счет многократной циркуьпяции процесс энергетического обмена может заметно приблизиться к предельно возможному. А так как этот процесс не связан с вызывающими инерционность массами тепьпообменного аппарата, выход установки на режим должен происходить очень быстро.

Таким образом, в рассмотренной схеме имеет место комплексная утилизация; вакуумирование холодного потока за счет раскрутки горячего потока в диффузоре и регенеративный те^по- обмен в самой вихревой трубе.

Прокачка холодного потока может быть осуществлена и при сплошном отверстии диафрагмы (при 厂|=0), но при о6язате』ь・ ном условии Гд>Г0.

Прокачка несколько улучшается при отборе холодного потока через трубочку радиуса 厂口，вводимую через отверстие диафрагмы в вихрь па небольшую глубину. Это снижает эффект подмешивания пограничного слоя диафрагмы к холодному потоку, хотя появление ц^пиндрического объема на выходе холодного потока вызывает увеличение вторичного вихревого эффекта.

прокачку холодного потока,прокачку холодного потока,Рис. 6. 4. Кривые эффекта охлаждения элементов извле-Рис. 6. 4. Кривые эффекта охлаждения элементов извле-ченного ядра вихря в зависимости от piченного ядра вихря в зависимости от piпри наличии трубки отборапри наличии трубки отбора

прокачку холодного потока,

прокачку холодного потока,

Рис. 6. 4. Кривые эффекта охлаждения элементов извле-

Рис. 6. 4. Кривые эффекта охлаждения элементов извле-

ченного ядра вихря в зависимости от pi

ченного ядра вихря в зависимости от pi

при наличии трубки отбора

при наличии трубки отбора

Последнее приводит к тому, что температура Тх холодного потока в камере холода оказывается заметно выше температуры 7хо, замеренной на радиусе 尸耳 передней кромки трубки отбора холодного потока.

Эффект охлаждения А%к в камере холопа оказывается меньше эффекта охлаждения Д/х0 на радиусе гд вихря соплового сечения.

Малая разница статического давления на радиусах гд и г0

не позволяет создать интенсивную поэтому эта схема работает на малых ц, что при достаточно больших гд приводит к значительному влиянию вторичного вихревого эффекта.

С целью выявления степени влияния его на эффект охлаждения проводиьпись [28] сравнитель- ные испытания рассматриваемой схемы с разомкнутой схемой, в которой холодный поток выводился из вихревой трубы с помощью вспомогательного вихревого вакуум-насоса.

Результаты этих экспериментов приводятся на рис. 6.4. Кривая AG отображает эффект

охлаждения при прокачке вакуум-насосом, кривые А% и Ако — при замкнутой схеме прокачки, соответствующей рис. 6*3, но

холодного потока.

Пунктирная линия рис. 6.4 соответствует изоэнтропному падению температуры по условиям на входе （卩，7\） н выходе （必） из установки.

Сравнение показывает, что при абсолютном давлении pi = =2,5 ата и давлении окружающей среды р“ = 1 ата замкнутая схема обеспечивает эффект охлаждения 60°, что соответствует величине температурной эффективности 刀=0,9； устранение вторичного вихревого эффекта позволяет при этом же давлении получить А&о = 71°, т. е. т]> 1. Увеличение прокачки за счет вакуум-насоса （кривая А£х） позволяет заметно повысить эффект охлаждения и довести его при 仍=3 ата до Ак = 90°.

РАСКРУТКА ХОЛОДНОГО ПОТОКА

Вытекающий из отверстая диафрагмы холодный поток обла- лает высокой скоростью вращения.

Если за отверстием диафрагмы установить щелевой диффу- зор, то за счет торможения вихря при барометрическом павле-

нии на выходе из диффузора (если до установки диффузора холодный поток вытекал в среду с атмосферным давлением), можно понизить статическое давление холодного потока в плоскости диафрагмы и тем самым повысить степень ее расширения и эффект охлаждения в вихревой трубе.

Но уровень окружных скоростей холодного потока значительно ниже, чем у горячего, поэтому его раскрутка не приводит к такому заметному улучшению эффекта охлаждения, как в случае раскрутки горячего потока.

Результаты исследования поля скоростей вихря соплового сечения показывают, что при условии осреднения по массе кинетической энергии вращения вытекающего холодного потока можно получить [50] повышение степени его расширения на 8%. что позволяет увеличить эффект охлаждения на 9,5%.

В действительности прирост оказывается меньшим. К тому же он уменьшается с ростом располагаемого л по тем же причинам, что и для случая применения утилизирующего эжектора.

Таким образом, применение раскрутки холодного потока так же, как и его эжектирование, целесообразно при умеренных значениях л. При этом с ростом 肘(при соответствующем увеличении %) раскрутка становится все более предпочтительней эжектирования.

Важное значение приобретает раскрутка холодного потока при рассмотренном в предыдущем параграфе случае вывода ядра вихря за счет прокачки в замкнутом контуре.

Повышение давления за диффузором холодного потока будет в значительной мере способствовать интенсивности прокачки, т. е. увеличению расхода холодного потока через камеру холода. Согласно рис. 6.4, это будет способствовать увеличению эффекта охлаждения.

РЕГЕНЕРАЦИЯ ХОЛОДА

При работе вихревой трубы в качестве холодильника или нагревателя не весь холод или тепло используются для охлаждения или нагревания объекта, поэтому принцип регенерации может быть с успехом применен для снижения температуры холодного потока вихревой трубы при ее работе в качестве холодильника или повышения температуры горячего потока при использовании вихревой трубы как нагревателя.

Принципиальная схема регенеративного цикла с вихревой трубой как холодильником изображена на рис. 6.5.

Сжатый воздух с параметрами сечения О охлаждается в противоточном теплообменнике (ТО) до параметров сечения / и поступает в вихревую трубу (ВТ), где делится на холодный (X) и горячий (Г) потоки.

Холодный поток подается в камеру холода fКХ) для охлаждения объекта. Отработанный холодный поток с параметрами

сечения (К) проходит по второму контуру противоточного теплообменника и с параметрами сечения (Т) выбрасывается в атмосферу.

Горячий поток также выбрасывается в атмосферу.

Рис. 6. 5. Регенеративный цикл охлаждения с вихревой трубойРис. 6. 5. Регенеративный цикл охлаждения с вихревой трубойОсобенностью этого цикла по сравнению с регенеративными циклами с дроссель-эффектом или с детандером является то, что в нем на регенерацию возвращается только 卩 кг на каждый килограмм поступающего в вихревую трубу газа, что заметно ограничивает достижимые температурные пределы холодного потока.

Рис. 6. 5. Регенеративный цикл охлаждения с вихревой трубой

Рис. 6. 5. Регенеративный цикл охлаждения с вихревой трубой

Проанализируем возможности регенеративного цикла с вихревой трубой, для чего проведем некоторую идеализацию его: примем в расчете адиабатный противоточный теплообменник без гидравлических потерь, пренебрежем гидравлическими потерями в элементах схемы и примем для рабочего тела Ср=const.

Для вывода основного уравнения воспользуемся уравнением вихревой трубы (6.2) и уравнением теплового баланса теплообменника

To—Ti = N(Tt—7\)・(6.11)

Обозначим подогрев холодного потока в камере холода через

Мк = Тк-Т^(6.12)

а меньший температурный напор теплообменника выразим через

А 爲= То—7V(6.13)

Решая совместно уравнения (6.2) и (6.11) с использованием (6.12) и (6.13), находим основную зависимость для относительной температуры холодного потока

N = 3” ” (6. 15)

где N ——величина, характеризующая предельную холодопроизводительность цикла (при отсутствии теплообмена с окружающей средой и А^=0), а

Предельный регенеративный цикл с нулевой холодопроизводительностью, дающий минимальную температуру холодного потока, будет характеризоваться условием А『 = 0, при котором уравнение (6.14) принимает вид

错一(6.16)

Величина 0Х (см. рис. 6.2) изменяется при умеренных л в пределах 0,75<6х<1.

Из уравнения (6.14) можно увидеть, что рост ц способствует увеличению эффективности регенерации, но до известного предела, так как при 卩一 1 величина 0Х—> 1 (0Х является функцией 卩 и л и у неохлаждаемой вихревой трубы становится равной единице при 糕=1).

Найдем зависимость для температуры горячего потока вихревой трубы в регенеративном цикле. ■■

Уравнение энергии для 1 кг газа запишется в таком виде:

Т()=卩・Тт+(1—ц) Тг—卩• A%z・(6. 17)

Из него с учетом выражений (6.12), (6.13) и (6.15) приходим к такому выражению для относительной температуры горячего потока:

(6.18)

Чем выше холодопроизводительность цикла и Д/т (чем больше 7V) и чем больше величина ц в цикле, тем выше относительный подогрев выходящего из установки горячего потока.

Максимальная холодопроизводительность регенеративного цикла имеет место в первый момент времени после начала работы установки. Этот случай неустановившегося режима может быть охарактеризован условиями:

Ti=To； Д^г=0； А^=А/х=П—*Tx=Ti(l—6х)-

При этом имеет место максимальный подогрев горячего потока и его относительная температура

新=1+"(1一发).(6. 19)

Последнее выражение легко преобразуется в уравнение энергии вихревой трубы (6. 1), т. е. эффект подогрева в этом случае соответствует таковому для вихревой трубы без регенерации.

По мере снижения холодопроизводительности (снижения 7V) температура Гг снижается, становится минимальной в предельном регенеративном цикле (при 7V=0) и согласно уравнению (6.18) приобретает значение

Тр= Tq.

В энергетически изолированном предельном регенеративном цикле с вихревой трубой температура горячего потока всегда равна температуре питающего установку сжатого газа.

Отсюда следует важный вывод о том, что максимальное снижение температуры в предельном регенеративном цикле обеспечивается при максимальной разности температур между горячим и холодным потоками вихревой трубы, при этом всегда получаемый эффект охлаждения равен этой разности температур

(А&) per max = 丁「—仆 (6. 20)

Этот цикл может быть изображен в Т—S координатах (рис. 6. 6).

При рассмотрении его следует учитывать, что из каждого килограмма используемого в цикле газа получается 卩 кг холодного и (1——卩)кг горячего, поэтому для этих двух составляющих масштабы энтропии следует считать увеличенными： для холодного потока в ~ раз, для горячего — в 匸工 раз.

Пунктирными линиями на рис. 6. 6 изображены условные процессы образования холодного (О—X') и горячего (О—Г') потоков в первый момент осуществления цикла, когда регенерация еще не возникла.

По мере возрастания степени регенерации температура Т] поступающего в вихревую трубу сжатого газа будет снижаться до предельного значения, сотоветствующего точке / на диафрагме.

Согласно выражениям (3.2) и (1.7) при неизменном значении 卩 вместе со снижением Г] будут уменьшаться значения величин эффектов охлаждения холодного и подогрева горячего потоков в вихревой трубе, т. е. температурная разность между точками (X) и (Г) диаграммы будет меньше, чем между точками (К) и (『).

Из условия полной регенерации (7V=0) площадь под кривой (О——1), выражающая собой теплоту Qper регенерации, равна площади под кривой (X——Т), умноженной на pi (или деленной на масштаб энтропии ~ ).

Если в регенеративном цикле с вихревой трубой имеется подвод тепла (А^〉0) и А%>0, т. е. если 7V>0, то значения преде- л°в достижимых температур холодного потока заметно повышаются.

Это иллюстрируется представленными на рис. 6.7 кривыми зависимости относительной температуры холодного потока от р 口厶я различных л и N, построенными по кривым 0Х рис. 6. 2.

Нижними кривыми каждого пучка л = const являются кри- вне предельного регенеративного цикла (А『=0).

4*** юз

С ростом холодопроизводительности (с ростом N) температура холодного потока заметно повышается, особенно при больших значениях 卩.Следует учитывать, что на кривой Л^=const с ростом 卩 возрастает удельная холодопроизводительность qk установки, так как она пропорциональна произведению N -卩. Действительно, из выражения (6.15) при Af『=O

(6.21)(6.21)

(6.21)

(6.21)

Рис. 6. 6. Предельный регенеративный цикл в Т—S координатахРис. 6. 6. Предельный регенеративный цикл в Т—S координатах

Рис. 6. 6. Предельный регенеративный цикл в Т—S координатах

Рис. 6. 6. Предельный регенеративный цикл в Т—S координатах

Поэтому в регенеративном цикле всегда целесообразно выби- )ать режим работы, соответствующий максимально допустимому :по потребной величине Гх) значению 卩.

Рис. 6.7, Кривые 今 для регене-ративного цикла

На 卩=0,7 при п=7, 7о=293°К и N=0,04 в регенеративном цикле можно получить Тх=217°К (—56℃) при удельной холь допроизводительности .

Если в этом случае производится только охлаждение какого- то объекта, то окончание процесса охлаждения характеризуется условием А^=0 (т. е. 7V=0) и объект может быть охлажден в рассматриваемом случае до Гх^200° К (—73° С).

Регенеративный принцип может быть с успехом применен и в цикле с охлаждаемой вихревой трубой, работающей на 卩=[• В этом случае используется способность охлаждаемой вихревой трубы работать [9] при повышенной температуре охлаждающей жидкости по сравнению с температурой подаваемого сжатого воздуха.

Схема регенеративного цикла с охлаждаемой вихревой трубой и 卩=1 изображена на рис. 6.8. В отличие от предыдущей

Рис. 6.8. Схема регенеративного цикла с охлаждаемой вихревой трубойРис. 6.8. Схема регенеративного цикла с охлаждаемой вихревой трубойв ней холодный поток после регенерации в теплообменнике с параметрами сечения (Т) подается на охлаждение вихревой трубы (ВТ), а затем выбрасывается в атмосферу через сечение (В). В этой схеме охлаждение вихревой трубы может осуществляться также водой или какой-либо охлаждающей жидкостью (на схеме указано пунктирной линией), а отработанный холодный поток после теплообменника выбрасывается в атмосферу. Отсутствие подробных исследований влияния температуры охлаждающей жидкости на эффект охлаждения для этого вида вихревой трубы не позволяет дать методику расчета рассматриваемого регенеративного цикла.

Рис. 6.8. Схема регенеративного цикла с охлаждаемой вихревой трубой

Рис. 6.8. Схема регенеративного цикла с охлаждаемой вихревой трубой

Выражение (6.14) для этого случая (卩=1) преобразуется в

*=§^・(6・22)

Оно показывает, что при сохранении значения 6Х< 1 в предельном регенеративном цикле (/V=0) температуру холодного потока можно довести

до температуры конденсации рабочего газа; начало конденсации характеризуется появлением теплоты конденсации (/V>0).

Но регенерация приводит к снижению 7\ и увеличению разности (Тт——Т1), поэтому по мере увеличения глубины регенерации подаваемый на охлаждение вихревой трубы поток с постоянной температурой ГТ = ГО становится все более «горячим» для стенок вихревой трубы и эффективность охлаждения им стенок снижается, что приводит к возрастанию величины 6Х и стремлению ее к 1.

Если учитывать [9], что изменение температуры охлаждающей жидкости на 27° приводит к изменению эффекта охлажде- ння на 7,5%, то можно предположить возможность получения довольно глубокой регенерации и температуры холодного потока порядка ——60’ С при охлаждении вихревой трубы водой, имеющей температуру 15° С.

ОСУШКА ПИТАЮЩЕГВ СЖАТОГО ГАЗА

В разд. 3.4 рассматривалось влияние влажности газа на получаемый в вихревой трубе эффект охлаждения. Заметное сни- женне эффекта охлаждения при питании вихревой трубы влаж- ннм сжатым газом сопровождается еще одним неприятным фактором： потерей стабильности режима ее работы.

Это происходит из-за того, что образующиеся в холодном потоке частицы льда оседают на кромке отверстия диафрагмы и создают кольцевой нарост, уменьшающий проходное сечение отверстия.

Последнее приводит к повышению общего уровня давлений в вихревой зоне и изменению 卩，т. е. к изменению эффекта охлаждения.

По мере увеличения нароста его слои, непосредственно при- мыкаю,щие к телу диафрагмы, теплоизолируются от воздействия холодного потока новыми нарастающими слоями и подтаивают от тепла, передаваемого за счет теплопроводности материала диафрагмы от периферийного вихря.

В какой*то момент времени нарост срывается и уносится холодным потоком, затем процесс образования нароста повторяется. Вызванная этим нестабильность эффекта охлаждения достигает 20% [46].

Еще большая неприятность возникает при использовании влажного газа в регенеративной схеме.

В этом случае при увеличении степени регенерации все большая доля содержащейся в сжатом газе влаги должна быть сконденсирована в регенераторе, а выделяющееся при этом тепло — восприниматься отработанным холодным потоком, что приводит к уменьшению охлаждения сжатого газа в регенераторе и к снижению эффекта охлаждения в цикле.

Для оценки влияния влажности на глубину охлаждения, получаемую в регенеративном цикле с вихревой трубой, выведем расчетную формулу, аналогичную выражению (6.14). В этом случае в процессе регенерации к холодному потоку подводится дополнительное тепло q^ конденсации влаги в сжатом газе; кроме того, за счет конденсации влаги в холодном потоке произойдет потеря эффекта охлаждения его на величину 6 (Д^х) ■ Исходя из этого, уравнение теплового баланса теплообменника (6. 11) приобретает вид

^о-Л+—=н[Л-Л-Чди]-(6.23)

cp.

Величина д^ может быть подсчитана по выражению (3.11), для этого случая оно принимает вид

丈=(&一"》&£)一 »%%(6. 24)

где аналогично уравнению (3.10)

厶="&・4,(6.25)

a ps определяется по температуре То.

Решая уравнение (6.23) совместно с (6.2), (6.11), (6.12), 传 13), приходим к выражению, аналогичному (6.14):

厶(6.26)

fl %

Отличие заключается в величине М, которая в уравнении (6.26) представляет собой относительные температурные потери

м=м=AG + А厶十 3 (А&) +AG + А厶十 3 (А&) +(6.27)(6.27)

м=

м=

AG + А厶十 3 (А&) +

AG + А厶十 3 (А&) +

(6.27)

(6.27)

Рис. 6.9. Кривые Т регенеративного цикла для сухого н влажного воздухаРис. 6.9. Кривые Т регенеративного цикла для сухого н влажного воздуха

Рис. 6.9. Кривые Т регенеративного цикла для сухого н влажного воздуха

Рис. 6.9. Кривые Т регенеративного цикла для сухого н влажного воздуха

Такая форма выражения относительных потерь позволяет

пользоваться одним и тем же уравнением для определения относительной температуры хо-

лодного потока при различных расчетных случаях.

Еще одним достоинством величины М является возможность пользоваться кривыми рис. 6.7 для выбора режима и расчета действительного регенеративного цикла с вихревой трубой.

На рис. 6.9 представлены кривые относительной

температуры холодного потока в функции от 卩 при То = 293°К,冗=6, &=1 ата и при условии отсутствия

подогрева в камере холода

(А6г = 0) и (А% = 0) для сухого (屮=0) и влажного (屮=100%) сжатого воздуха.

Потери эффекта охлаждения в регенеративном цикле свлаж ныем воздухом увеличиваются с ростом р, в то время» как у вих・ ревой трубы без регенерации согласно выражению (3. 15) потеря эффекта охлаждения за счет влажности остается постоянной для

Это объясняется тем, что при регенерации с ростом “ сни- жается температура Т【，что приводит к конденсации в 乙 раз большего количества влаги в теплообменнике, чем для случая ее конденсации только в холодном потоке вихревой трубы при охлаждении до той же температуры.

Кривые рис. 6.9 показывают на заметное влияние влажности питающего сжатого воздуха на минимальную достижимую тем-

пературу холодного потока в регенеративном цикле с вихревой трубой.

Согласно кривым при 卩=0,65 потеря эффекта охлаждения составляет 8,5° при суммарном эффекте охлаждения в 9Г, т. е. составляет 9,4% от последнего. К этому добавляется нестабильность режима за счет обмерзания отверстая диафрагмы, а также льдообразование (при Ту273°К) на поверхности теплообменника, ухудшающее работу последнего.

Таким образом, для получения максимального эффекта охлаждения в регенеративной схеме с вихревой трубой и ее стабильной работы неограниченное время необходимо подавать в нее осушенный сжатый газ с температурой точки росы ниже температуры холодного потока.

ОТВОД ПОГРАНИЧНОГО СЛОЯ ДИАФРАГМЫИ УСТРАНЕНИЕ ВТОРИЧНОГО ВИХРЕВОГО ЭФФЕКТА

В разд. 2.2 рассмотрен вопрос о влиянии пограничного слоя диафрагмы на эффект охлаждения.

Для устранения его необходимо найти способы отделения пограничного слоя от холодного потока. Можно предложить несколько способов.

Еще Фультоном [85] была отмечена возможность заметного увеличения эффекта охлаждения ядра холодного потока при его отделении от вытекающих из отверстия диафрагмы периферийных слоев, деление же холодного потока на периферийный и при- осевой как раз является случаем сепарации холодного потока от пограничного слоя.

Конечно, этому увеличению эффекта охлаждения способствует и наличие градиента полной температуры по радиусу холодного потока, а также заметное уменьшение вторичного вихревого эффекта.

С точки зрения получения максимальной холодопроизводительности целесообразно отделять от холодного потока только пограничный слой.

На рис. 6. 10 изображена схематичная конструкция диафрагмы с отводом пограничного слоя.

Так как статическое давление в зоне течения пограничного слоя является максимальным для холодного потока, то элементы пограничного слоя легко отвести в полость между диафрагмой (Д) и отсекателем (О). Изменением давления в полости за счет дросселирования выходящего из нее газа можно менять расход газа через полость, а контролем температуры этого газа добиться отбора только пограничного слоя.

Для устранения вторичного вихревого эффекта в приведенной на рис. 6.10 конструкции предусмотрены кольцевые элементы (Л), делящие холодный поток на ряд кольцевых слоев и предотвращающие энергообмен между ними.

Эти элементы целесообразно устанавливать при работе вихревой трубы только на малых 卩 и при больших гд, когда имеют место прямое и обратное течения газа через отверстие диафрагмы.

Это относится и к устройству для отвода пограничного слоя, так как на больших 卩 его влияние на эффект охлаждения заметно снижается.

Рис. 6.10. Отвод пограничного слояРис. 6.10. Отвод пограничного слояРис. 6. 11. Метод разрушения пограничного слоя диафрагмыРис. 6. 11. Метод разрушения пограничного слоя диафрагмы

Рис. 6.10. Отвод пограничного слоя

Рис. 6.10. Отвод пограничного слоя

Рис. 6. 11. Метод разрушения пограничного слоя диафрагмы

Рис. 6. 11. Метод разрушения пограничного слоя диафрагмы

Вторым способом борьбы с пограничным слоем является его разрушение вихрем соплового сечения.

На рис. 6.11 представлена конструкция диафрагмы с аэродинамическим разрушением пограничного слоя.

Диафрагма имеет форму трубки, вытянутой в зону вихря соплового сечения. Текущий по плоскости диафрагмы пограничный слой обволакивает внешнюю поверхность трубки и увлекается с нее вихрем соплового сечения.

При своей простоте эта конструкция обладает тем недостатком, что в ней имеется большая возможность возникновения вторичного вихревого эффекта, поэтому она может быть рекомендована только при достаточно больших значениях 卩 или тогда, когда возникновения вторичного вихревого эффекта избежать невозможно (случай работы вихревого вакуум-насоса при поддержании вакуума в замкнутом объеме).

каскадные и ступенчатые схемы

Для получения глубокого холода в цикле с вихревой трубой можно использовать каскадное или ступенчатое охлаждение, совмещая его с регенерацией.

На рис. 6.12 представлена каскадная схема работы вихревых ТРУ6.

Для анализа ее воспользуемся основным уравнением вихре- в°й трубы (6.2) и примем для простоты равенство расхода G^i

сжатого газа последующей вихревой трубы расходу Gxi холодного потока предыдущей

(6.28)(6.28)Gw = Gxi.

(6.28)

(6.28)

Будем считать, что все вихревые трубы работают при одной и той же степени расширения л газа при полной регенерации и отсутствии потерь в противоточных теплообменниках.

Рис. 6. 12. Каскадная схема работы вихревых трубРис. 6. 12. Каскадная схема работы вихревых труб

Рис. 6. 12. Каскадная схема работы вихревых труб

Рис. 6. 12. Каскадная схема работы вихревых труб

Тогда температура Ли холодного потока Z-ro каскада определится

f hf(6. 29)

Используем уравнение энергии (1.7) вихревой трубы; найдем температуру горячего потока z-ro каскада:

Trf = Hxl"x2,…Jx(f—D •忆 丁0，(6. 30)

。-十一言-7卜-g)」(631)

Из принятого условия (6.28)' выражение для суммарного расхода сжатого газа в установке, потребного для получения 1 кг холодного газа в последнем каскаде, запишется

G = V Gz== --I■…+——.(6.32)

1N1因中2因下2,一 。，卩m

Для случая охлаждения до заданного значения 不 потребное число т каскадов будет зависеть от 阳.

При условии 卩£ = idem имеем и 6Х (- = idem (так как Лг —idem), число каскадов т определится из выражения (6.29):

(6.33)

На рис. 6. 13 приведены кривые %,0‘ и (仇・9') в функции от р для воздуха при л=6 и значениях п，взятых из обобщенных характеристик (см. рис. 3.1).

С целью повышения экономичности такой схемы и сохранения простоты теплообменников для первого каскада необходимо выбирать режим максимальной холодопроизводительности (从= 6,65), для второго каскада значение 从 выбирается из того условия, чтобы величина произведения (6Х102) была близкой к единице.

В этом случае температура % горячего потока второй вихревой трубы будет равна температуре Го сжатого газа.

Если температура горячих потоков второго и последующих каскадов окажется ниже Го, то можно, усложнив несколько схему регенерации, использовать этот холод для охлаждения сжатого газа предыдущих ступеней.

Результаты исследования [49] вихревой трубы на высоких давлениях говорят о нецелесообразности срабатывания большие перепадов давления в одной вихревой трубе. Поэтому при возможности использования высоких давлений (в случаях утилизации энергии давления природных газов, замены процессов редуцирования и др.) целесообразно применять ступенчатую схему, представленную на рис. 6.14.

(6.34)(6.34)г=冗1 ，г2，。一,rm"г=冗1 ，г2，。一,rm"В этой схеме рабочим потоком вихревой трубы каждой последующей ступени является холодный поток предыдущей ступени. Располагаемая степень расширения л является произведением степеней расширения л； кажой ступени

(6.34)

(6.34)

г=冗1 ，г2，。一,rm"

г=冗1 ，г2，。一,rm"

Температура 7\m холодного потока после т ступеней определится по выражению

^х т~ 0x1 ' 6Х2, •. > ,卜优.丁0,^х т~ 0x1 ' 6Х2, •. > ,卜优.丁0,(6.35)(6.35)

^х т~ 0x1 ' 6Х2, •. > ,卜优.丁0,

^х т~ 0x1 ' 6Х2, •. > ,卜优.丁0,

(6.35)

(6.35)

(6.36)

Суммарный расход на 1 кг холодного газа составит

(6.37)(6.37)G =J——

(6.37)

(6.37)

门牛2…7рTи

Для нахождения оптимальной разбивки общей степени расширения по ступеням рассмотрим двухступенчатую схему, для которой выражение (6.35) в развернутом виде согласно выражению (6.3) представляется так:

(6.38)(6.38)

(6.38)

(6.38)

(6.39)(6.39)Рис. 6.14. СтупенчатаяРис. 6.14. Ступенчатаясхема работы вихревыхсхема работы вихревыхРис. 6. 15. Схема с эжекти-Рис. 6. 15. Схема с эжекти-рованием горячего потока сжатым газомрованием горячего потока сжатым газом

(6.39)

(6.39)

Рис. 6.14. Ступенчатая

Рис. 6.14. Ступенчатая

схема работы вихревых

схема работы вихревых

Рис. 6. 15. Схема с эжекти-

Рис. 6. 15. Схема с эжекти-

рованием горячего потока сжатым газом

рованием горячего потока сжатым газом

Принимая 刀1=刀2 и исследуя выражение (6.38) на экстремум, получим минимум при 冗1= 1/ л.

Значит при принятых нами условиях оптимальной является равномерная разбивка степени расширения газа по ступеням

31 ] —— Jtg ~— ■ • • ~~— "т —~ "|/~乳•

В этом случае расчетные выражения для Txi и Tri совпадают с таковыми для каскадной схемы (6.29 и 6.30).

Условие оптимальной разбивки приводит к выводу, что следует стремиться к максимальному числу ступеней, но это приво

дит к резкому увеличению суммарного расхода сжатого газа. Поэтому выбор компромиссного числа ступеней необходимо определить, исходя из- конкретных условий, придерживаясь условия Лг^8.

Достоинствами ступенчатой схемы является отсутствие теплообменников и заметно меньший, чем для каскадной схемы, относительный расход сжатого газа.

При наличии располагаемых степеней расширения п>8 и потребности получить максимальную холодопроизводительность при возможно меньших расходах сжатого газа можно использовать схему с эжектированием горячего потока питающим газом, представленную на рис. 6. 15.

Горячий поток вихревой трубы (ВТ) охлаждается жидкостью до температуры близкой к Го> а затем поступает в эжектор (Эж), где поджимается питающим сжатым газом.

Выходящий из эжектора суммарный поток поступает в сопло вихревой трубы. Холодный поток подается на охлаждение объекта, а затем выбрасывается в атмосферу (или может быть направлен на регенерацию).

Так как горячий поток имеет повышенное по сравнению с атмосферным давление, то на его сжатие до давления pi требуется меньше энергии, чем на сжатие атмосферного воздуха ” При заданных р0, То, рх,从，Go можно провести расчет геометрических размеров вихревой трубы для этой схемы.

(6.40)(6.40)Коэффициент эжекции эжектора

(6.40)

(6.40)

备 5 - 4 N

Степень расширения сжатого газа в эжекторе

(6-41)

Степень повышения давления горячего потока в эжекторе

一，

Задаваясь величиной рг из расчета эжектора определяется значение рь а затем по выражению (3. 7) уточняется значение рг и делаются повторные пересчеты до совпадения расчетного значения рг с принятым.

Дальнейший расчет вихревой трубы с расходом Gi = G0 + Gr проводится по описанной ранее методике расчета охлаждаемых вихревых труб.

Глава VII

ВИХРЕВЫЕ ХОЛОДИЛЬНО-НАГРЕВАТЕЛЬНЫЕУСТАНОВКИ

ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ

Несмотря на внешнюю простоту реализации вихревого эффекта, хороших результатов можно добиться только при выполнении некоторых специфичных для вихревых аппаратов требований.

В первую очередь эти требования относятся к вихревой трубе. Ввиду сравнительно низкой экономичности вихревой трубы реяшм ее должен быть подобран строго соответствующим заданным условиям. Предельная эффективность вихревой трубы обеспечивается хорошей организацией входа сжатого газа в сопло н вихревую зону, строгой ц ил ин др ичностью и чистотой омывае- внх вихрем поверхностей, достаточной длиной вихревой зоны н правильным выбором ее ограничителя.

В созданных вихревых холодильно-нагревательных установках в основном применяется вихревая труба конструкции № 3 (см. табл. 1.1), расчет которой приводится в разд. 3. 5.

Кроме упомянутых ранее, следует указать на некоторые дополнительные требования к конструкции.

Для предотвращения подогрева вытекающего из отверстия диафрагмы холодного потока при омывании им теплых поверхностей, обращенные к холодному потоку поверхности диафрагмы и корпуса следует покрывать теплоизолирующим слоем. Построенная по спирали Архимеда внутренняя поверхность улитки должна быть тщательно отполирована.

При работе на малых 卩 за отверстием диафрагмы жела тельно предусмотреть устройства (см. разд. 6. 5) для отвода пограничного слоя диафрагмы и устранения вторичного вихревого эффекта.

При проектировании более сложных, основанных на вихревом эффекте, установок необходимо всегда иметь в виду основные преимущества вихревой трубы: исключительную простоту и надежность работы, которые и позволяют заменить ей в некоторых случаях термодинамически более совершенные аппараты.

Поэтому с целью сохранения этих преимуществ в качестве вспомогательных устройств следует применять для утилизации энергии горячего потока ——струйный эжектор, а для регенерации ——противоточный рекуперативный теплообменник.

Теплобменник оказывается наиболее сложным агрегатом в подобных установках и от его работы в большой степени зависят достижимые температурные пределы. Поэтому на его расчет и проектирование необходимо обращать особое внимание.

Теплообменник должен удовлетворять следующим основным требованиям.

Максимально приближаться к противоточному и обеспечивать максимальную регенерацию при минимальном теплообмене с окружающей средой.

Иметь малые гидравлические сопротивления в трактах при достаточно хорошем коэффициенте теплоотдачи.

Иметь малую тепловую инерционность, т. е. малую металлоемкость.

Быть малочувствительным к конденсации и замерзанию влаги на его рабочих поверхностях.

Быть устойчивым к коррозии.

Наиболее полно этим требованиям отвечает двухколонный регенеративный теплообменник с набивкой из гофрированной алюминиевой фольги, обладающий свойствами самоочистки от конденсирующейся в нем влаги. Но регенеративный теплообменник имеет один существенный с точки зрения вихревых аппаратов недостаток： он требует введения в установку переключающего устройства для обеспечения попеременной работы колонн, что заметно усложняет установку и в значительной степени сни-

жает ее основное достоинство—простоту, а также создает периодические колебания температуры подаваемого в рабочую полость потока.

Эти недостатки затрудняют использование регенераторов в вихревых аппаратах.

Рис. 7. 1. Противоточные теплообменники:Рис. 7. 1. Противоточные теплообменники:а—спирально-трубчатый; б—спиральныйа—спирально-трубчатый; б—спиральный

Рис. 7. 1. Противоточные теплообменники:

Рис. 7. 1. Противоточные теплообменники:

а—спирально-трубчатый; б—спиральный

а—спирально-трубчатый; б—спиральный

Из рекуперативных теплообменников удобными для вихревых аппаратов являются изображенные на рис. 7. 1 спирально-трубчатый и спиральный теплообменники [44, 42].

В спирально-трубчатом теплообменнике сжатый газ пропу* скается по межтрубному пространству, а охлаждающий поток низкого давления течет навстречу по трубкам. Благодаря боль-

той длине свитых в спираль трубок заметно сокращается тепловой поток по медным стенкам трубок от теплого конца к холодному, что обеспечивает хорошее приближение к противоточному принципу работы.

С целью равномерного распределения потока по трубкам (обеспечиваемого одинаковым гидравлическим сопротивлением каждой из них) последние во всех спиралях имеют одинаковую длину, поэтому число трубок в каждой спирали увеличивается с увеличением диаметра последней.

Общее число трубок теплообменника при выбранном диаметре их проходного сечения определяется из условия заданной скорости охлаждающего потока в теплообменнике, а длина трубок ——из потребной поверхности теплообмена.

Поток охлаждаемого сжатого газа проходит по зазорам между спиралями. Величина зазора также рассчитывается по числу рядов спиралей и заданной скорости потока.

При расчете теплообменника для получения близких друг к другу коэффициентов теплообмена контуров, обеспечивающих наибольший коэффициент теплопередачи теплообменника, скорость холодного потока следует принимать значительно большей, чем скорость сжатого газа.

В разработанных теплообменниках эти скорости составляют соответственно 10 и 5 м/сек.

Такие значения скоростей не приводят к большим потерям давления и обеспечивают достаточно высокий коэффициент теплопередачи, потребная поверхность теплообмена составляет около 1 ж2 на каждый килограмм подаваемого в установку сжатого газа в минуту.

Осесимметричность теплообменника позволяет разместить в его центральной части вихревую трубу и эжектор, т. е. создать компактный унифицированный холодильный агрегат с малой протяженностью коммуникационных каналов.

Для уменьшения теплообмена между холодной и теплой сторонами цилиндрические обечайки теплообменника изготавливаются из нержавеющей стали, что обеспечивает также антикоррозионную стойкость их.

Недостатками этого теплообменника являются низкая температура внешней обечайки на холодном конце теплообменника, приводящая к теплопритоку из окружающей среды, а также довольно сложный процесс изготовления теплообменника.

Эти недостатки исключены в спиральном теплообменнике (рис. 7. 1,6), в котором по полостям смежных спиралей, образованных двумя свитыми лентами, навстречу друг другу текут поток сжатого газа (от периферии к оси) и холодный поток (от оси к периферии).

Такое направление потоков при размещении вихревой трубы в приосевой полости теплообменника обеспечивает удобный подвод охлажденного сжатого газа к вихревой трубе и, что особенно

важно, позволяет убрать холодную зону внутрь теплообменника и таким образом практически исключить нежелательный тепловой поток из окружающей среды.

Технология изготовления такого теплообменника значительно проще, чем спирально-трубчатого.

Вихревые холодильные установки целесообразно регулировать изменением весовой доли 卩 холодного потока, что обычно осуществляется изменением степени дросселирования горячего потока. Поэтому при использовании утилизирующего эжектора последний следует делать многорежимным, т. е. с суживающимся регулируемым соплом эжектирующего газа.

Суживающееся сопло не всегда позволяет полностью использовать имеющийся перепад давления горячего потока, но дает более высокую эффективность на нерасчетных режимах, а также улучшает управление режимом установки.

Если вихревая установка предназначена для работы на одном режиме при стабильных параметрах питающего сжатого газа, следует отказаться от регулируемого эжектора и, при возможности, делать сопло сверхзвуковым. Изменение режима работы такой установки, при необходимости, можно осуществлять входным краном за счет изменения давления питающего сжатого

Анализ изображенных на рис. 6. 7 кривых ~ позволяет установить следующие принципы, которых следует придерживаться при расчете вихревых аппаратов с регенерацией и эжектиро- ванием.

Из двух основных методов утилизации — эжектирования и регенерации ——более целесообразным с точки зрения понижения температуры холодного потока является второй, так как его эффективность возрастает с ростом эффективности вихревой трубы, а у первого падает.

При проектировании установки для работы от сети сжатого газа низкого давления (2——3 ати) с целью получения наибольшего эффекта охлаждения следует стремиться к максимальной регенерации, т. е. делать эффективный теплообменник за счет увеличения его площади, принимая расчетные 卩=0,65.

Если установка должна быть мобильной, то есть быстро выходить на режим, необходимо уменьшать ее тепловую инерционность в основном за счет уменьшения веса теплообменника. В этом случае при выбранном 卩=0,34-0,4 необходимо тщательно отрабатывать эжектор для получения максимальной величины л.

При работе установки на высоком давлении сжатого газа (7—8 ат〃)роль эжектора заметно снижается, так как при боль- 山炉 л заметно уменьшается прирост по л получаемого в вихре- в°й трубе эффекта охлаждения. В случаях больших располагаемых л эфективность теплообменника можно повышать и за счет

увеличения коэффициента теплопередачи, т. е. за счет увеличения скоростей потоков в трактах теплообменника.

Во всех случаях расчета и конструирования необходимо стремиться к минимальным гидравлическим потерям в проходных трактах установки.

Для уменьшения создаваемого вихревой трубой и эжектором шума на выходе из эжектора следует устанавливать глушитель.

Высокочастотный характер шума позволяет использовать лабиринтный глушитель с малым гидравлическим сопротивлением и большой звукопоглощающей способностью стенок. Он представляет собой серию образующих лабиринт экранов, оклеенных звукопоглощающим материалом (мягкой тканью, пробкой, поролоном).

Малая холодопроизводительность вихревых установок при сравнительно больших создаваемых ими перепадах температур требует особо тщательной изоляции зон с низкой температурой от теплопритоков из окружающей среды" и от зон с положительной температурой.

С этой целью выходящий из отверстия диафрагмы холодный поток необходимо сразу же изолировать от соприкосновения с теплыми элементами установки и непосредственно направить в камеру холода для использования в качестве хладоагента.

При конструировании камеры холода следует свести к минимуму ее теплообмен с окружающей средой, который при достаточно хорошей изоляционной набивке определяется наличием тепловых мостов, создаваемых силовыми элементами конструкции.

Для устранения тепловых мостов камера холода жестко связывается с теплообменником, а последний своей теплой стороной соединяется с теплоизолированными опорами внешнего кожуха.

В случае применения спирального теплообменника камера холода должна соединяться с последним только в приосевой холодной зоне.

Несмотря на некоторые усложнения установки, применение вакуумной изоляции является очень перспективным для вихревых холодильных установок.

Кроме хороших теплоизоляционных свойств, вакуумная изоляция обладает малой теплоемкостью и позволяет установке быстро выходить на режим.

При проектировании обычной изоляции необходимо обеспечить герметичность полости теплоизоляции от окружающей среды.

При недостаточной герметизации полости находящийся в порах теплоизоляции воздух охлаждается во время работы установки, давление в п.олости падает и из окружающей среды засасывается влажный воздух, из которого на охлажденных поверхностях полости выпадает влага. При выключении и прогреве установки часть осушенного таким образом воздуха вытекает

обратно в окружающую среду. Многократное повторение этого процесса приводит к увлажнению изоляции и потере ею теплоизоляционных свойств, что заметно ухудшает работу установки

Если тщательная герметизация полости изоляции затруднительна, то полость можно соединить с окружающей средой каналом, заполненным индикаторным силикагелем. При охлаждении установки воздух будет проходить через силикагель и осу- шиваться им, обеспечивая нормальное состояние теплоизоляции

После насыщения силикагеля влагой (на что указывает изменение его цвета до темно-голубого) его можно заменить или восстановить прокаливанием до 200° С.

Если в установке используется эжектор, необходимо тщательно герметизировать вакуумируемый тракт холодного потока, так как наличие подсосов теплого влажного воздуха из окружающей среды может заметно уменьшить эффект охлаждения (за счет подмешивания и уменьшения вакуума) и прчвепи к нежелательному льдообразованию на стенках тракта. Осаждение инея является хорошим индикатором для выявления зон подсоса.

В случае установки на горячем конце вихревой трубы щелевого диффузора турбулизирующее устройство помещается в вихревой зоне за диффузором (см. рис. 4.4).

При установке в холодном потоке за диафрагмой щелевогс диффузора последний следует изготавливать из теплоизоляционного материала (пенопласт, пробка).

Создаваемый этим диффузором эффект понижения давления холодного потока оказывается незначительным и не учитывается в расчете, но позволяет также исключить из расчета гидравлические потери в тракте холодного потока от диафрагмы до теплообменника, считая их эквивалентными.

ВИХРЕВЫЕ ХОЛОДИЛЬНЫЕ КАМЕРЫ С ТЕПЛООБМЕННИКОМ И ЭЖЕКТОРОМ

Принцип регенерации и утилизации энергии горячего потока впервые был разработан [57] и применен в ряде конструктивных вариантов вихревых холодильных камер, созданных в лаборатории промышленного применения вихревого эффекта Куйбышевского авиационного института [43, 64]. На рис. 7. 2 изображен схематичный разрез одной из них ——вихревой холодильной камеры ХК-3.

Принцип работы установки следующий.

Сжатый воздух из внешней магистрали через патрубок / подается в силикагелевый осушитель 2 и теплообменник 3, откуда через сопловой вход поступает в вихревую трубу 4.

После разделения в вихревой трубе холодный поток через отверстие диафрагмы 5 и щелевой диффузор 6 поступает в камеру холода 7, где охлаждает загруженные в нее образцы или

Рис. 7. 2. Вихревая холодильная каме、 pa ХК-3Рис. 7. 2. Вихревая холодильная каме、 pa ХК-3

Рис. 7. 2. Вихревая холодильная каме、 pa ХК-3

Рис. 7. 2. Вихревая холодильная каме、 pa ХК-3

изделия. Из камеры холода через кольцевую полость 8 и второй контур теплообменника отработанный холодный поток отсасы-

вается эжектором у в атмосферу.

Эжектор работает на горячем потоке вихревой трубы. Температура холодного потока регулируется изменением р, при помощи регулировочной иглы /0, управляемой сектором //.

При работе установки (особенно на малых значениях 卩) эжектор создает значительный вакуум в тракте холодного потока, поэтому камера холода тщательно герметизируется теплоизолированной крышкой 12 с резиновым уплотнением и зажимным винтом. Создаваемый эжекторов при работе установки вакуум обеспечивает надежное поджатие и уплотение крышки. Камера холода и теплообменник теплоизолированы от внешнего кожуха.

Примененный способ крепления камеры холода, теплообменника и осушителя позволило вынести силовые элементы в нижнюю часть осушителя и тем самым избежать тепловых мостов между внешним кожухом и холодной частью установки.

В верхней части камера холода центрируется с наружным кожухом кольцом из пенопласта, покрытым тонким листом текстурного пластика.

Вихревая холодильная камера снабжена установленным на приборном щитке указателем температуры в камере холода, датчиком которого является батарея хромель-копелевых термопар, помещенных в щелевом диффузоре холодного потока,

также манометром, регистрирующим давление поступающее

сжатого воздуха.

Вихревая холодильная камера может быть приспособлена пЛЯ работы от вакуум-насоса, т. е. может работать как термо барокамера. Для этого вход ее оставляется открытым в атмосферу, а выход эжектора соединяется с вакуум-насосом. Но при зтом за счет увеличения удельных объемов уменьшается весовой

расход воздуха и холодопроизводительность установки.

Наличие в установке силикагелевого осушителя обеспечивает поддержание стабильного режима установки, но не способствует увеличению эффекта охлаждения за счет осушки.

Это происходит по то访 причине, что в процессе осушки выделяется теплота адсорбции, близкая по величине к теплоте конденсации паров, за счет чего повышается температура выходящего из осушителя сжатого воз-

Поэтому в других конструктивных вариантах осушитель выносится из установки в отдельна访 агрегат и вводится охлаждение сжатого воздуха после осушителя.

Ввиду указанного ранее пре

имущества использования реге

неративных теплообменников, в Куйбышевском авиационном институте была разработана и изготовлена вихревая холодильная камера ХКМ-2 с регенераторами, схема которой приведена на рис. 7. 3.

Сжатм访 воздух из сети через фильтр / и левую половину пневмореле 2 поступает в левь】访 регенератор 3.

После предварительного охлаждения в регенераторе "через qejHoqHbi访 клапан 4 воздух подается в вихревую трубу 5. Холодный поток из вихрево访 трубы проходит в камеру холода 6, после использования в которо访 поступает в правый регенератор З7, охлаждая его насадки. Из регенератора подогретый поток через пневмореле отсасывается эжектором 7 и выбрасывается через глушитель 8 в атмосферу. ■

Через сшределеннн访 промежуток времени пневмореле пере- ключает сжатый воздух в другой регенератор, при этом так срабатывают верхние автоматические клапаны регенераторов и челночный клапан, что охлажденнм访 в правом регенераторе 3' ежа

тый воздух идет в вихревую трубу, а отработанный холодный поток из камеры холода идет на охлаждение левого регенератора 3

Насадки регенераторов изготовлены из свернутой в спирали гофрированной алюминиевой фольги.

7. 3. ВИХРЕВЫЕ ТЕРМОСТАТЫ

Свойство вихревой трубы создавать как холодный, так и горячий потоки с успехом может быть использовано для создания простой термостатической установки [60], позволяющей получать попеременно охлаждение или подогрев.

Так же, как и в вихревой холодильной камере, в термостате, кроме вихревой трубы, используются теплообменник и эжектор.

Устройство вихревого термостата ВТ-1 [44] изображено на рис. 7.4. Принцип его работы на охлаждение ——следующий.

Осушенный сжатый воздух из внешйей магистрали через патрубок 4 поступает в межтрубное пространство противоточного спирально-трубчатого теплообменника 7, предварительно охлаждается в нем и проходит в вихревую трубу 9.

Выходящий из отверстия диафрагмы холодный поток через кран 8 и верхний левый патрубок поступает в меж стенное пространство термостатической камеры 6, охлаждает последнюю, а затем через донный патрубок идет во второй контур (в спиральные трубки) теплообменника, откуда через кран 2 отсасывается эжектором / в атмосферу (или в глушитель).

Эжектор работает на горячем потоке вихревой трубы, поступающем к нему через кран 3.

Для работы на подогрев краны 2, 3 и S переключаются так, что горячий поток через кран 3 идет по правому верхнему патрубку (закрытому на чертеже) в межстенное пространство термостатической камеры, омывает ее, а затем через донный патрубок поступает в трубки теплообменника 7 для подогрева сжатого воздуха и через кран 2 подается в регулируемое сопло эжектора.

Во всем тракте до сопла эжектора горячий поток сохраняет повышенное давление, которое и используется в эжекторе.

На режиме подогрева холодный поток через краны 8 и 2 отса сывается эжектором в атмосферу.

Так как рабочий объем термостатической камеры не сообщается с проточными частями установки, тщательной герметизации крышки камеры не требуется и в отдельных случаях работы на режиме охлаждения крышка может оставаться открытой или открываться во время работы установки.

Крышка и стенки установки хорошо теплоизолированы пенопластом и аэрогелем.

Плавное изменение температурного режима установки осу ществляется изменением весовых долей холодного и горячего потоков за счет изменения площади проходного сечения сопла

эжектора при перемещении его регулировочной иглы, а также изменением давления сжатого воздуха на входе в установку.

Температура в термостатической камере измеряется батареей хромель-копелевых термопар и регистрируется милливольтметром, имеющим температурную шкалу от ——60 до +100℃.

Рис 1 4 Вихревой термостат ВТ-1

Все три крана переключения режима сблокированы и управ- тяюгся одной ручкой В крышке термостатической камеры имеется смотровое окно

На рис. 7.5 представлен внешний вид вихревого термостата ВТ-1 На приборном щитке установлены указатель температуры

Рис. 7. 5. Внешний вид вихревого термостата ВТ-1Рис. 7. 5. Внешний вид вихревого термостата ВТ-1

Рис. 7. 5. Внешний вид вихревого термостата ВТ-1

Рис. 7. 5. Внешний вид вихревого термостата ВТ-1

в термостатической камере, манометр давления поступающего в установку сжатого воздуха, ручка управления иглой эжектора со шкалой.

Ниже щитка находится ручка переключения сблокированных кранов с режима охлаждения на режим подогрева и обратно.

В последующей модификации — вихревом термостате ВТ-2—— ручное переключение кранов заменено пневматическим. Рабочий объем прямоугольной термостатической камеры этих вихревые

термостатов составляет около 40

Значительно больший объем термостатической камеры (125 л) имеет вихревой термостат ВТ-3, принципиально схожий с ВТ-2.

Некоторым недостатком рассмотренных схем вихревых термостатов ,является наличие кранов большого сечения и довольно протяженных трубопроводов между ними и узлами установки, что приводит к увеличению теплопод- вода из окружающей среды и к увеличению гидравлических потерь в трактах установки.

Ввиду этого представляет интерес конструкция бескранового вихревого термостата ВТ-4, изображенная на рис. 7.6.

Сжатый воздух через патрубок 1 поступает в противоточный спиральный теплообменник 2,

после охлаждения в котором проходит в вихревую трубу 3.

Вытекающий из отверстия диафрагмы 4 холодный поток по вихревой трубе 5 поступает в межстенное пространство 6 термостатической камеры, после охлаждения стенок которой проходит по второму контуру спирального теплообменника 2, охлаждая в нем сжатый воздух, и через полость 7 отсасывается работающим на горячем потоке эжектором 8 через глушитель 9 в атмосферу.

При работе на подогрев соединенные вместе и имеющие общую диафрагму вихревые трубы 3 и 5 перемещаются вниз так, что сжатый воздух из теплообменника поступает в сопло вихревой трубы 5, а выходящий из ее горячего конца горячий поток идет на подогрев термостатической камеры, откуда через второй контур теплообменника и полость 7 поступает в эжектор в качестве эжектирующего потока. При опускании блока вихревых труб сопловые сечения эжектора изменяются так, что соплом

эжектирующего горячего потока становится кольцевая щель,

а эжектируемый холодный поток подсасывается через осевое сопло. Такая перемена контуров хотя и снижает эффективность эжектора, но в принципе не сказывается на работе установки, так как в режиме подогрева всегда имеется резерв по температуре горячего потока.

Как видно из рисунка, эта схема является очень компактной» с малыми гидравлическими потерями и практически не имеет теплопритока через изоляцию в спиральный теплообменник, так как его холодная зона располагается в приосевой области.

Принципиально схожую конструкцию имеет вихревой термостат ВТ-5, имеющий рабочий объем термостатической камеры 1 лЛ

4. РАСЧЕТ И ХАРАКТЕРИСТИКИВИХРЕВЫХ ХОЛОДИЛЬНО-НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК

Вихревые холодильные камеры (а) и вихревые термостаты (б) основаны на одних и тех же принципах утилизации энергии выходящих из вихревой трубы потоков и изображенные на рис. 7. 7 расчетные схемы их идентичны между собой.

Рис. 7. 7. Расчетные схемы вихревой холодильной камеры и вихревого термостата:Рис. 7. 7. Расчетные схемы вихревой холодильной камеры и вихревого термостата:ТК—термостатическая камера;ТО —теплообменн и к;ЭЖ--эжектор; I, О, Э, К, Т——сечения； ВТ—вихревая труба; Кь %, Кз—крань】'ТК—термостатическая камера;ТО —теплообменн и к;ЭЖ--эжектор; I, О, Э, К, Т——сечения； ВТ—вихревая труба; Кь %, Кз—крань】'

Рис. 7. 7. Расчетные схемы вихревой холодильной камеры и вихревого термостата:

Рис. 7. 7. Расчетные схемы вихревой холодильной камеры и вихревого термостата:

ТК—термостатическая камера;ТО —теплообменн и к;ЭЖ--

эжектор; I, О, Э, К, Т——сечения； ВТ—вихревая труба; Кь %, Кз—крань】'

ТК—термостатическая камера;ТО —теплообменн и к;ЭЖ--

эжектор; I, О, Э, К, Т——сечения； ВТ—вихревая труба; Кь %, Кз—крань】'

Поэтому расчет их на режиме охлаждения будет одинаков н расчетные сечения на обеих схемах можно обозначить одними и теми же индексами.

Расчет проводится для установившегося режима, при этом принимаются следующие условия.

Гидравлические потери в трактах установки, кроме теплообменника, компенсируются работой щелевого диффузора холодного потока, поэтому они исключаются из расчета.

Ввиду малых скоростей в рассматриваемых сечениях расчеты проведем по полным параметрам.

Примем постоянство изобарной теплоемкости рабочего

Исходными данными для расчета вихревых холодильно-нагревательных установок являются:

давление ро и температура Т^ питающего сжатого воздуха, а также его относительная влажность <р%;

потребная температура Гх холодного потока;

A/也=7\—Тх=飞二用.A/也=7\—Тх=飞二用.(7.1)(7・2)(7.1)(7・2)допустимый подогрев (или охлаждение при работе термостата на подогрев) A/也 холодного (или горячего) потока в камере, определяемый тепловой нагрузкой Qo установки и теплообменом Qn3 с окружающей средой через теплоизоляцию:

A/也=7\—Тх=飞二用.

A/也=7\—Тх=飞二用.

(7.1)

(7・2)

(7.1)

(7・2)

Q = Qo+Qn3；

потребный объем термостатической камеры, ее поверхность и теплоизоляция;

температура Гг горячего потока на входе в термостатическую камеру при работе термостата на подогрев.

Приближенный расчет температур

Пренебрегая всеми гидравлическими потерями, проведем ориентировочный расчет параметров основных сечений. Для этого, принимая Pi = po и Рх=рь=Рк и задаваясь расчетным ц, из уравнения (6. 10) определим приближенное значение рх.

Величиной рз необходимо также задаться.

При достаточно хорошем диффузоре и наличии на выходе из него глушителя можно принимать рэ= 1,1 ата. Величиной 九片 задаемся, исходя из условия, что 九也《1 и с увеличением р0 н уменьшением ц предельные значения ее в случае использования суживающегося сопла эжектирующего газа уменьшаются.

По заданному ро и найденному рх находим степень расширения газа зт= ~.

Ориентировочно оценивая допустимый подогрев в камере △6г, совершенство теплообменника 厶爲 и относительные температурные потери за счет влажности, принимаем приближенное зна- иенпе 7V по выражению, аналогичному выражению (6.27):

(7.3)(7.3)△厶 + ДЛ + ИД^х) +

(7.3)

(7.3)

N =

где 9 = g； + %3・

Значение ^в определяется из выражения (6. 24);

9пз = ~^теплоприток через изоляцию, отнесенный к 1 在々° поступающего в установку сжатого воздуха.

По полученным л и 7V и выбранному ц из рис. 6.2 определяется значение 6Х, а затем по уравнению (6.14) подсчитывается температура 7\ холодного потока.

Если полученная величина Тх не соответствует заданной, то производится пересчет с другими ц до получения требуемого значения Тх.

Можно принять другой порядок расчета.

Задаться величинами N м п (при этом следует ^'читывать рассмотренные в разд. 7. 1 принципы выбора качества тепло обменника и эжектора) и по заданной величине 而 из рис. 6. 7 выбрать требуемое ц, а затем вести расчет, как указано выше.

Температура Г] сжатого газа перед вихревой трубой может быть определена из уравнения теплового баланса теплообменника, аналогичного уравнению (6. 23):

^-Л + ^-^-[Гт-Тй-&ВД].(7.4)

Используя уравнение вихревой трубы (6. 2), а также (6.12) и (6. 13), получим

f(1 一 . т0 1-网

При известных Тх, л и ц согласно уравнению (6. 2) можно определить Т} из кривых рис. 6. 2.

Относительная температура входящего в эжектор горячего потока может быть найдена из выражений (6.1), (6.2) и (7. 5)

齐〃(十+1).(7.6)

С ростом 卩 и 7V подогрев горячего потока возрастает.

В разд. 6. 1 при расчете эжектора нами было принято условие

Действительно, для случая регенеративной схемы из выражений (6. 13) и (7. 6) можно получить

—7。

При использовании в установке достаточно хорошего теплообменника величиной у^ можно пренебречь, тогда с учетом выражения (6.7) имеем

(7.8)

Величина N обычно имеет значение меньше 0,03, а при 拉= 0,6 имеем н=1,5, что дает 才 =1,02.

Это отношение в уравнении (6. 8) стоит под корнем, что сводит величину ошибки к 1%.

Если установка рассчитывается для работы на влажном воздухе при плохой регенерации (при больших N) и малом значении 出 то в уравнении (6.8) необходимо учитывать отношение температур.,

Для случая расчета термостата с заданной температурой Тг горячего потока на режиме нагрева в первом приближенном расчете необходимо убедиться в возможности достижения ее.

Ее выражение можно найти при совместном решении уравнений (6. 1), (6. 2) и уравнения теплового баланса теплообменника, которое в этом случае принимает вид

Л-T。 + 班=(1 -p) (7\ - 7;).(7.9)

Ср

Принимаем по аналогии с (4.12) и (4.13)

也=Т'т — Т&；(7.10)

М=7；_То.(7.11)

После совместного решения этих уравнений и некоторых преобразований получим выражение для относительной температуры горячего потока

^=("n口(+-1)。亿12)

"г=—~.(7.13)

Как видно из выражения для М, при работе на подогрев теплота конденсации не выделяется.

Если подсчитанная величина Т； оказывается ниже потреб- но死 то необходимо увеличить 卩 и уменьшить М (принять лучший теплообменник и улучшить теплоизоляцию установки).

При рассмотрении уравнения энергии установки легко увидеть, что температура отсасываемого эжектором холодного потока оказывается незначительно ниже То и при влажности 屮＜100% редко проходит точку росы.

Даже при наличии конденсации влаги в холодном потоке уравнение (7.12) будет справедливым, так как холодный поток на этом режиме не участвует в регенерации.

Из выражений (6. 1), (6. 2) и (7. 12) можно найти

~=У(7.14)

При 7Vr=O,O3;卩=0,6 (n= 1,5) и То = 298°К эффект охлаждения составляет около 6°.

Интересно отметить, что в предельно регенеративном цикле (7Vr=0) при работе на подогрев выходящий из вихревой трубы холодный поток будет иметь температуру, равную температуре поступающего в установку сжатого воздуха

£= 7})..

Здесь опять оказывается справедливым положение, высказанное в разд. 6. 3 и выраженное зависимостью (6.20).

Для случая работы на подогрев оно формулируется так. «Максимальное повышение температуры в предельном регенеративном цикле с вихревой трубой обеспечивается при максимальной разности температур между горячим и холодным потоками вихревой трубы, при этом всегда получаемый эффект подогрева равен этой разности температур».

Так как с ростом температуры воздуха перед вихревой трубой эффекты охлаждения и подогрева в ней увеличиваются, то в регенеративном цикле при прочих равных условиях достижимые эффекты подогрева всегда больше достижимых эффектов охлаждения.

Из выражений (7.14) и (6. 2) найдем температуру Т[ перед вихревой трубой

今个•(T• 亿⑸

Из этого выражения можно заметить, что в регенератидаом цикле пои работе на подогрев величина подогрева сжатого воздуха в теплообменнике уменьшается с ростом ц в то время, как при работе на охлаждение величина охлаждения сжатого воздуха возрастает с ростом ц. А так как наибольшая разность температур между холодным и горячим потоками вихревой трубы, определяющая предельно достижимые охлаждение и подо-

грев, имеет место при больших значениях ц, то на режиме подогрева роль теплообменника оказывается незначительной.

Постму в противоположность режиму работы на охлаждение на атсм режиме при больших 卩 совершенство теплообменника не так важно.

После ориентировочного расчета температур в основных сечениях проведем расчет элементов установки.

Расчет теплообмена с окружающей средой

По заданному объему и форме камеры холода (или термостатической камеры) и теплообменника, выбранной толщине диз л коэффициенту теплопроводности АИз изоляционного материала подсчитывается тепловой поток через изоляцию в цилиндрическую камеру холода

Q“3 = 3,14•統/ 看(7.16)

где 厶丸,队——высота и диаметр камеры холода;

Da — диаметр внешнего кожуха установки;

Ти ——температура окружающей среды.

При известных тепловой нагрузке Qo, Qn3 (Q = Qo+Qn3)по допустимому подогреву 厶加 потока в камере и выбранному ц можно найти выражение для потребного расхода G сжатого воздуха через установку

[л-Д^-гр-3600 [сел： I''

Теперь можно определить удельный тепловой поток ^Из из окружающей среды в теплообменник

%3 = 2・3」4%з；т・36(Ю 亿。-,(7. 18)

где LT, £)т — высота и диаметр теплообменника, которые можно ориентировочно принимать равными:

丄t=1,5Lk £)T=0,8-£)ft (в последующем расчете они уточняются).

В случае применения спирального теплообменника теплопод- вод к нему через теплоизоляцию практически отсутствует и для него можно считать ^из=0.

По величинам ро,亍о, 7\ я <р0(%) из выражения (6. 24) определяется теплота 夕口 конденсации паров воды в теплообменнике.

Так как при наличии конденсации в теплообменнике сжатый воздух подойдет к вихревой трубе с q)i = 100%, то при достаточно низкой расчетной температуре Гх можно величину д(Д/х) рассчитывать по выражению (3. 15) или брать из кривых рис. 3. 5.

По найденным величинам из выражения (7. 3) определяется потребная величина меньшего температурного напора Д/т теплообменника

№ = N\・Te — M — — 六, (7. 19) а из выражений (6. 12) и (6.13) определяются остальные недостающие значения температур 九 и Гт.

Расчет теплообменника

Так как значения G (7.17) и Gx (1.3) нам известны, то для расчета теплообменника при выбранной конструкции его необходимо задаться значениями скоростей сжатого воздуха 加匕济 и холодного потока wx. .

При выборе их следует иметь в виду, что при равных скоростях, ввиду большей плотности сжатого воздуха, коэффициент теплоотдачи аСж между ним и стенкой оказывается заметно больше, поэтому для получения оптимального коэффициента теплопередачи необходимо стремиться к увеличению коэффициента теплоотдачи ах холодного потока или к увеличению относительной площади теплообменника со стороны холодного потока.

Увеличение ах связано с увеличением скорости холодного потока, что ограничивается возрастающими при этом гидравлическими потерями в нем.

Это ограничение оказывается существенным потому, что потеря давления в холодном потоке эквивалентна 冗 ——кратной потере давления в контуре сжатого воздуха, что легко увидеть из выражения для

九=上-.

Действительно, беря поочередно производные л по pi и рх, получим

—и —. (7.20) 办 1 А °" & Рх

Принимая равенство приращений йл в обоих случаях, приходим к равенству

m 加= n®xl， (7.21)

подтверждающему высказанное выше положение.

Поэтому для увеличения коэффициента теплопередачи наиболее рациональным является увеличение относительной поверхности со стороны холодного потока, т. е. оребрение ее.

В спирально-трубчатом теплообменнике это осуществить довольно сложно, так как необходимо иметь оребрение внутри трубок. При гладких трубках спирально-трубчатый теплообменник имеет неблагоприятное соотношение между поверхностями теплообмена, что является основным его недостатком.

Увеличение относительной поверхности холодного потока в спиральном теплообменнике легко решается конструктивно.

Для этого в отличие от рис. 7. 1,6 спиральный теплообменник свивается из одной ленты и ряда трубочек, подпаиваемых к од^ ной из сторон ленты.

Сжатый воздух пропускается внутри трубочек от периферии к оси, а холодный поток — по спиральному каналу от оси к пери^ ферии.

Таким образом, суммарная омываемая холодным потоком поверхность трубочек и спиральной ленты оказывается значительно большей, чем омываемая сжатым воздухом внутренняя поверхность трубочек.

Рассмотрим расчет спирально-трубчатого теплообменника.

По принятым скоростям wc® и wx подсчитываются критерии Рейнольдса, при этом за определяющие температуры принимаются средне-арифметические температуры: холодного потока

7%р二空卢(7.22)

и сжатого газа

TCK,^^f^.(7.23)

Затем по соответствующим критериальным уравнениям [например, М. А. Михеев «Основы теплопередачи», 1947] подсчитываются коэффициенты теплоотдачи ах и。匕济,а также коэффициент теплопередачи, отнесенный к единице омываемой холодным потоком поверхности

Кт=—]」(7. 24)

где 备一коэффициент оребрения.

. Для рассматриваемой конструкции теплообменника величина Ет выражается отношением наружного da и внутреннего 厶口 диаметров трубок 昌丁=尧＞1，но учитывая, что при рядном расположении трубок часть их внешней поверхности оказывается затененной, можно принимать £ = 1.

По известным температурным напорам А% и АР=7\—Tk подсчитывается среднелогарифмический температурный напор

(7.25)(7.25)Количество передаваемого теплообменником в единицу времени тепла определяется по выражениюКоличество передаваемого теплообменником в единицу времени тепла определяется по выражениюQ^G^c^-T^(7.26Q^G^c^-T^(7.26а затем подсчитывается потребная площадь теплообменаа затем подсчитывается потребная площадь теплообменаРис. 7.8. Расчетная схема спнрально-труб- чатого теплообменникаРис. 7.8. Расчетная схема спнрально-труб- чатого теплообменникаQtКт&QtКт&(7.27)(7.27)ходных сечений дляходных сечений дляРасчет спирально-трубчатого теплообменника имеет особенность, заключающуюся во взаимной связи таких величин, как длина /т трубки в спирали, длина £т теплообменника, число /т трубок в каждой спирали, число т рядов в теплообменнике, зазор А между рядами.Для вывода расчетных формул воспользуемся рис. 7.8 и примем дополнительные обозначения:Do ——средний диаметр первого зазора;— общее число трубок в теплообменнике；Sew, Sx — суммарные площади про- сжатого воздуха и холодного потока соотРасчет спирально-трубчатого теплообменника имеет особенность, заключающуюся во взаимной связи таких величин, как длина /т трубки в спирали, длина £т теплообменника, число /т трубок в каждой спирали, число т рядов в теплообменнике, зазор А между рядами.Для вывода расчетных формул воспользуемся рис. 7.8 и примем дополнительные обозначения:Do ——средний диаметр первого зазора;— общее число трубок в теплообменнике；Sew, Sx — суммарные площади про- сжатого воздуха и холодного потока соответственно.По рассчитанным параметрам сжатого воздуха и холодного потока и выбранным скоростям их определимветственно.По рассчитанным параметрам сжатого воздуха и холодного потока и выбранным скоростям их определимS = G，R 仇 + /).СЖ 2-Ро-^сж ，'2Px・叫'S = G，R 仇 + /).СЖ 2-Ро-^сж ，'2Px・叫'(7.28)(7.29)(7.28)(7.29)По суммарной площади проходного сечения холодного потока определяется общее число трубок в теплообменникеПо суммарной площади проходного сечения холодного потока определяется общее число трубок в теплообменнике(7.30)(7.30)

(7.25)

(7.25)

Количество передаваемого теплообменником в единицу времени тепла определяется по выражению

Количество передаваемого теплообменником в единицу времени тепла определяется по выражению

Q^G^c^-T^(7.26

Q^G^c^-T^(7.26

а затем подсчитывается потребная площадь теплообмена

а затем подсчитывается потребная площадь теплообмена

Рис. 7.8. Расчетная схема спнрально-труб- чатого теплообменника

Рис. 7.8. Расчетная схема спнрально-труб- чатого теплообменника

Qt

Кт&

Qt

Кт&

(7.27)

(7.27)

ходных сечений для

ходных сечений для

Расчет спирально-трубчатого теплообменника имеет особенность, заключающуюся во взаимной связи таких величин, как длина /т трубки в спирали, длина £т теплообменника, число /т трубок в каждой спирали, число т рядов в теплообменнике, зазор А между рядами.

Для вывода расчетных формул воспользуемся рис. 7.8 и примем дополнительные обозначения:

Do ——средний диаметр первого зазора;

— общее число трубок в теплообменнике；

Sew, Sx — суммарные площади про- сжатого воздуха и холодного потока соот

Расчет спирально-трубчатого теплообменника имеет особенность, заключающуюся во взаимной связи таких величин, как длина /т трубки в спирали, длина £т теплообменника, число /т трубок в каждой спирали, число т рядов в теплообменнике, зазор А между рядами.

Для вывода расчетных формул воспользуемся рис. 7.8 и примем дополнительные обозначения:

Do ——средний диаметр первого зазора;

— общее число трубок в теплообменнике；

Sew, Sx — суммарные площади про- сжатого воздуха и холодного потока соот

ветственно.

По рассчитанным параметрам сжатого воздуха и холодного потока и выбранным скоростям их определим

ветственно.

По рассчитанным параметрам сжатого воздуха и холодного потока и выбранным скоростям их определим

S = G，R 仇 + /).

СЖ 2-Ро-^сж ，

'2Px・叫'

S = G，R 仇 + /).

СЖ 2-Ро-^сж ，

'2Px・叫'

(7.28)

(7.29)

(7.28)

(7.29)

По суммарной площади проходного сечения холодного потока определяется общее число трубок в теплообменнике

По суммарной площади проходного сечения холодного потока определяется общее число трубок в теплообменнике

(7.30)

(7.30)

а по потребной площади теплообменника ——их длина

3,14・&н・*3,14・&н・*(7.31)

3,14・&н・*

3,14・&н・*

Число трубочек в i ряду определяется из условия заполнения ими всей площади ряда

,—3,1 .仇 十(d^ + А) + 2("н 十 3)(2 — 1)(7 32)

Потребное число рядов m можно определить из двух условий: из условия размещения общего числа трубок

m 竺4 (7.33)

3,14・Z W А + (% + А) + 2 (厶 + A) (i — 1)

и из условия получения потребной площади проходного сечения сжатого воздуха

т =к一^ .(7.34)

а. 2 仇+2(以 + 4)(£-1)

Приравнивая правые части двух последних выражений и представляя суммы знаменателей как суммы арифметических прогрессий, приходим к выражению

生生孔工=巫L,(7.35)

дающему связь между длиной £т теплообменника и межрядным зазором А.

Можно задаться любой из них, но при этом необходимо учи тывать следующее.

Для получения достаточно хорошего противотока необходимо иметь /т>2-£т.

Слишком малые величины А усложняют технологию изготовления теплообменника, увеличивают относительную неравномерность Д по окружности, приводящую к неравномерности потока по поверхности и ухудшению качества теплообменника. Кроме того, малые А увеличивают возможность засорения и закупорки отдельных частей тракта.

Чаще всего второе условие оказывается доминирующим, поэтому, задавшись величиной А (тем более, что она нужна в начале расчета для определения критерия Рейнольдса), из уравнения (7. 35) определим величину £т

(7.36)

(7.34)(7.34)(7.37)(7.37)(7.38)(7.38)

(7.34)

(7.34)

(7.37)

(7.37)

(7.38)

(7.38)

Имеющиеся в знаменателях уравнений (7.33) и суммы арифметических прогрессий равны между собой ставляют

? 12 + (乙 + △)+2(當 +A) (i - 1)] А=*必+ 2(厶+a)0一1)]0 + (厶+ 3).加]加.

Число т рядов находим по выражению (7. 34)

3,14г.[。0 + (九+公.mm приводящемуся к кубическому уравнению

m3h色-.加2= 0.

厶+厶3」4•厶(%十А)

Анализ этого уравнения показывает, что оно имеет два мнимых и одно интересующее нас действительное решение.

Действительное решение может быть выражено в общем виде одним из методов решения подобных уравнений, но в нашем случае нет необходимости определения точного значения деист- ьительного корня. Нашей задачей является отыскание двух последовательных целых чисел, между которыми находится точное решение.

Поэтому, представив уравнение (7. 38) в виде

(7.39) [ А =3」4・А・(％+А)

методом подбора легко найти эти два целых числа, учитывая, что при т большем, чем корень, левая часть уравнения больше правой и наоборот.

За искомое принимается большее из лежащих по обе стороны от корня т полученных значений.

После нахождения т по выражению (7.32) подсчитывается число трубок в каждом ряду, причем, найденные дробные значения tT г округляются до меньшего целого.

Таки-е округления m и iT? приводят к уменьшению площади теплообменника и проходных сечений 5СЖ и Sx, что особенно заметно при больших значениях отношения

Поэтому после определения m и tT { необходимо уточнить значения скоростей <^сж и wx, коэффициента теплопередачи Кт и потребной площади Гт и по выражениям (7.31) и (7.36) опреде-

лить уточненные значения 厶 и Ат. При уточненном расчете коэффициента теплоотдачи ах холодного потока следует учитывать изогнутость трубок.

Определение гидравлических потерь

Если проектируемая установка имеет достаточно большие проходные сечения в трактах (как в случае вихревой холодильной камеры), то гидравлические потери будут определяться только потерями в теплообменнике и представлять собой сумму потерь на трение и подогрев, а также местных потерь на входе и выходе из теплообменника.

Как для контура сжатого воздуха, так и для контура холодного потока потери на трение подсчитываются по формуле Дарси

"尸止 W，(7.40)

где 自——коэффициент сопротивления трения;

/— длина канала;

成 一 эквивалентный диаметр канала.

Местные потери на входе и выходе подсчитываются по фор-

△几=Е 罟，(7.41)

где 二一 коэффициент местного сопротивления.

Для холодного потока следует учитывать потерю на ускорение при подогреве

a"L衅.(7.42)

"2

В этих выражениях q и w подсчитываются по ТХср и TCHt.cp соответственно.

В случае расчета установки, имеющей, подобно вихревому термостату ВТ-1, более сложные и стесненные тракты, необходимо подсчитывать и их гидравлические сопротивления, особенно в тракте холодного потока.

Затем находятся суммарные потери в тракте холодного по-

△"х = £а"т + £"м+“，(7.43)

н в тракте сжатого воздуха

△"с*・=”т + £"м・(7.44)

Уточненное значение степени расширения в вихревой трубе составит

Рх + АРхРх + АРх(7.45)

Рх + АРх

Рх + АРх

Определение основных размеров вихревой трубы и эжектора

По найденным параметрам Pi и Т} поступающего в вихревую трубу сжатого воздуха, его расходу G и весовой доле 卩 рассчитываются основные размеры вихревой трубы: площадь Лс проходного сечения сопла (3. 23), диаметр D вихревой трубы (3.27).

Затем вводятся поправки： на масштаб вихревой труби (3.9) и на влияние давления холодного потока (по кривым рис. 3.4). Пересчитываются Fc и D и определяются остальные размеры вихревой трубы: диаметр £)д отверстия диафрагмы (3.28), длина £ вихревой зоны (3.29), размеры сопла (3. 25 и 3. 26).

По найденным величинам проводится уточненный расчет установки.

Если расчетные условия таковы, что эффективность установки в значительной степени определяется эффективностью эжектора, то по одной из существующих методик (например, [1]) необходимо провести тщательный расчет последнего с выбором оптимального режима его работы.

При работе на больших л и р, наличии хорошей регенерации можно провести упрощенный расчет эжектора, основные зависимости для которого получены в разд. 6.1.

Площадь Fr проходного сечения сопла эжектирующего (горячего) потока при критическом истечении его подсчитывается по выражению, аналогичному (3.24):

(7.46)(7.46)

(7.46)

(7.46)

По выражению, подобному (6.8), находим геометрический параметр а эжектора

(7.47)

(7.48)(7.48)и площадь 尸х соплового сечения холодного потока по выражению (6.5)

(7.48)

(7.48)

Диаметры сопла 4 и камеры смешения &寓 найдутся из выражений

二^，(7・49)

где dm ——диаметр штока регулировочной иглы сопла эжектора

3 户"(7.50)

Длина 2K.e камеры смешения выбирается в пределах 6——8 калибров ее.

Угол раствора диффузора эжектора обычно принимают равным 6—8°.

Характеристики

Расчетные кривые значений относительных температур 倉 холодного потока в функции от ц, я и ^ представлены на рис. 6.7, они являются характеристиками вихревых холодильнонагревательных установок при работе их на режимах охлаждения.

Следует отметить, что эти кривые не являются регулировочными характеристиками установок, а каждая точка кривых соответствует расчетному режиму вполне определенной установки.

При регулировании установки по ц меняются режимы работы вихревой трубы, теплообменника и эжектора, что приводит к изменениям л и ^ т. е. к переходу на точку, лежащую на другой кривой рис. 6. 7.

Расчет регулировочных характеристик очень усложняется тем, что необходимо иметь характеристики вихревой трубы для Од=const при различных Т} и я.

Проведение этого расчета нецелесообразно, так как регулированием иглой эжектора или давлением на входе всегда можно обеспечить любую температуру, лежащую между расчетными значениями Гх и Гг.

На рис. 7.9 представлены кривые относительной температуры 完 поступающего в термостатическую камеру горячего потока в случае работы термостата на подогрев.

Из рассмотрения их следует, что температура Т； горячего потока является в основном функцией ц, заметно возрастающей с ростом последней.

С ростом я уровень значений Гг также возрастает, что особенно заметно на малых ц.

Рост величины NT приводит к снижению Т「, но по мере возрастания |i влияние М заметно уменьшается.

Рис. 7.9. Кривые относительной тем- пературы—зависимости от ц, л, iVrРис. 7.9. Кривые относительной тем- пературы—зависимости от ц, л, iVrРис. 7. 10. Рабочие характеристики ХК-3Рис. 7. 10. Рабочие характеристики ХК-3

Рис. 7.9. Кривые относительной тем- пературы—зависимости от ц, л, iVr

Рис. 7.9. Кривые относительной тем- пературы—зависимости от ц, л, iVr

Рис. 7. 10. Рабочие характеристики ХК-3

Рис. 7. 10. Рабочие характеристики ХК-3

Это уменьшение влияния объясняется тем, что при работе на подогрев основной эффект приходится на подогрев в вихревой трубе, поэтому совершенство процесса регенерации и тепловые потери, определяемые величиной М, не играют существенной роли в суммарном эффекте, особенно на больших 卩,когда при малом относительном расходе горячего потока подогрев сжатого газа в теплообменнике невелик.

При работе на режимах охлаждения регенерация обеспечивает значительную долю суммарного эффекта охлаждения, что заметно повышает роль процесса регенерации, особенно на больших н， когда возрастание температурного напора при недостаточно хорошем теп- лообменнике приводит к большим потерям холода.

На рис. 7. 10 приведены экспериментальные кривые минимальной температуры Гх холодного потока и минутного объемного расхода V (в нормальных кубических метрах) сжатого воздуха вихревой холодильной камеры ХК-3 в зависимости от давления ро сжатого воздуха при его температуре +15℃.

ХК-3 является одной из первых в серии разработанных [57, 58, 59, 64] вихревых холодильных установок.

В силу предъявленного к ней требования быстрого выхода на режим она была рассчитана для работы на малых значениях 卩，поэтому имела теплообменник с малой поверхностью теплообмена.

Несмотря на несовершенство регенерации и недостаточную теплоизоляцию, получаемый в установке эффект охлаждения

на 45% превышает таковой, полученный [100] в вихревой трубе такого же диаметра, но без регенерации.

На рис. 7. 10 пунктирной кривой представлены результаты исследования Хилша (100].

Недостаточная изоляция камеры холода и теплообменника ХК-3 привела к значительным потерям холода и заметному подо

греву холодного потока в камере холода, составившему Д/к=9°.

Некоторое улучшение теплоизоляции в вихревой холодильной камере ВХК-2, имеющей те же геометрические размеры и расход, позволило при рс=6 ати увеличить суммарный эффект охлаждения на 5°.

Дальнейшее увеличение суммарного эффекта охлаждения можно получить при переходе на большие значения 卩 при улучшении качества теплообменника, что было осуществлено [44] в вихревых термостатах ВТ-1 и ВТ-2.

На рис. 7. 11 приведены кривые зависимости минимальных Гх и максимальных

Рис. 7. 11. Рабочие характеристикиРис. 7. 11. Рабочие характеристикиТ； температур в термостатическойТ； температур в термостатическойкамере ВТ-1 от давления питающего сжатого воздуха.

Рис. 7. 11. Рабочие характеристики

Рис. 7. 11. Рабочие характеристики

Т； температур в термостатической

Т； температур в термостатической

Сравнение кривых Т* с аналогичной кривой рис. 7.10 показывает на увеличение эффекта охлаждения в среднем на 12%. ,

Кривая Т「 показывает довольно высокий уровень температуры на режиме подогрева —• температура 100° С достигается уже при давлении Ро=3 ат〃.

Возможность дальнейшего улучшения работы установки наглядно иллюстрируется результатами испытаний вихревого термостата ВТ-3, приведенными в табл. 7. 1.

ВТ~3 был рассчитан на режим 卩= 0,6 при р0=7 ати.

Из сравнения расчетных и экспериментальных данных видно, что данные расчета хорошо согласуются с результатами экспериментов.

В экспериментах с уменьшенной камерой холода, обеспечив- 山нх снижение потерь, заметно возрастание суммарного эффекта охлаждения А& в установке.

Сравнение расчетных и экспериментальных данных вихревого термостата ВТ-3

爲z

7。

7卜х卜丁

n卜,к

0 K

Расчет

7

0,6

293

247

209

289

301

2,5

4,5

24

Эксперимент с уменьшенной камерой холода

7

0.595

294

242

205

292

296

0,5

2,0

89

7

0,567

299,5

248

208

297

зоо

2

0,5

92,5

7

0,608

301,5

245

208

301

302

0,5

65

£3,5

В установке

6,8

292

209

83

Область применения и экономичность

При термодинамическом анализе тепловых аппаратов основным критерием является степень термодинамического совершенства положенных в их основу циклов.

В большинстве случаев этот критерий оказывается единственно правильным, так как энергетические затраты на осуществление цикла чаще всего оказываются доминирующими в общей сумме затрат.

Характерным для этих случаев является непрерывное получение больших количеств холода в холодильной машине, имеющей большой ресурс работы.

Несмотря на высокую стоимость такой машины, расходы на квалифицированное обслуживание и большую занимаемую ею производственную площадь, расходы на обслуживание и амортизацию оказываются незначительными по сравнению с энергетическими расходами, связанными с осуществлением самого цикла получения холода.

Рассмотрение цикла вихревой трубы с этой точки зрения приводит к выводу о его крайнем несовершенстве.

Не останавливаясь на этом подробно, так как довольно полный термодинамический анализ вихревой трубы проводился в работах [4, 36, 46, 85, 100], укажем, что по сравнению с обратным циклом Карно к. п. д. цикла вихревой трубы без регенерации составляет 2—3%. “

В разд. 3.7 указывалось, что адиабатный к. п. д. вихревой трубы (определяемый сравнением с идеальной расширительной

машиной без использования производимой последней работы) не превышает 0,3%.

Правда, согласно экспериментальным данным, освещенным в разд. 2.3 этой книги, создаваемый вихревой трубой эффект охлаждения может в несколько раз превысить эффект идеальной расширительной машины и оказывается в сотню раз выше эффекта дросселирования, но наличие разделения потока на холодный и горячий заметно снижает возможность использования его в регенеративном цикле глубокого охлаждения, где эффект дросселирования с успехом применяется.

Таким образом, вихревой эффект может быть использован для получения холода до температуры порядка ——100℃, причем, по совершенству цикла он не может конкурировать ни с паровыми, ни с газовыми детандерными циклами,

Рост потребной техники и производства в искусственном получении холода с температурами до ——80° С ставит перед холодильной промышленностью задачи по созданию холодильных установок с особыми условиями работы.

Часто назначением таких установок является обработка холодом или испытание металлических изделий, имеющих малую теплоемкость и требующих малую холодопроизводительность при малых габаритах, мобильности и простоте установки.

В этих случаях термодинамическое совершенство цикла отходит на второй план, ибо основную роль начинают играть амортизационные расходы и расходы на обслуживание установки. Такие случаи и оказываются целесообразными для применения вихревых установок.

Хорошим обоснованием этого являются сравнительные расчеты [31] затрат на одновременную обработку холодом 300 кг колец подшипников, проводимую с помощью вихревой холодильной камеры ВХК-2 и фреоновой установки ФДС-0,15. Холодопроизводительность и рабочие температуры этих установок близки друг к другу.

Результаты расчета по статьям приведены в табл. 7.2.

Следует заметить, что эти расчеты проведены для случая 100% загрузки установок при их непрерывной работе в течение

Все остальные случаи, характеризующиеся меньшей загруз- ко访 и эпизодичностью работы ставят фреоновую установку в еще более невыгодные условия.

Рассмотрение таблицы показывает на значительно более высокую общую экономичность ВХК-2.

В расчетном случае ВХК-2 оказывается в 6 раз экономичнее фреоновой, что объясняется низкой долей расходов на обслуживание и амортизационных расходов ВХК-2, составляющих 16% от общих, тогда как для ФДС-0,15 эти расходы состав- •пяют 91%.

№

ФДС-0,15

ВХК-2

пор.

Статьи расхода

руб-

%

руб.

%

1

Расход хладагентов (фреонов), масла и силикагела

0,17

2

0,07

4

2

Расход электроэнергии

1,02

9

з

Зарплата на обслуживание установки

4,28

39

4

Стоимость сжатою воздуха

1,51

84

Амортизация установки

5,44

49

0,18

10

6

Амортизация здания

0,08

1

0,03

2

Ито 1 о:

1399

100

1,79

100

Интересно отметить, что наличие вспомогательных агрегатов, требующих расхода Энергии, заметно повышает удельный расход электроэнергии фреоновой машины.

При одной и той же холодопроизводительности установок расход на приготовление сжатого воздуха для ВХК-2 только в 1,5 раза выше расхода на электроэнергию для ФДС-0Д5, зарплата персонала, обслуживающего фреоновую установку, оказывается в 2,5 раза выше всех затрат ВХК-2.

Даже при пятикратном сокращении статей 3 и 5 расходов, возможном за счет снижения стоимости серийного образца и обслуживания одним человеком нескольких установок, вихревая холодильная камера оказывается в 1,5 раза экономичнее фреоновой.

Это говорит о больших потенциальных возможностях использования вихревых установок в машиностроительном производстве.

Но экономическая целесообразность не всегда оказывается доминирующим критерием в выборе метода охлаждения или нагрева. Взрывобезопясность, транспортабельность, мобильность и простота часто являются такими определяющими критериями.

Примерами могут служить получение холода во взрывоопасных помещениях (например, шахтах), где использование электропривода недопустимо； испытание взрывоопасных веществ При пониженных и повышенных температурах, климатические испытания агрегатов летательных аппаратов и приборов, работающих в сложных метеорологических условиях при наличии вибрации.

Кроме взрывобезопасности и простоты, достоинством вихревого термостата является возможность плавного изменения

температуры во всем диапазоне от —60 до +140℃, что делает его удобней установкой для физических и химических лабораторных исследований.

Глава VIII

ОСУШКА ГАЗОВ В СХЕМАХ КОНСТРУКЦИЙС ВИХРЕВОЙ ТРУБОЙ

В производственной и лабораторной практике часто появляется необходимость в осушке воздуха и газов от паров воды или других легко конденсируемых жидкостей. Примерами этого являются: осушка воздуха, идущего на обдув деталей перед сборкой в точном машиностроении, осушка водорода перед его использованием в процессе восстановления окислов в порошковой металлургии, улавливание бензиносодержащих фракций нефтяных газов и многие другие.

Использование твердых адсорбентов типа силикагеля, алюмогеля, каустической соды не всегда бывает удобным из-за того, что они требуют периодической замены или востановления и из них трудно извлечь уловленную жидкость.

В этих случаях пользуются механической осушкой, основанной на охлаждении осушиваемого газа до температуры конденсации содержащихся в нем паров и последующим механическом удалении конденсата.

Для охлаждения осушиваемого газа при этом пользуются какой-либо холодильной машиной.

Если имеется возможность предварительно сжать осушивае- мый газ, то в зависимости от уровня давления сжатия он пропускается через детандерный или дроссельный регенеративные ПИКЛЫ.

Конструктивная простота вихревой трубы позволяет с успехом использовать ее для механической осушки газов.

При этом в зависимости от условий и требуемой глубины осушки можно использовать несколько схем вихревых осуши-

ВИХРЕВОЙ РЕГЕНЕРАТИВНЫЙ ОСУШИТЕЛЬС СОХРАНЕНИЕМ ДАВЛЕНИЯ ОСУШИВАЕМОГО ГАЗА

С целью сокращения энергетических затрат на осушение сжатых газов (например, сжатого воздуха заводских пневматических сетей)' необходимо, чтобы холод расходовался лишь на конденсацию и вымораживание влаги. С этой точки зрения представляет интерес [42] регенеративная схема осушения сжатого воздуха с применением вихревой трубы, изображенная на

Влажный сжатый воздух через сборник (С) конденсата подается в трехканальный противоточный теплообменник (сече-

ние 0), где охлаждается и освобождается от сконденсировавшейся влаги, оседающей на стенках теплообменника и стекаю

щей в сборник конденсата.щей в сборник конденсата.Рис. 8.1. Регенеративная схема осушения с вихревой трубойРис. 8.1. Регенеративная схема осушения с вихревой трубойИз сборника влага выпускается через сливной кран (А).

щей в сборник конденсата.

щей в сборник конденсата.

Рис. 8.1. Регенеративная схема осушения с вихревой трубой

Рис. 8.1. Регенеративная схема осушения с вихревой трубой

В холодной части теплообменника (в сечении 2) от охлажденного и осушенного сжатого воздуха отбирается некоторое его количество и подается в вихревую трубу (ВТ). После процесса разделения в вихревой трубе холодный поток через кран (К) поступает в третий контур теплообменника (сечения 4—5), где холодный поток отбирает тепло от текущего по контуру (0—/) сжатого воздуха.

Основная масса осушенного сжатого воздуха возвращается по второму контуру теплообменника (сечения 2—3), отбирает тепло от охлаждаемого сжатого воздуха и выходит из теплообменника через вентиль

(В) с температурой, практически равной температуре подавае(В) с температурой, практически равной температуре подаваемого на осушение сжатого воздуха.

(В) с температурой, практически равной температуре подавае

(В) с температурой, практически равной температуре подавае

Для вывода расчетных уравнений этой схемы используем уравнение теплового баланса установки, отнесенного к 1 кг поступающего сжатого воздуха

力+ 0в + 9нз=8в 屮 4 + 8в(1 一卩)"「+(1 — Хв)4・(8・ 1)

'о— удельная энтальпия сухого воздуха с параметрами ро, То；

tg ‘3，»5 — удельные энтальпии в соответствующих сече-

，из ——удельный тепловой поток через теплоизоляцию в установку, подсчитывается аналогично (7.18);

ge ——относительный весовой расход воздуха, идущего в вихревую трубу;

д；——теплота конденсации влаги, конденсирующейся из 1 кг осушиваемого сжатого воздуха в контуре (О—/), подсчитывается по выражению (6.24).

Для умеренных давлений примем с@ = const.

Также будем считать Т^ = Т3, что не приведет к заметной ошибке ввиду относительно малого расхода воздуха в сече-

' Тогда, заменяя i=c 军・Т и преобразуя выражение (8.1), получим такую зависимость для относительного весового расхода воздуха

)(Trf )')(Trf )'(8.2)(8.2)

)(Trf )'

)(Trf )'

(8.2)

(8.2)

Рис. 8. 2. Кривые относительного расхода воздуха в функции от Т^ Д/тРис. 8. 2. Кривые относительного расхода воздуха в функции от Т^ Д/т

Рис. 8. 2. Кривые относительного расхода воздуха в функции от Т^ Д/т

Рис. 8. 2. Кривые относительного расхода воздуха в функции от Т^ Д/т

где А% = То—Тз ——меньший температурный напор теплообмен-

При заданной глубине осушения (заданной температуре 7\) можно подсчитать д； и 恤・

Величина А/т выбирается в зависимости от предъявляемых к установке требований.

Расчеты показывают, что оптимальное значение ц для этой схемы лежит в пределах 0,7——0,73, оказываясь несколько выше

оптимального по холодопроизводительности. Значение температуры горячего потока Т「определяется по освещенной в разд. 3. 5 методике с учетом влажности сжатого воздуха в сечении 2, а также масштаба вихревой трубы.

На рис. 8. 2 представлены кривые зависимости относительного весового расхода воздуха gm от требуемой глубины охлаждения Г2 для различных значений Д/т и начального влагосодержания d()=ll г]кг (屮=100%) и ^о=3,9 г/Кг (屮=35%) при То=15°е и д)=7 ата.

Согласно кривым при А/т=1° и gB = 0,l относительную влажность сжатого воздуха можно снизить от 100 до 62%.

Сравнительные расчеты [42] показывают, что в случае осушения сжатого воздуха силикагелем или алюмогелем при восстановлении (регенерации ——удалении из них адсорбированной ьлаги) последних необходимы дополнительные затраты, эквивалентные расходу 10—19% этого воздуха.

Эти затраты определяются не столько количеством тепла, требуемого для испарения адсорбированной влаги, сколько теплотой нагрева адсорбента, потерями с уходящим регенерирующим воздухом и теплообменом с окружающей средой.

Если принять g-B = 0,19, эквивалентный случаю осушки алюмогелем, то при А/т= 1° согласно кривым рис. 8.2 можно осу-

шить сжатый воздух до температуры точки росы порядка 0℃ ($ = 35%).

Осушка алюмогелем дает температуру точки росы ниже —60° С, но температура сжатого воздуха в процессе осушки алюмогелем повышается почти на 30°, что исключено в регене ративном цикле осушки.

Осушка до температуры точки росы не ниже 0℃ исключает появление снеговой шубы в теплообменнике, обеспечивая продолжительную непрерывную работу установки. Такое неглубокое осушение, дающее гарантию от выпадания влаги при производственном использовании сжатого воздуха, необходимо при обдуве деталей перед сборкой, работе пневмоинструмента и пневмоприводов, окраске пневматическим краскопультом и в других слу-

Если необходимо в отдельных случаях получить более глубокое осушение, часть предварительно подсушенного сжатого воздуха можно дополнительно осушить по такой же схеме. Это позволит получить температуру точки росы до ―30° С (см. кривые для do=3,9 г/кг на рис. 8.2), но приведет к дополнительной потере сжатого воздуха.

При снижении температуры точки росы ниже 0℃ в процессе работы теплообменник покрывается снеговой шубой, которая должна периодически удаляться. Для этого кран (В) в схеме рис. 8. 1 закрывается, а кран (К) переключается так, что горячий поток вихревой трубы начинает проходить по контуру {4——5), отогревая теплообменник. Вода стекает в сборник конденсата (С).

После снятия снеговой шубы кран (К) ставится в прежнее положение, теплообменник охлаждается и открытием крана (В) установка вводится в работу.

Для обеспечения непрерывности процесса осушки в этом случае необходимо использовать две или три параллельно работающие установки и горячий поток одной из них использовать для прогрева других при снятии в них снеговой шубы.

С целью уменьшения величины gp в циклах осушения до точки росы, близкой к 0° С, целесообразно использовать охлаждаемую вихревую трубу с 卩=1, имеющую более высокий адиа^ батный к. п. д.

ВИХРЕВОЙ РЕГЕНЕРАТИВНЫЙ ОСУШИТЕЛЬС ПОТЕРЕЙ ДАВЛЕНИЯ ОСУШИВАЕМОГО ГАЗА

Если необходимо произвести осушку газа до максимально низкой температуры точки росы при потере давления осушивае- мого газа, то схема вихревого осушителя будет аналогична вихревой холодильной . камере с теплообменником и эжектором с той лишь разницей, что в ней будет отсутствовать алюмогеле- вый осушитель и вместо камеры холода установлен фильтр для

очистки холодного потока от твердой или жидкой фазы выпавшего в нем конденсата.

Поэтому для расчета этой схемы можно использовать выражения, выведенные в разд. 7.4.

Наиболее глубокую осушку можно получить, отбирая в качестве осушенного газа только холодный поток после его регенеративного подогрева в теплообменнике.

В случае использования в качестве осушенного газа смеси холодного и горячего потоков, выходящей из эжектора установки, влагосодержание ^Ос смеси определится выражением

doc =卩”厶+(1—ц) • d\. (8. 3)

Здесь di — влагосодержание газа перед вихревой трубой.

Чем больше выбранное значение ц, тем меньшее влияние на влагосодержание смеси оказывает горячий поток. Это будет тем более справедливым, если с увеличением ц улучшается качество теплообменника, обеспечивающее снижение Тх и, следовательно, 厶

При проектировании таких осушителей необходимо максимально увеличивать поверхность теплообменника и снижать скорость сжатого газа в нем. Это обеспечит хорошее удаление конденсата с поверхности теплообмена и увеличит время работы между периодами снятия снеговой шубы.

Снятие снеговой шубы может быть осуществлено достаточнс быстро переходом на режим 卩=1; последнее обеспечит также перевод в жидкую фазу отложившегося в фильтре снега, т. е очистку фильтра.

ВИХРЕВОЙ ОСУШИТЕЛЬ-ПИСТОЛЕТ

Для эпизодического получения осушенного сжатого воздуха (например, при обдуве деталей перед сборкой, а также в пневматическом краскопульте) можно использовать одну вихревую трубу, выдающую в качестве осушенного газа или только холодный поток после механической очистки последнего от выпавшего в нем конденсата и подогрева горячим потоком до первоначальной температуры, или смесь очищенного от конденсата холодного потока с горячим потоком вихревой трубы.

Эти схемы представлены на рис. 8.3.

Порядок их расчета аналогичен расчету вихревой трубы с учетом влажности сжатого газа (см. разд. 3. 5).

Так как холодный поток будет иметь 屮=100%, то по температуре Т из кривых рис. & 4, построенных по термодинамическим таблицам, можно определить его влагосодержание dx.

После подогрева горячим потоком до потребной температуры 7'ос осушенного воздуха относительная влажность 屮℃ его с достаточной точностью может быть подсчитана по выражению

(8. 4)(8. 4)?|)С = ^-1ОО%,

(8. 4)

(8. 4)

где d‘ ——влагосодержание влажного насыщенного воздуха при температуре Гос, находится из рис. 8.4.

Рис. 8. 3. Схемы осушки вихревой трубой с сепарацией (а) и со смешением (6) потоковРис. 8. 3. Схемы осушки вихревой трубой с сепарацией (а) и со смешением (6) потоковРис. 8 4. Влагосодержание влажного воздухаРис. 8 4. Влагосодержание влажного воздуха

Рис. 8. 3. Схемы осушки вихревой трубой с сепарацией (а) и со смешением (6) потоков

Рис. 8. 3. Схемы осушки вихревой трубой с сепарацией (а) и со смешением (6) потоков

Рис. 8 4. Влагосодержание влажного воздуха

Рис. 8 4. Влагосодержание влажного воздуха

Температура 7'0( смеси при этом составит

Тос = 丁1 + 林8 (М) + А%—А^р.(8. 5)

Здесь Д/др—снижение температуры за счет дроссель-эффекта при дросселировании от pi до рос- Достаточно точно эта величина подсчитывается по выражению

А/др~0,27 (pi—夕 °C)；(8.6)

Д/ф ——подогрев холодного потока через корпус осушителя до его смешения с горячим потоком.

На рис. 8. 5 представлена принципиальная конструкция вихревого осушителя-пистолета с сепарацией потоков.

Сжатый воздух через трубку / и кран 2 подается в вихревугс трубу 3. Холодный поток из вихревой трубы проходит через фильтр 4, где из него улавливается твердая или жидкая фаза конденсата, а затем через серию отверстий 5 поток проходит в полость 6, подогревается в ней от стенок вихревой трубы и трубы 8 отвода горячего потока и через сопло 7 вытекает в виде теплой струи осушенного воздуха.

Входной кран 2 открывается гашеткой 9.

Выпавший в фильтре конденсат периодически сливается через клапан 10.

Изображенный на рис. 8.6 вихревой осушитель-пистолет со смешением потоков отличается от предыдущего только тем, что холодный поток из полости 6 эжектируется вытекающим через сопло 8 горячим потоком и через смеситель 7 подается на обдув.

Эту конструкцию удобно применять для таких случаев, как обдув точных деталей перед сборкой, когда для предотвращения запотевания детали требуется подсушенный воздух с температурой не ниже температуры окружающей среды. Температура выходящего из этого осушителя потока оказывается всегда выше, чем 丁卜 так как при q)= 100% величина второго члена уравнения (8.5) всегда оказывается больше величины А/др. Но для этого осушителя необходима предварительная очистка сжатого воздуха от капельной влаги и масла, так как попавшая в горячий поток капельная влага будет испаряться и тем самым повышать относительную влажность смеси, а масло будет загрязнять осушенный воздух.

Для схемы с сепарацией потоков необходимость очистки отпадает, т. е. капельная влага и масло уходят в горячий поток.

На рис. 8.7 представлены расчетные кривые отнсхгительной влажности в функции и для вихревых осушителей-пистолетов с сепарацией (с) и со смешением (с九)потоков при 〃i = 6 ата, П-20℃ и 屮 1 = 100%.

Кривые / показывают на возможность достаточно глубокой осушки в схеме с сепарацией.

При давлении холодного (осушенного) потока в 1 ата и 卜i = 0,2 относительная влажность может быть снижена до 1 % и даже при 卩= 0,7 она составляет всего 13,5%.

В случае повышенного до 1,5 ата давления холодного потока (что необходимо для создания достаточной скорости обдува или для интенсивной прокачки через какую-либо среду) при 卩= 0,7 относительная влажность составляет 22%.

Более высокие значения(рОс дает схема со смешением (кривая 2). В противоположность первой схеме, в этом случае <poc уменьшается с ростом ц, но до определенного предела.

При выбранных нами условиях минимальное значение влажности составляет 39% при 卩=0,73.

Необходимую скорость для обдува деталей в этой схеме создает горячий поток, эжектирующий холодный за счет своего избыточного давления.

Достоинством рассмотренных схем вихревых осушителей- пистолетов является возможность регулирования влажности за счет изменения 卩，что легко осуществляется дросселированием горячего потока или сжатого воздуха перед вихревой трубой.

При возможности использования охлаждающей воды для осушки можно применить описанную в разд. 4.1 вихревую трубу с водяным вихрем (или водяной рубашкой), работающую на 卩=1. После охлаждения в ней до отрицательной температуры и

отделения конденсата весь поток можно подогреть до первоначальной температуры и получить степень осушки, отображенную кривой рис. 8.8. Согласно кривой при Pi = 6 ата (обычное давление в заводской сети) относительная влажность не превышает 13%.

Рнс. 8.7. Расчетные кривые- степени осушки вихревой трубойРнс. 8.7. Расчетные кривые- степени осушки вихревой трубойРис. 8. 8. Расчетная кривая степени осушки охлаждаемой водой вихревой трубойРис. 8. 8. Расчетная кривая степени осушки охлаждаемой водой вихревой трубой

Рнс. 8.7. Расчетные кривые- степени осушки вихревой трубой

Рнс. 8.7. Расчетные кривые- степени осушки вихревой трубой

Рис. 8. 8. Расчетная кривая степени осушки охлаждаемой водой вихревой трубой

Рис. 8. 8. Расчетная кривая степени осушки охлаждаемой водой вихревой трубой

Рассмотренные схемы вихревых осушителей могут быть использованы для тарировки гигрометров.

Так как сравнительно легко получить сжатый воздух с(р= 100%, то при соответствующем охлаждении и смешении можно получить расчетное значение влажности. Можно ожидать, что за счет высокой турбулентности при переходе через 0℃ в холодном потоке имеет место только твердая фаза конденсата.

Глава IX

АППАРАТЫ

С САМОВАКУУМИРУЮЩЕЙСЯ ВИХРЕВОЙ ТРУБОЙ

9.1. ВАКУУМНАЯ ВИХРЕВАЯ ХОЛОДИЛЬНАЯ КАМЕРА

В разд. 6. 1 рассматривалась возможность вывода ядра вихря самовакуумирующейся вихревой трубы, имеющего очень низкую температуру, и получения за счет этого эффектов охлаждения, превышающих адиабатные по условиям на выходе из установки.

На этом принципе разработана [58] вакуумная вихревая холодильная камера для получения низких температур в замкнутом объеме.

JHa рис. 9. 1 изображена принципальная конструкция вакуумной вихревой холодильной камеры.

Сжатый воздух через патрубок 丿 подается в полость корпуса 75 и через трехсопловой вход 2 ― в вихревую трубу 3.

Рис. 9. 1. Вакуумная вихревая холодильная камера

Из вихревой зоны горячий поток поступает в раскруточный диффузор 4 и через глушитель 5 выбрасывается в атмосферу.

Формирующийся в ядре вихря холодный поток отбирается через образуемое диафрагмой 6 и стержнем 7 кольцевое отверстие в камеру холода S, охлаждая загруженные в нее изделия, а затем через полость 9, отверстия 10 и полые втулки 11 поступает в сборник /2, откуда через кран 73 засасывается в вихре-

154

вую трубу и, двигаясь к сопловому сечению, вновь охлаждается в ядре вихря.

На радиусе, несколько большем наружного радиуса кольцевого отверстия холодного потока, имеется кольцевая щель (между диафрагмой 6 и гайкой /4), служащая для отвода пограничного слоя.

Пограничный слой отсасывается и смешивается с выходящим из камеры холода отработанным холодным потоком в области отверстий 10.

Для сохранения создаваемого вихревой трубой вакуума камера холода герметизируется крышкой 16.

Вся установка тщательно изолируется теплоизоляцией 17.

Так как установка не имеет теплообменника, то время выхода ее на режим лимитируется только тепловой инерционностью элементов камеры холода, а холодный поток практически сразу приобретает свою расчетную температуру.

Значительный эффект охлаждения и безынерционность делают эту установку удобной для случаев программированного охлаждения с резким изменением температуры рабочего тела, которое можно осуществлять изменением давления 仍 питающего сжатого воздуха.

Температура холодного потока установки зависит от радиусов гд и- г д кольцевого отверстия диафрагмы (см. рис. 6. 3), снижаясь вместе с уменьшением последних. Но уменьшение радиусов гд и 尸д требует уменьшения радиуса г0 осевого отверстия на стенке диффузора, что приводит к уменьшению весового расхода холодного потока. При малых г0 последнее происходит еще и потому, что основную долю расхода через отверстие в стенке диффузора будет составлять пограничный слой, текущий сюда вместе с холодным потоком.

Увеличение г0 ограничено величиной 斤区 и необходимостью получения достаточного перепада давления для прокачки через внешний контур.

Особенно важную роль в установке играют гидравлические потери во внешнем контуре, которые должны быть сведены к минимуму.

Эта специфичность организации прокачки холодного потока требует идти по пути увеличения диаметра вихревой трубы при сокращении расхода сжатого воздуха через сопла, т. е. по пути уменьшения 冗.

Заметное возрастание степени расширения л* воздуха в вихревой трубе также ограничивает возможность прокачки, так как согласно гипотезе взаимодействия вихрей с ростом л* уменьшается радиус 尸2 разделения вихрей в сопловом сечении, что требует уменьшения гд (охлаждение воздуха имеет место только в вынужденном вихре, т. е. на r<r2).

Кроме того, с ростом 巽* заметно возрастает радиальный градиент статического давления, что приводит к увеличению расхода пограничного слоя.

Результатов испытаний вакуумной вихревой холодильной камеры не имеется, но можно ожидать, что они окажутся не хуже результатов, представленных кривой А% на рис. 6.4.

Нет сомнения, что за счет лучшей организации прокачки, устранения вторичного вихревого эффекта и влияния пограничного слоя, а также отработки диффузора можно получить еще большие эффекты охлаждения.

Здесь следует заметить, что влияние пограничного слоя может быть заметно снижено, если отбирать холодный поток через кольцевую щель с гд и гл, расположенную в стенке диффузора, а отсасывать холодный поток через осевое отверстие с го на диафрагме, так как температура пограничного слоя на стенке диффузора и его расход значительно нн率е, чем у пограничного слоя на диафрагме.

Это объясняется тем, что пограничный слой на стенке диффузора формируется из холодных элементов приосевого вихря и его радиальному движению пр оти во действ ует обратное радиальное движение основного потока в диффузоре.

9・2・ ВИХРЕВОЙ ГИГРОМЕТР

Возможность глубокого охлаждения цилиндрических тел, помещенных в приосевую область самовакуумирующейся вихревой трубы, позволила создать [52, 61] на этой основе вихревой конденсационный гигрометр.

Схематизированная конструкция вихревого гигрометра изображена на рис. 9.2.

Испытуемый газ любого давления, в том числе и пониженного до 0,1 ата, через патрубок / подается в полость корпуса 3, где он омывает торцовую плоскость укрепленного в диафрагме4 охлаждаемого элемента 5. Цилиндрическое тело элемента 5 помещено по оси в сопловой зоне вихревой трубы 6, имеющей на своем горячем конце щелевой диффузор 7.

Поступающий через патрубок 3 сжатый до 3——4 ат воздух закручивается в улиточном входе 12 вихревой трубы, в ядре которой охлаждается тело элемента 5.

При снижении температуры элемента до температуры точки росы испытуемого газа на омываемой последним торцовой плоскости элемента выпадает роса, что регистрируется специальным устройством.

Требуемая прокачка испытуемого газа осуществляется через регулируемое отверстие // корпуса, соединенное трубкой с осевым отверстием 73 в стенке диффузора. Наличие вакуума в осевой области вихревой зоны позволяет осуществить прокачку и определение влажности разреженных газов с абсолютным дав-

лснием до 0,1 ата, не применяя при этом специальных отсасывающих устройств.

При испытании газов с повышенным, по сравнению с атмосферным, давлением отверстие 11 может быть соединено с атмосферой.

Момент выпадения росы может регистрироваться двумя методами: методом помутнения зеркала и методом утечки.

При использовании метода помутнения зеркала, применяемого в вихревом гигрометре ВГ-2 [52], охлаждаемый элемент (рис. 9.3, а) изготавливается в виде сплошного медного стержня 2, на торцовой плоскости которого припаяна тонкая железная пластинка с хромированной зеркальной плоской поверхностью 3. Под пластинку заделывается термопара /.

Световой луч от лампочки 2 (см. рис. 9. 2) падает на зеркальную поверхность, отражается от нее и проходит через линзу 10 к фотоэлементу 9.

Момент помутнения зеркальной поверхности от выпавшей росы регистрируется фотоэлементом и электронным устройством, а показание соединенного с термопарой измерительного прибора позволяет зафиксировать температуру точки росы.

В момент регистрации выпадения росы электронное устройство перекрывает кран подачи сжатого воздуха в вихревую трубу и включает высокочастотный подогрев железной пла- “быстрое испарение росы

и автоматическое включение вихревой трубы для повторения цикла.

При использовании метода утечки тока, применяемого в вихревом гигрометре ВГ-1, охлаждаемый элемент (см.* рис. 9.3,6) изготавливается из металлической запаянной снизу трубки 7 и металлического стержня 5* разделенных электроизолирующим стеклянным сло-

В торец элемента заделана термопара 4. Трубка и стержень включены в цепь электронного регистрирующего устройства.

В момент выпадения росы на торце элемента между трубкой и стержнем возникает ток утечки, который фиксируется устройством——на приборном щитке загорается лампочка.

Соединенный с термопарой измерительный прибор фиксирует в этот момент температуру торцовой плоскости элемента, т. е. температуру точки росы.

В момент фиксации температуры электронное устройство закрывает кран подачи сжатого воздуха в вихревую трубу. После испарения росы (восстановления изоляционных свойств торцовой поверхности) электронное устройство открывает кран для повторения цикла.

При втором методе оптическая система (см. рис. 9.2) отсутствует.

Автоматическая повторяемость никла измерения температуры точки росы позволяет использовать в гигрометре записывающее устройство, а также включать его в автоматическую систему управления процессами.

Недостатком метода утечки является трудность фиксации температуры точки росы ниже —20℃, так как при таких температурах происходит выпадение паров воды в виде льда, имею-

щего низкую электропроводность и не дающего поэтому заметного изменения тока утечки.

Очень важным моментом в проектировании вихревых гигрометров является создание хорошей тепловой изоляции чувствительного элемента от тела диафрагмы в месте их соединения,

а также изоляции элемента от теплого пограничного слоя, стекающего с плоской диафрагмы.

Так как основанный на методе утечки тока вихревой гигрометр ВГ-1 предназначен для работы в диапазоне до ——2J°C, при любом способе заделки этот

Рис. 9. 4. Эффект охлаждения зеркальца ВГ-2 по давлению сжатого воздухаРис. 9. 4. Эффект охлаждения зеркальца ВГ-2 по давлению сжатого воздухадиапазон охлаждения чувствительного элемента легко обеспечивается вихревой трубой при давлении питающего сжатого воздуха не более 2 ати.

Рис. 9. 4. Эффект охлаждения зеркальца ВГ-2 по давлению сжатого воздуха

Рис. 9. 4. Эффект охлаждения зеркальца ВГ-2 по давлению сжатого воздуха

Для вихревого гигрометра ВГ-2, в котором используется оптический метод измерения, позволяющий определять температуру точки росы вплоть до очень низких температур, желательно иметь возможность максимального охлаждения чувствительного элемента. Но

несмотря на принятые меры по

теплоизоляции элемента от диафрагмы (посадка на два узких направляющих пояска) и от пограничного слоя (покрытие примыкающей к диафрагме цилиндрической поверхности элемента изолирующим слоем), теплоподвод заметно повышает температуру чувствительного элемента по сравнению с температурой элементов омывающего его вихря соплового сечения, измеренной в экспериментах (см. разд. 2.3).

На рис. 9. 4 представлены результаты испытания вихревого гигрометра ВГ-2.

Как видно из кривой, при питании от заводской сети сжатого до 5 ат воздуха вихревой гигрометр позволяет определить точку росы до температуры ниже —70℃.

Вихревой гигрометр с успехом может работать от системы вакуум-насоса, для чего его вход 8 (см. рис. 9.2) оставляется открытым в атмосферу, а выход раскруточного диффузора соединяется с вакуумной системой.

Описанные вихревые гигрометры достаточно компактны и оформлены в виде переносных приборов с габаритными размерами 310x300x260 мм.

Диаметры вихревых труб гигрометров ВГ-1 и ВГ-2 составляют 10 и 20 мм при соответственных расходах сжатого до 4 ат〃 воздуха в 0,4 и 1,5 н^1яин. Действительные расходы сжатого воздуха оказываются значительно меньше, так как время работы

Qma士川JQma士川JРис. 9.5. Кривые (Тц)^^ а и ‘max в функции от &Рис. 9.5. Кривые (Тц)^^ а и ‘max в функции от &

Qma士川J

Qma士川J

Рис. 9.5. Кривые (Тц)^^ а и ‘max в функции от &

Рис. 9.5. Кривые (Тц)^^ а и ‘max в функции от &

вихревой трубы при непрерывном измерении влажности не превышает 30% от времени каждого цикла.

В принципе возможно заметно уменьшить масштаб вихревой трубы и перейти на полупроводниковую схему управления, что сделает прибор значительно компактнее и позволит питать его при необходимости от баллона сжатого воздуха.

9. з. охлаждение цилиндрических тел

В САМОВАКУУМ И РУЮЩ Е й СЯ ВИХРЕВОЙ ТРУБЕ

Высокая турбулентность вынужденного вихря обеспечивает высокие коэффициенты теплообмена между ним и помещенным в него цилиндрическим телом, что при наличии значительных эффектов охлаждения в вихре делает самовакуумирующуюся вихревую трубу удобным устройством для охлаждения цилиндрических тел, находящихся под высокой тепловой нагрузкой.

Исследование [28] теплообмена между установленными по оси цилиндрами Архимеда (имеющих длину» равную диаметру) с различными относительными диаметрами 玄(выраженными в частях от диаметра D вихревой трубы) и вихрем показало, что особенно высокие коэффициенты теплообмена а имеют место при больших значениях d поряд-

—ка 0,6—0,8-

Но с уменьшением d резко снижается температура омывающих цилиндр элементов газа, т. е. возрастает эффект их охлаждения.

На рис. 9. 5 приводятся кривые зависимости &口 и минимальной температуры цилиндра (Tu)min от относительного диаметра 勿 охлаждаемого цилиндрического тела при .1 = 2 ата и Г1=25℃у полученные в работе [28].

Описываемые исследования проводились методом регулярного режима.

Кривая (7ц)min соответствует предельной температуре, которую приобретает ^смещенный в вихрь теплоизолированный цилиндр диаметра d при тепловом равновесии его с вихрем, т. е. при отсутствии теплового потока между ним и элементами вихря. Приближенно примем ее равной температуре омывающих цилиндр элементов вихря.

Это положение достаточно справедливо, если тепловой поток через заделку цилиндра в диафрагме и лучистый теплообмен между цилиндром и стенками трубы будут пренебрежимо малыми.

Если до начала охлаждения цилиндр имел температуру, равную Т], то в процессе его охлаждения максимальный тепловой поток

冬皿=4储一(北爲"(9.1)

от него к вихрю будет иметь место в первый момент времени.

Этот тепловой поток соответствует тепловой нагрузке Qu цилиндра, отнесенной к его поверхности, при которой в процессе охлаждения температура его останется неизменной, соответствую-

На рис. 9- 5 приведена кривая ДЛЯ (/max-

Согласно ей, несмотря на заметное снижение ац с уменьшением за счет резкого снижения (TQ mm величина ‘max заметно возрастает. —

(Чц/доп =尸 и * Vuiav ~'(Чц/доп =尸 и * Vuiav ~'(9.2)(9.2)Но с уменьшением d уменьшается и поверхность Гц теплообмена цилиндра, что приводит к уменьшению допустимой тепловой нагрузки

(Чц/доп =尸 и * Vuiav ~'

(Чц/доп =尸 и * Vuiav ~'

(9.2)

(9.2)

Если необходимо поддерживать 丁口 цилиндра ниже Т{ при наличии теплового потока 夕以,то по этим трем величинам можно выбрать оптимальное значение d, соответствующее ба чансу

,ц = Зц.【&一 (тц) min].,ц = Зц.【&一 (тц) min].(9. 3)(9. 3)

,ц = Зц.【&一 (тц) min].

,ц = Зц.【&一 (тц) min].

(9. 3)

(9. 3)

По данным рис. 9. 5 построены кривые q以 в функции от Тц и@ для Pi = 2 ата и 7\ = 25°С (при ^=1^, изображенные на рис. 9.6.

Эти кривые позволяют определить оптимальное значение @, обеспечивающее заданные 丁口 и 夕切 а также рассчитать все геометрические размеры вихревой трубы для охлаждения цилиндра заданных размеров.

Действительно, если задан диаметр du (и длина /ц=^ц) цилиндра, имеющего тепловую нагрузку Q^ и требующего поддержание температуры Тц, то, определив тепловой поток

из кривых рис. 9. 6 находится потребное значение йц, а затем по методике, изложенной в разд. 4. 3, определяются все геометрические размеры вихревой трубы и диффузора.

ВИХРЕВОЙ КАРБЮРАТОР

Интересным случаем применения самовакуумирующейся вихревой трубы является использование ее в качестве карбюратора и топливных форсунок тепловых машин.

Возможность такого использования объясняется все теми же специфичными свойствами ее, а именно: способностью создавать большие разрежения в ядре вихря при наличии сравнительно небольших перепадов давления, высокой турбулентностью ядра, наличием зон пониженной и повышенной температуры в вихре. Кроме этого, в вихревой зоне возникают интенсивные звуковые и ультразвуковые колебания и ионизация.

Несмотря на многолетние исследования карбюраторов, до настоящего времени они в основном выполняют роль дозаторов и приготавливаемая ими топливовоздушная смесь содержит большое количество капель неиспарившегося топлива. Это приводит к неравномерному составу смеси по цилиндрам, смыванию смазки со стенок цилиндра, разжижению смазки, большому содержанию угарного газа в выхлопных газах и к перерасходу топлива.

Для снижения этих недостатков необходимо, чтобы процесс испарения топлива заканчивался в карбюраторе.

Этому требованию в значительной степени удовлетворяют вихревые карбюраторы [41].

Принципиальная конструкция вихревого карбюратора ВК-1 со щелевым диффузором изображена на рис. 9.7.

Воздух из атмосферы проходит через фильтр 4, имеющий масляную ванну и фильтрующий элемент 6, и поступает в вихревую трубу 1 через трехсопловой вход, образуемый тремя лепестками 13.

Лепестки могут поворачиваться вокруг осей 14, что осуществляется при повороте сектора 12 за счет скольжения усиков лепестков в его пазах.

Поворот лепестков обеспечивает изменение проходного сечения сопел, т. е. изменение степени дросселирования карбюратора.

Возникающий в приосевой области вакуум обеспечивает эффективный распыл топлива, подсасываемого в вихрь из форсунки 3.

Выполненный в виде нескольких тонких радиальных проволочек турбулизатор 5 обеспечивает высокую турбулентность возвращающегося к сопловому сечению ядра потока, а также способствует возникновению высокочастотных звуковых колебаний, частота которых определяется геометрией вихревой зоны.

Эти два фактора заметно повышают качество распыла.

Не успевшие испариться крупные капли увлекаются потоком, отбрасываются к периферии центробежными силами и попадают в подогретые слои вихря, где и испаряются.

Рис. 9.7. Схематичная конструкция вихревого карбюратора ВК-1 с щелевым диффузором

Приготовленная таким образом смесь поступает в щелевой диффузор 7, где кинетическая энергия вращения потока преобразуется в энергию давления, а затем из кругового улиточного сборника через фланец 15 подается во всасывающий коллектор двигателя.

При неизменном положении лепестков (при неизменном 尸с) с ростом оборотов двигателя возрастает его объемный расход смеси, что приводит к снижению давления ра за карбюратором, росту степени расширения л в карбюраторе и к снижению (согласно рис. 4. 5) л*, т. е. давления рос на оси вихревой зоны.

Последнее обеспечивает увеличение расхода топлива через форсунку, необходимое для сохранения состава смеси.

При раскрытии лепестков, обеспечивающих увеличение площади проходного сечения сопел, за счет укрепленной на секторе 12 профильной гребенки 11 и пружинного рычага 9 поднимается регулировочная игла 2, увеличивая проходное сечение форсунки, т. е. расход топлива.

Предварительная установка иглы производится гайкой 10.

В нижней части карбюратора имеется поплавковая камера с тороидным поплавком 8.

При наличии результатов исследования самовакуумирую- щейся вихревой трубы, вихревой карбюратор поддается полу- эмпирическому расчету.

Осевая симметрия значительно упрощает конструкцию вихревого карбюратора.

Вихревой карбюратор может быть основан на вихревой трубе с закрытым горячим концом, работающей на ц= 1.

Принципиальная конструкция вихревого карбюратора ВК-2 представлена на рис. 9. 8.

Так же, как и в предыдущей конструкции, воздух из атмосферы проходит через фильтрующий элемент 7 фильтра 6 и через образующие сопловой вход лепестки 10 поступает в вихревую трубу 1. Лепестки вращаются вокруг осей 8.

За счет значительного разрежения в приосевой зоне поступающее в нее из поплавковой камеры через форсунку 2 топливо интенсивно разбрызгивается и испаряется. Неиспарившиеся крупные капли подхватываются вихрем и разбрасываются центробежными силами к стенке вихревой трубы, где попадают в зону повышенной температуры и, испаряясь, двигаются вместе с периферийным вихрем к горячему концу вихревой зоны.

Неиспарившиеся тяжелые фракции топлива поднимаются по стенке трубы и перетекают через отверстие 17 в полость сборника 18.

Подошедший к горячему концу периферийный вихрь турбу- лизуется радиальными лопатками турбулизатора 16 и, опускаясь по приосевой зоне, через диафрагму 11 и патрубок 9 поступает в коллектор двигателя. Уровень топлива в поплавковой камере регулируется тороидальным поплавком 5.

Отбор смеси из приосевой зоны обеспечивает практически полное отсутствие в ней капельного топлива.

Для регулирования состава смеси в форсунке установлена игла 4, центрируемая крестовиной 3 и управляемая от сектора /4 управления лепестками через профильную гребенку 13 и толкатель /2.

Эта схема вихревого карбюратора имеет значительно большие потери давления по сравнению с ВК-1, но она имеет и существенное достоинство, заключающееся в высокой степени испарения топлива при карбюрировании, обусловливаемой высоким подогревом периферийных слоев вихря на режиме 从=1 и фракционной разгонкой топлива.

Эти особенности вихревого карбюратора ВК-2 создают возможность его применения в качестве пускового карбюратора^ а также на дроссельных режимах двигателя, что позволит значительно улучшить запуск двигателя в условиях низких температур и повысить экономичность двигателя на указанных режимах.

Предварительные исследования вихревого карбюратора [41], проведенные на двигателях М-21 и 3ИД-4,5, дали следующие результаты.

Рис. 9. 8. Схематичная конструкция вихревого карбюратора ВК-2 с закрытым горячим концом на вихревой

При запуске одноцилиндрового двигателя ЗИД-4,5 и работе на холостом ходу (до 1600 об/мин включительно) экспериментальный образец вихревого карбюратора ВК-2 обеспечивал устойчивую работу двигателя при расходе топлива 0,34—— 0,39 кг!час в то время, как на стандартном карбюраторе К-12 этот расход составлял 0,46—0,6 кг/час.

Таким образом, вихревой карбюратор на этих режимах снижает расход топлива на 25—35%.

Испытания пускового вихревого карбюратора на двигателе М-21 показали, что на режиме холостого хода (1250 об/мин) двигатель устойчиво работает при расходе топлива 1,47 кг/час, а на стандартном карбюраторе К22И расход на этом режиме составляет 2,15 кг/час. В этом случае экономия топлива составляет около 30%.

Глава X

ПРИМЕНЕНИЕ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫИ ВИХРЕВЫХ УСТРОЙСТВВ ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТАХ

СКОРОСТНЫЕ ПРЕДЕЛЫ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ В ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТАХ

В качестве охлаждающего устройства вихревая труба может быть использована для стабилизации температуры отдельных элементов летательных аппаратов.

При этом питание ее может быть осуществлено тремя способами.

Использованием скоростного напора набегающего потока для осуществления сжатия воздуха перед вихревой трубой.

Отбором воздуха, сжатого в компрессоре самолетного двигателя.

Подачей сжатого воздуха из бортового баллона.

При использовании первого способа питания возможности к охлаждению вихревой трубой ограничиваются заметным повышением полной температуры Г] воздуха перед вихревой трубой с ростом скорости полета, зависимость которой от числа Мн полета выражается так：

71 =乙g *m小(Ю.1)

Так как температурная эффективность 刀 вихревой трубы всегда меньше единицы, то эффект охлаждения всегда меньше эффекта подогрева воздуха при его торможении перед вихревой трубой.

Значит температура холодного потока всегда будет выше статической температуры Т м окружающей среды.

Это усугубляется еще и тем, что даже при хорошей организации торможения потока всегда будут иметь место потери полного давления и давление 〃i перед вихревой трубой оказывается ниже полного давления р： набегающего потока.

При полетах со сверхзвуковой скоростью (Мя>1) при торможении потока возникают скачки уплотнения, которые приводят к еще большим потерям полного давления.

Эти потери обычно учитываются [1] коэффициентом восстановления давления

% = ▲•(Ю.2)

(10. 3)(W.4)(10. 3)(W.4)Так как полное давление р； может быть выражено через число Мн полета

(10. 3)

(W.4)

(10. 3)

(W.4)

го давление pi перед вихревой трубой определится

Если давление холодного потока принять равным статическому давлению рн окружающей среды (〃х=Р*), то из последнего выражения можно найти зависимость располагаемой степени расширения потока л в вихревой трубе от числа Мм полета, которая для случая 々=1,4 (воздух) имеет вид:

n=^L=c“ (1+0,2М产(10. 5)

Учитывая выражение (3.2), температуру Тх холодного потока можно определить так:

После замены Т】и 冗 но выражениям (10. 1) и (10. 5) поьчу- чаем окончательное выражение для Тх

3乙("0,2m叩一叩一(中/К』27)

На рис. 10. 1 приводятся кривые зависимости Тх от Мн для высот полета "=6, 4, 8, 12 км.

Для расчета кривых приняты следующие числовые значения:

зависимость температуры от высоты—по международной стандартной атмосфере;

коэффициент восстановления давления од — по кривым [1];

температурная эффективность 刀=0,5.

Ввиду того, что для 11 <//<30 км температура по высоте неизменна, этому диапазону высот соответствует кривая "=12 км.

Сплошные кривые рассчитаны для случая прямого скачка уплотнения при торможении набегающего потока перед вихре

вой трубой. Пунктирные кривые ——для системы из 4-х скачков уплотнения. Последние соответствуют отбору сжатого воздуха из

рис. 10 1. Зависимость Л от Мн и Н для диффузорной схемы с вихревой трубой

Рис 10.2 Зависимость 7\ от % и " для компрессорной схемы с вихревой трубой

Например, для кондиционирования кабины экипажа самолета поток с температурой +20℃ вихревая труба может выдавать до Мк = 1,8.

Для случая охлаждения электронного оборудования, максимальная температура которого не должна превышать +60° С, вихревая труба может использоваться до Мн=2,2.

Предельные значения скоростей полета значительно увеличиваются в случае питания вихревой трубы сжатым воздухом, отбираемым после компрессора двигателя со степенью повышения давления л^ и охлажденным до температуры, равной полной температуре набегающего потока.

В этом случае температуру холодного потока можно подсчи тать по выражению (10. 6), но в нем значение л определится так:

n=n*.j.(l 丄О,2・м汙* (10. 8)

Кривые достижимой температуры холодного потока для ^ = 7 представлены на рис. 10. 2.

Анализ кривых показывает на возможность использования вихревой трубы для кондиционирования кабины до М” =2,3, а для охлаждения электронного оборудования до Mft = 2,7.

Работа вихревой трубы от компрессора двигателя позволяет обеспечить охлаждение объектов на стоянке самолета при работающих двигателях или при питании от аэродромной пневмосети.

Применение каскадных схем может заметно увеличить предельное Mq вихревой охлаждающей системы, хотя и потребует значительного увеличения расхода сжатого воздуха.

ВИХРЕВОЙ ТЕРМОМЕТР ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯСТАТИЧЕСКОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ В ПОЛЕ?!

Знание статической температуры окружающей среды очень важно для управления полетом летательного аппарата.

Измерение ее на летящем с большой скоростью самолете представляет значительные трудности из-за того, что любой датчик тормозит набегающий поток и температура омывающих датчик элементов потока всегда значительно выше статической температуры окружающей среды.

Ввиду этого статическую температуру обычно определяют косвенным образом: по замеренным статическому давлению, давлению торможения и температуре торможения. Этот метод не всегда удобен из-за необходимости тарировки прибора для учета влияния высоты, радиационных потерь и потерь от теплопроводности датчика.

Поэтому непосредственное измерение статической температуры с точностью ± 1° в широком диапазоне условий полета, а также с точностью ±0,2° при ограниченных условиях полета (при метеорологическом зондировании атмосферы) крайне не обходимо

Воннегутом [140] было предложено использовать вихревую трубу для компенсации динамической надбавки температуры.

На этой основе разработаны и использованы два типа вихревых измерителей статической температуры: с тангенциальным входом [120] и с осевым входом [127].

Измеритель с тангенциальным входом представляет собой обычную вихревую трубу с закрытым холодным концом, в осевой области соплового сечения которой помещен охлаждаемый чувствительный элемент ——термометр сопротивления.

Конструкция измерителя с осевым входом изображена на рис. 10. 3. Он представляет собой располагаемую по потоку цилиндрическую трубу 7, укрепленную на стойке 2 Внутри трубы установлен шнековый завихритель 3 с укрепленным на его оси чувствительным элементом 4. В передней части шнекового завихрителя имеется обтекатель 5.

Принцип работы обеих конструкций одинаков и основан на том, что в сопловом сечении вихревой трубы с закрытой диафраг-

мой в приосевой области всегда имеется зона пониженного давления, поэтому возникающий в этой области эффект охлаждения может достичь и даже превысить эффект изоэнтропного охлаж- дення, определяемый по параметрам перед вихревой трубой и давлением за ней и равный аэродинамическому нагреву.

Лабораторные и летные испытания измерителя с тангенциальным входом и диаметрами вихревой трубы от 16 до 22 儿兄 показали [120], что он регистрирует статическую температуру с точностью до 1° при числах Мн от 0 до 0,75 для любой относи-

Рис. 10. 3. Вихревой авиационный измеритель статической температуры с осевым входом

тельной влажности вплоть до <р= 100% и для значений статической температуры от ——40 до +40° С.

Испытания вихревого измерителя с осевым входом проводились [127] на вращающейся штанге радиусом около 5 м, позволившей получать довольно высокую точность измерений, а также на самолете.

Результаты испытаний показали, что вихревой измеритель с осевым входом, не требуя поправок или регулировок в стационарных условиях, позволяет измерять статическую температуру с точностью ±0,3° при скоростях до 800 км/час (Mrt =0,75) при различных условиях полета, включающих дождь, снег, облака, при различных высотах и температурах.

Как первая, так и вторая конструкция вихревых измерителей статической температуры оказались непригодными для работы на околозвуковых скоростях полета. Это объсняется недостаточным вакуумом в приосевой области соплового сечения, создаваемым вихревой трубой с открытым горячим концом.

Поэтому перспективным будет применение для этой цели самовакуумирующейся вихревой трубы, создающей значительный вакуум и соответствующий эффект охлаждения в приосевой области соплового сечения.

Возможности самовакуумирующейся вихревой трубы создавать в ядре вихря эффекты, превышающие изоэнтропные по па

раметрам на входе и выходе» согласно исследованиям [28] могут быть отображены кривыми, построенными для высот более \\ км и случая прямого скачка перед диффузором, представленными на рис. 10.4.

Значения достижимых эффектов охлаждения в ядре вихря значительно превышают эффект динамического нагрева при торможении потока, что сохраняется до Afw=2,2. До этого значения Мн может быть расширен диапазон измерителя статической температуры окружающей среды в полете при использовании самовакуумирующейся вихревой трубы в качестве его основы.

Возможность измерения статической температуры в полете

Рис. 10.4. Кривые эффекта охлаждения в ядре динамической вихревой трубы и динамического подогреваРис. 10.4. Кривые эффекта охлаждения в ядре динамической вихревой трубы и динамического подогревапри наличии измерителя температуры торможения позволяет также определять скорость и число М^ относительно окружающей среды.

Рис. 10.4. Кривые эффекта охлаждения в ядре динамической вихревой трубы и динамического подогрева

Рис. 10.4. Кривые эффекта охлаждения в ядре динамической вихревой трубы и динамического подогрева

ВИХРЕВОЙ АВИАЦИОННЫЙ ГИГРОМЕТР

Способность работающей на скоростном напоре самовакуумирующейся вихревой трубы компенсировать с избытком динамический нагрев позволяет рассмотреть возможность ее использования в качестве охлаждающего устройства бортового конденсационного гигрометра. •

Принципиальная конструкция его, вероятно, ничем не будет отличаться от конструкции описанного в разд. 9.2 вихревого гигрометра ВГ-2.

Для возможности измерения малых значений относительной влажности 屮 необходимо, чтобы вихревой гигрометр имел значительный запас по эффекту охлаждения по сравнению с динамическим нагревом, т. е. охлаждал свой чувствительный элемент до температуры более низкой, чем статическая температура Тн окружающей среды.

Величину переохлаждения приосевых слоев ниже температуры 7\ можно определить из кривых рис. 10.4; она представляет собой разность температур между кривыми, соответствующую данному Mw полета.

выводу о пропорциональностивыводу о пропорциональностиРис. 10. 5. Кривые эффектов переохлаждения в ядре динамической вихревойРис. 10. 5. Кривые эффектов переохлаждения в ядре динамической вихревойпостроеныпостроены笈笈для высот Н=0, 4,для высот Н=0, 4,

выводу о пропорциональности

выводу о пропорциональности

Рис. 10. 5. Кривые эффектов переохлаждения в ядре динамической вихревой

Рис. 10. 5. Кривые эффектов переохлаждения в ядре динамической вихревой

построены

построены

笈

笈

для высот Н=0, 4,

для высот Н=0, 4,

Кривые рис. 10.4 соответствуют температуре Тн =216,7° К, г. е. высотам более 11 км.

Но на основе независимости относительной температуры 0х от абсолютного значения температуры (см. разд. 2.2)' приходим

эффектов охлаждения ядра вихря абсолютной температуре перед вихревой трубой.

А так как температура Г1 пропорциональна абсолютной температуре Th, то и разность (7\—fx) пропорциональна Тн.

На основании этого легко перестроить кривые рис. 10.4 на температуры f н, соответствующие мень-

шим высотам.

На рис. 10.5 кривые значений

которые показывают на возможность значительного переохлаждения приосевых элементов вихря ниже ста-

тической температуры окружающей среды, что позволяет измерять вихревым гигрометром влажность до 屮＜1% на режиме максимального эффекта переохлаждения, соответствующего М = 1,5.

Малая инерционность вихревого гигрометра делает его очень удобным в случае применения для метеорологического зондирования атмосферы с самолета, летящего с Мк = 1,5, при этом его легко оборудовать самопишущим механизмом.

В случае установки вихревого авиационного гигрометра на дозвуковых самолетах он может питаться сжатым воздухом, отбираемым от компрессора двигателя.

ПРИМЕНЕНИЕ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ

ДЛЯ ОХЛАЖДЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТОВ

Определенные в разд. 10. 1 пределы позволяют широко использовать вихревую трубу в схемах для охлаждения отдельных элементов летательных аппаратов.

Имеется большое число патентов [87, 88, 89, 90, 92, 93, 130, 131] на подобные устройства.

Не разбирая их всех подробно, следует заметить, что наиболее интересным из этих устройств является предложенная Грином [88] каскадная схема кондиционирования самолетных устройств (кабины, радиооборудования).

Эта схема близка к рассмотренной нами в разд. 10. 1 компрессорной схеме, но отличается тем, что в ней холодный поток охлаждает сжатый воздух» идущий на питание второй вихревой трубы, а холодный поток последней идет на охлаждение объекта. Таким образом, предложенная Грином схема является двухкаскадной.

Если принять расход холодного потока первой вихревой трубы равным расходу охлаждаемого им сжатого воздуха, идущего на питание второй вихревой трубы, и пренебречь потерями в противоточном теплообменнике, то температура получаемого из второй вихревой трубы холодного потока согласно выражению (6.29) определится такой зависимостью

7；h〃(l + 0,2A%.&, (10.9)

а л определяется по выражению (10. 8).

Расчеты показывают [46], что двухкаскадная схема позволяет получать холодный поток с температурой +20℃ до значения Ми =3,5 на высоте //>11 км.

В патенте Грина [92] предлагается использование вихревой трубы в- установке для кондиционирования кабины космического корабля в условиях невесомости, когда из-за отсутствия естественной конвекции необходимо создание принудительной циркуляции кабинного воздуха.

В предложенной схеме вихревая труба работает на парообразном кислороде, подаваемом из баллона, и осуществляет охлаждение и обогащение кислородом кабинного воздуха.

На самолетах всегда целесообразно приготавливать охлажденный воздух непосредственно у места его потребления.

Это объясняется двумя важными причинами: уменьшением потерь холода при сокращении холодопроводов и заметное сокращение веса подводящей системы, так как подвод сжатого воздуха от двигателя осуществляется по неизолированным трубам малого сечения, а для транспортировки охлажденного потока необходимы хорошо теплоизолированные трубы большого сечения.

С этой точки зрения целесообразно систему общего кондиционирования кабины самолета перевести на местное душирование с индивидуальными вихревыми трубами в каждой точке, что создает дополнительное удобство благодаря возможности индивидуальной регулировки желаемой температуры от охлаждения до подогрева.

Возможность местного получения холода является важным достоинством вихревых труб, масштаб которых может быть как угодно малым.

Например, вихревая труба диаметром 1 мм и длиной 10 мм (близкая к размерам полупроводниковых элементов), расходуя около 15 л воздуха в минуту может обеспечить отвод от полупроводникового элемента рассеиваемой мощности порядка 5 вт.

Это делает ее незаменимым устройством для стабилизации температуры отдельных ответственных элементов полупроводниковых электронных устройств летательных аппаратов [45}.

При отсутствии источников сжатого газа миниатюрная вихревая труба может работать от специального бортового баллончика сжатого воздуха или другого газа.

Самовакуумирующаяся вихревая труба также с успехом может быть использована для охлаждения отдельных элементов авиационного электронного оборудования. Работая на динамическом напоре, она создает очень высокие эффекты охлаждения и может интенсивно охлаждать помещенное в осевой зоне цилиндрическое тело.

Как известно, порог чувствительности фотоумножителей ограничен силой темнового тока, который может быть заметно уменьшен за счет охлаждения фотоумножителя или его катода.

Чувствительность фотосопротивлений увеличивается в несколько раз при снижении их температуры, что также можно реализовать с помощью самовакуумирующейся вихревой трубы.

К этим же случаям можно отнести потребность охлаждения мишени передающих телевизионных трубок типа «Видикон» для повышения качества передаваемого изображения и срока службы трубки.

Из-за отсутствия достаточных исследований мы не имеем возможности остановиться подробно на вопросах использования вихревой трубы в качестве эффективного и малогабаритного теплообменного устройства [87].

Благодаря высоким температуре и скорости закрутки периферийного потока, коэффициент теплообмена между вихрем и стенкой трубы имеет величину [90] порядка 1000——竺竺——.

. час、z рад

Еще более высокое значение его наблюдается при теплообмене в вихревой трубе с водяным вихрем.

Ввиду этого вихревая труба может найти широкое применение в авиационных теплообменных устройствах ——теплообменниках и конденсаторах жидких металлических теплоносителей атомных силовых установок.

Многогранность свойств вихревого эффекта не позволяет предугадать все случаи его применения в технике наших дней, но не вызывает сомнения, что в будущем он послужит основой для разрешения многих специфичных задач малой энергетики.

Абрамович Г. Н., Прикладная газовая динамика, ГИТТЛ, 1953.

Абрамович Г. Н., Теория турбулентных струй, ГФМИ, 1960.

Акунов В. Н., Д у б и н с к и й М. Г., Струйная мельница для тонкого измельчения материалов. Авторское свидез ельство № 118693, 1958.

Алексеев В. П., Исследование эффекта вихревого температурного разделения газов и паров, ОТИХП, Диссертация, 1954.

Алексеев Т. С., О природе эффекта Ранка, ИФЖ, 1964, № 4.

Алексеев Т. С., Низкотемпературная сепарация природных газов с помощью вихревой трубы, Труды Краснодарского филиала всесоюзного Нефтегаз НИИ, вып. 11, 1963.

Бродянский В. М., Л е й т е с И. Л., О градиенте температуры в трубе Ранка—Хилша, ИФЖ, № 1272, 1960.

Бродянский В. М., Л ей т е с И. Л., Зависимость величины эффекта Ранка от' свойств реальных газов, ИФЖ, 1962, № 5.

Бродянский В. М., Мартынов А. В., Вихревая труба с внешним охлаждением. Холодильная техника, 1964, № 5.

Бродянский В. М., Мартынов А. В., Вихревая труба для сепарации природного газа. Новости нефтяной и газовой техники, 1962, серия -- газовое дело № 5, 33.

Бродя некий В. М., Мартынов А. В. Зависимость эффекта Ранка—Хилта от температуры, Теплоэнергетика, 1964, № 6.

В у л и с Л. А., Об эффекте Ранка, Известия АН СССР, ОТН, 1957,

В у л и с Л. А., К о с т р и ц а А. А., Элементарная теория эффекта Ранка, Теплоэнергетика, 1962, № 10.

температуры в потоке газа высокойтемпературы в потоке газа высокойГ а и д е л ь с м a„H А. Ф., Илюхин Н. В., Н а у р и ц Н. П.( Исследо

температуры в потоке газа высокой

температуры в потоке газа высокой

эффекта Ранка, Известия АН СССР,эффекта Ранка, Известия АН СССР,вание термоэлементов как измерителей скорости, ЖТФ, ХХП, вып. 2, 1952.

эффекта Ранка, Известия АН СССР,

эффекта Ранка, Известия АН СССР,

Г ольдштик М. А., К теории ОТН, Механика и машиностроение, 1963,

Гродзовский Г. Л., Кузнецов Ю. Е” К теории вихревой трубы. Известия АН СССР, ОТН, 1954, № 10.

Губкина Г. И„ Получение холода турборасширением воздуха в тепло-холодильном агрегате, Труды Гос. НИИ, ГВФ, вып. В, 1961.

Гуляев А. И., Исследование вихревого эффекта, ЖТФ, вып. 10, 1965, № 35.

Гуляев А. И., Эффект Райка при низких температурах, ИФЖ, т. IX, 1965, № 3.

Дейч М. Е„ Л ихерзак Е. Е., О вихревых эффектах в турбинной ступени. Известия АН СССР, Энергетика и транспорт, 1964, № 1.

Дубинский М. Г., Вихревой вакуум-насос, Известия АН СССР, ОТН, 1954, № 9.

Дубинский М. Г., О вращающихся газовых потоках. Известия АН СССР, ОТН, 1954, № 8.

Д у б и н с к п и М. Г., Вихревой энергоразделитель. Известия АН СССР, СТН, 1955, № 6.

Дубинский М. Г., Течение вращающихся потоков газа в кольцевых каналах, Известия АН СССР, ОТН, 1955, № И.

Дубинский М Г., Вихревые аппараты, Известия АН СССР, ОТН, 1955, № 8.

Дубинский М. Г., и др., Вихревой энергоразделитель, Авторское свидетельство № 128471, 1960

Битов В. М., Калашников В. Н., Райский Ю. Д., Работа вихревой трубы на природном газе, Газовая промышленность, 1964, № 4.

К о л ы ш е в Н. Д , Исследование низкотемпературной вихревой труб^ ■с ще^чевым диффузором, Диссертация, Куйбышевский авиационный институ!,

Ландау Л., Лифшиц Е., Механика сплошных сред, Гостехиздат.

Литвин А. М., Техническая термодинамика, ГЭИ, 1947.

Макаров А. А., Болтянский А. И.( Меркулов А. П„ Экономическое сравнение методов обработки холодом обоим шарикоподшипников вихревой холодильной камерой ВХК-2 и фреоновой установкой ФДС-0,15, Отчет № 23, лаборатория № 9 Куйбышевского авиационного института, 1959.

Мартынов А. М, Бродянский В. М., Исследование параметров вихревого потока внутри трубы Ранка—Хилша, ИФЖ, том. XII, 1967, май.

Мартыновский В С., Мельцер Л. 3., О холодильном эффекте вихревой трубы. Холодичьная техника, 1952, № 4.

Мартыновский В. С., Алексеев В. П., Эффект вихревого тем* пературного разделения перегретых паров и опытная проверка гипотезы Хил- ша—Фультона, Известия АН СССР, 1956, № 1.

Мартыновский В. С., Алексеев В. П., Вихревой эффект охлаждения и его применение, Холодильная техника, 1953, № 3.

Мартыновский В. С., Алексеев В. П., Термодинамический анализ эффекта вихревого температурного разделения газов и паров, Теплоэнертс- тика, 1955, № 11.

Мартыновский В. С., Алексеев В. П., Исследование эффекта вихревого температурного разделения газов и паров, ЖТФ, вып. 10, 1956, № 26.

Мартыновский В. С., Парулейкар Б., Температурное разделение воздуха на холодном конце вихревой трубы. Холодильная техника, 1959, № 2.

Мартыновский В. С., Парулейкар Б., Эффективность вихревого метода охлаждения, Холодильная техника, 1960, № 1.

Мартыновский В. С,ВойткоА. М., Эффект Ранка при низки《 давлениях, Теплоэнергетика, 1961, № 2, 80.

Меркулов А. П„ С т е н г а ч С. Д., Предварительные результаты исследования вихревого карбюратора. Отчет № 56, лаборатория № 9 Куйбышевского авиационного института, 1965.

Меркулов А. П , Осушение сжатого воздуха методом конденсации и вымораживания. Холодильная техника, 1965, № 5.

Меркулов А. П., Вихревая холодильная камера, Холодильная техника, 1959, № 5.

Меркулов А. П., Вихревой термостат, Холодильная техника, I960,

Мерку лов А. П. Характеристики н расчет вихревого холодильника. Холодильная техника, 1958, № 3.

Меркулов А. П , Исследование вихревого холодильника, Диссертация, Куйбышевский авиационный институт, 1956.

Меркл лов А. П., Исследование вихревой трубы, ЖТФ, т. 26» вып. о,

Меркхлов А. П , Совместная работа вихревой трубы и диффузора» Холодильная техника, 1962, № 4.

Меркулов А. П., О целесообразносги использования вихревого эффекта на высоких давлениях, Труды Куйбышевского авиационного института, вып. XII, 1961.

Меркулов А П., Вихревые холодильно-нагревательные установки Куйбышевское книжное издательство, 1961.

Меркулов А. П., К о л ы ш е в Н. Д., Г р у б е р Н. С., Отсасывающий электросварочный аппарат «Вихрь». Промышленная очистка воздуха от вредных загрязнений, ГОСИНТИ, 1964, № 11—64—-753/5.

М е р к у л о в А. П., К о л ы ш е в Н. Д., Г р у б е р Н. С., Г у с е в И. И., Вихревой гигрометр и вихревая труба для кондиционирования воздуха, Усовершенствование вентиляции и кондиционирования воздуха на промышленных предприятиях, ГОСИНТИ, 1964, № 10—64—1451/29.

Меркулов А. П., Гипотеза взаимодействия вихрей, Известия вузов, Энергетика, 1964, № 3.

Меркулов А. П., К о л ы ш е в Н. Д., Экспериментальная проверка гипотезы взаимодействия вихрей, Доклады Всесоюзной конференции по перспективам развития и внедрения холодильной техники в народное хозяйство СССР, ОТИПХП, Одесса, 1962.

Меркулов А. П., Гусев И. И., Исследование вихревой трубы с водяной рубашкой, Отчет № 19, лаборатория № 9 Куйбышевского авиационного института, 1962.

Меркулов А. П., Филиппов Г. В., Гусев И. И., Исследование пограничного слоя на диафрагме вихревой трубы, Отчет № 21, лаборатори/, № 9 Куйбышевского авиационного института, 1962.

Меркулов А. П., Дорофеев В. М-, Холодильная камера. Авторское свидетельство № 115180, 1958.

Меркулов А. П., Вихревая холодильная камера для получения низких температур в замкнутом объеме, Авторское свидетельство № 152469, 1962.

Меркулов А П.» Холодильная камера. Авторское свидетельство № 123986, 1959.

Меркулов А. П, Термостат, Авторское свидетельство № 124682,

Меркулов А. П., Конденсационный гигрометр, Авторское свидетельство № 155638, 1963.

Меркулов А. П., К о л ы ш е в Н. Д., Исследование температурных полей викревой трубы с диффузором. Труды Куйбышевского авиационного института, вып. 22, 1965"

Меркулов А. П., К о л ы ш е в Н. Д., Распределение скорости по высоте сопла вихревой трубы, Труды Куйбышевского авиационного института, вып. 22, 1965.

М е т е н и н В. И., Экспериментальное исследование рабочего процесса воздушной вихревой холодильной установки, Холодильная техника, 1959, № 4.

М е т е н и н В. И., Исследование вихревых температурных разделителен сжатого газа, ЖТФ, т. 30, 19€0, № 9.

М е т е н и н В. И., Исследование противоточных вихревых труб, ИФЖ.

Михеев М. Л., Основы теплопередачи, Госэнергоиздат, 1947.

Соколов Е. Я-, Характеристика вихревой трубы. Теплоэнергетика,

Торочешников Н. С., Лейтес Н. Л., Бродянский В. М„ Исследование эффекта температурного разделения воздуха в прямоточной вихревой трубе, ЖТФ, т. 28, 1958, № 6.

Туманский С. К- и др., Вихревой реактивный холодильник, Авторское свидетельство № 129209, 1960.

Ч а р н ы и Н. А., К теории вихревого холодильника, Известия АН СССР, ОТН, Механика и машиностроение, 1962, № 6.

В Е R Т I N J_, Modified Hilsch Apparatus for Producing Hot and Cold Air Streams, Journal of Scientific instruments, Vol. 28, August, 1951.

В L А В E R M. P., A Simply Constructed Vortex Tube for Producing Hot and Cold Air Stream% Journal of Scientific Instruments, Vol. 27, June, 1950.

BODEWADT U. T., Die Drehstromung uber fasten Grunde, ZAMM, 20, 1940.

BOURGEAT M_, F ABRI J., SCESTRUNCK R., Separation Thernuque dans les Fluides en Rotation, Publ. O. N. E. R. A” No. 102, 1961.

BUR KN ARD T G, Theoretical Contribut on to the Work of R. 些kch on the Vortex Tube, Translation by R. C. Murray from Zeitschnft fur Naturforschung, Vol. 3a, No. 1, January, 1948.

CLAMPETT J B., Thermal Characteristics of Energy Separation in a Turbulent Vortex, Clustral. Chem. Engng., 3, No. 10, 1962.

С О M A S S A R S, The Vortex Tube, Journal of American Society of Naval Engineers, 63, Febr., 19^1.*

CURLEY W. R., Report on the Hilsch Vortex Tube, Journal of Boston College Physics Society, May, 1950.

DEISSLER R. G., P e r 1 m u 11 e r M., An Ana lysis of the Energy Separation in Laminar and Turbulent Compressible Vortex Flows, Heat Transfer and Fluid Mechanics Institute, 1958

ECKERT E. R. G.» and HARTNETT J. P., Experimental Stu” dy of the Velocity and Temperature Distribution in a High Velocity Vortex Type Flow, Stanford University Heat Transfer Institute Conference, June, 1956

EINSTEIN M. A., and L I M., Steady Vortex Flow in a Real Fluid, Heat Transfer and Fluid Mechanics Institute, Stanford University Press 1951.

EISLER K., and KOCH M., Das Verhalten Verschiedene Gase und die Trennung von Ga^gemischen in einem Wirbelrohr, Zeitschnft fur Naturforschung, January, 1951.

ERDELYI ISTVAN, Wirkung des Zentnfugalkraftfields auf dem Warmezustand der Gase. Erklarung der Ranque-Erscheinung, Forsch. Geb. Ingenieurwesens, 28, Nd 6, 1962.

FULTON C. 6., Ranque s Tube, Refrigerating Engineering, May,

GREEN P. H., Direct Evaporative Vortex Type Refrigeration System, U. S. Patent No. 2, 78ь, 341, March 26, 1957.

GREEN F. H., Air Condit*oning Device, U. S. Patent No. 2, 892, 316, June 30, 1959.

GREEN F. H., Regenerative Vortex Cooling Svstem. U S. Pa- tent No. 2, 839, 900, June 24. 1958.“

GREEN F. R., Direct Evaporative Vortex Tube Refrigeration System, U. S. Patent, March 26. 1957.

GREEN F. H., Air Conditioning Device, U. S. Patent No. 2, 892, 316, June 30, 1959.

GREEN F. H„ Axial Flow Vortex Tube Mechanism, U. S. Patent No. 2, 790, 310, April 30, 1957.

GREEN F. H.. Air Conditioning System for Space Ships, U. S. Patent No. 2, 873, 582, Feb. 17, 1959.

GREEN F. H. Vortex Tube with Flow Control Means, U. S. Patent No. 2. 904, 965, Sept. 22, 1959.

HARDEBOL J., The Velocity and Temperature Fields in a Vortex Tube, Ingenieur (Nederland), 71, No. 25, 1959.

HEFNER F. E.. Characteristics of Jacketed Vortex Tube, ASHRAE Journal, Vol. 1, No. 9, Sept., 1959.

SEND AL W. Р.» Process for Cooling a Gas, U. S, Patent No. 2, 87a 611, Jan. 27, 1959.

H E N D A L W. P., Vortex Tube and Method of Operating a Vortex Tube, U S. Patent No. 2, 907, 174, Oct. 6, 1959.

HE ND AL W. P., Generation of Cold by Expansion of a Gas in a Vortex Tube. U. S. Patent No. 2, 893, 214. July 7, 1959.

H E N D A L W. P., Vortex Tube with Divergent Hot End, U. S. Patent No. 2, 893, 215, July 7, 1959.

H I L S С H R., Die Expansion von Ga^en in Zentnfugalfeld als Kaelterprocess, Zeitschrift fur Natarforschung, Jan., 1946.

HOLMAN J. P., and Moore G. D, An Experimental Study of Vortex Chamber Flow, Trans. ASME, D-83, No 4, 1961.

INMAN R. M. Energy Separation in Laminar Vortex-Type Slip Flow, AIAA Journal, 1, No. 6, 1963.

JONSON A. V., Quantitative Study of the Hilsch Heat Separator, Canad an Journal of Research, 25, 299, Sept., 1947.

ASSNER R. and KNOERNSCHILD E,, Friction Laws and Energy Transfer in Circular Flow, Technical Report No. F—TR—2198— N8, GS—USAF, Wright Patterson Air Force Base, No. 78, March, 1948.

KEYES J. J. Jr.t Experimental Study of Flow and Separation in Vortex Tubes with Application to Gaseous Fission Heating, A. R. S. Jourral, Vol. 31, No. 9, 1961.

KEYES J. J. Jr., An Experimental Study of Gas Dynamics in High Velo( ity Vortex Flow, Report at Stanford University Conference, June 15—17, 1960.

KERREBROCK J. L„ Diffusion m Neutral and Ionised Gases with Extreme Pressure Gradient, California Institute of Technology, Passa- dena, California, 1959.

KNOERNSCHILD E., and M ORGENSON, Application of Hilsch Tube to Aircraft and Mi'.sile^, A. I. T. 33095, Army Air Force, Air Material Command Engineering Division. Equipment Laboratory, Serial No. MCREXE—664—510 A 45—USAF-Wright—Patterson, 128, June

* 109： KR EI TH E, and MARGOLIS D., Heat Transfer and Friction in Swirling Turbulent Flow, Heat Transfer and Eluid Mechanics Institute. Stanford University Press, 1958.

LAY J. E., An Experimental and Analytical Study of Vortex— Flow Temperature Separation by Superposition of Spiral and Axial Flows, Parts I and II, Journal of Heat Transfer. Trans, of the ASME, Series C, Aug., 1959.

LAY J. E., and LEE В. C., A Study of the Influence of Entry Angle in Vortex Flow Temperature Separation, an ASME Publication, Paper No. 60—WA—239.

LESLIE M. MACK, The Compressible, Viscous, Heat一Conducting Vortex, Progress report No. 20—332 Jet Propulsion Laboratory California Institute of Technology, Pasadena, California, May 1, 1959.

LEVITT B. B„ Vortex Type Air Cooler, U.S. Patent No. 2, 731, 811, Jan. 24, 1956.

LINDENBLAD N. E., Refrigeration Arrangement Utilising the Ranque Tube, U. S. Patent No. 2, 689. 525, Jan. 4, 1955.

M A C - G E E ROY J r., Fluid Action in the Vortex Tube. Refrigerating Engineering, Oct., 1950.

MAC L. M. and WAGENER P., A Compressible, Viscous, Heat—Conducting Vortex Flow, Progress Report No. 20—382, Jet Propulsion Laboratory, California Institute of Technology, Pasadena, California, May

M А С О T О SUSUKI, Theoretical and Experimental Studies on the Vortex Tube, Sci. Papers I. P. C. R., Vol. 54, No. 1, 1960.

Merkulov A. P., Drake R. M., Journ. An experimental investigation of a coupled vortex tube and radial flow diffusor, University of Kentycky Bulletin, vol. 22, No. 2, April, 1^67.

MILTON R. M., Maxwellian Demon at Work, Industrial and Engineering Chemistry (Ind. Ed.). Vol. 38, No. 5, 1947.

PACKER L. S., and В о x N. C., Vortex Tube Free Air Thermometry, Cornell Aeronautical Laboratory, Inc., Bufallo, New-York, ASME Diamont Jubilee Annual Meeting, Chicago, Illinois, Paper No. 55—A—22 (November, 1955).

Parulekar В. B., Performance of Short Vortex Tube, J. Inst. Engrs. (India), 6, No. 4, 1960.

RANQUE G. J., Experiences sur la Detente Girataire avec Productions Simultanees d un Echappement d'Air chand et d'Air froid, Journal ■de Physique et le Radium, Suppl. p. 112 (1933).

羽.RANQUE G. J., Method and Apparatus for Obtaining from Fluid Under Pressure Two Currents of Fluids at Different Temperatures, U. S. Patent No. 1, 952, 281, March, 1934.

REYNOLDS A. J., On the Dynamics of Turbulent Vortical Flow, Z. Angew. Math, and Phys., Vol. 12, No. 2, 1961.

REYNOLDS A. J.「Energy Flows in a Vortex Tube, Z. Angew. Math, and Phys., Vol. 12, No. 4, 1961：

REYNOLDS A. J., A Note on Vortex Tube Flows, Journal Fluid Mechanics, Vol. 14, No. 1, 1962

RUSKIN R. E., SCH ЕСТЕ P R. M„ DINGER J. E. and MERRILL J. E., Development of the NRL Axial Flow Vortex Thermometer, Naval Research Laboratory Report No. 4008. Sept 4, 1952

S A V 1N О J. M., RAGSDALE R. G” Temperature and Pressure Measurements in Confined Vortex Fields, Paper No. 60—SA—4, Jour" nal of Heat Transfer, Trans. ASME, 1961.

S С H E P E R G. S. J r.. The Vortex Tube-Internal Flow Data and a Heat Transfer Theory, Refrigerating Engineering, 59, October, 1951.

S С H E L P, H. R., Air Cycle Cooling Device Employing Vortex Tube, U. S. Patent No. 2, 720, 091, Oct. 11, 1955.

SHIELDS J. T., Device for Heating and Cooling Vechicles, U. S. Patent No. 2, 669, 101, Febr. 16, 1954.

SCHOW ALTER W. R., and J ON ST О NE H. F., Characteristics of the Mean Flow Patterns and Structure of Turbulence in Spinal Gas Streams, A. L Ch. E. Journal, Vol. 6, No. 4, Dec., I960.

SCHULTZ-GRUNOW F., How the Ranque—Hilsch Vortex Tube Operates, Refrigerating Engineering, 59, Jan” 1951.

SIBULKIN M., Unsteady, Viscous, Circular Flow,

Part 1. The Line Impulse of Angular Momentum, Journal Fluid Meeh., Vol. 11, No. 2, 1961.

Part 2. The Cylinder of Finite Radius, Journal Fluid Meeh., Vol. 12, No. 1, 1962.

Part 3. Application to the Ranque—Hilsch Vortex Tube, Journal Fluid Meeh., Vol. 12, No. 2, 1962.

S P A H I N J., CSERVENY I., Influence de quelques parametres constructifs sur le functionnement du turbillenneur frigorifique, Rev. Electrotechn. et Energ. (P. P. R.), В7, No. 2, 1962.

SPRENGER H., Beobachtungen an Wirbelrohren, Zeitschr. fur Angev. Mathem. und Phys., 11, 5, 1951.

SHIELDS J： T.. Device for Heating and Cooling Vehicles, U. S. Patent No. 2, 669, 101, Febr. 16, 1954.

TAKAHAMA HEISHICHIRO, KAWASHIMA KIN ICHI, An Experimental Study of Vortex Tubes, Mem. Fac. Engng. Nagoya Univ., Vol. 12, No. 2, 1960.

VAN DE£MTER J. J., On the Theory of the Ranque-Hilsch Cooling Effect, Applied Scientific Research, Netherlands, Sec. A, Vol. 3,

VONNEGUT B., Vortex Thermometer for Measuring True Air Temperatures and True Air Speeds in Flight, The Review of Scientific Instruments, Vol. 21, No. 2, Febr., 1950.

VON LINDE R. A. K., Cooling of Compressed Gas, U. S. Patent No. 2, 741. 899, April 17, 1956.

WANG KUO CHANG, Vortex Flow in a Dissociating Gas, Journal Aero-Space Science, 29, No. 5, 1962.

WEBSTER D. S., An Analysis of the Hilsch Vortex Tube, Refrigerating Engineering, Febr., 1950.

WU T. V А. О - T S U, Two Dimensional Sink Flow of a Viscous, Heat—Conducting, Compressible Fluid, Quarterly of Applied Mathematics, Vol, 13, No. 4, Jan., 1956.

VEH H., Boundary Layer Along Annular Walls in a Swirling Flow, Trans. ASME, Vol. 80, 1958.

Александр Петрович Меркулов

ВИХРЕВОЙ ЭФФЕКТ И ЕГО ПРИМЕНЕНИЕ В ТЕХНИКЕ

Страница

Строка

Напечатано

Следует читать

15

формула

0,313п

о,313р

71

16 снизу

р

X

Заказ 2884/1355

А. П. МЕРКУЛОВ