автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.13, диссертация на тему:Исследование эффекта энергоразделения с целью улучшения характеристик вихревой трубы

На правах рукописи

ХАИТ АНАТОЛИИ ВИЛЬИЧ

ИССЛЕДОВАНИЕ ЭФФЕКТА ЭНЕРГОРАЗДЕЛЕНИЯ С ЦЕЛЬЮ УЛУЧШЕНИЯ ХАРАКТЕРИСТИК ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ

Специальность 05.04.13 - Гидравлические машины и гидропневмоагрегаты

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

2 2 НОЯ 2012

Омск-2012

005055595

005055595

Работа выполнена на кафедре гидравлики в Федеральном государственном автономном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Уральский федеральный университет имени первого Президента России Б.Н.Ельцина».

Научный руководитель: доктор технических наук, профессор,

Носков Александр Семенович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор,

декан Аэрокосмического факультета ЮУрГУ Спиридонов Евгений Константинович

кандидат технических наук, доцент, доцент кафедры энергетики УГЛТУ Мамаев Виктор Владимирович

Ведущая организация: ФГБУН Научно-инженерный центр

«Надежность и ресурс больших систем и машин» УрО РАН, г. Екатеринбург

Защита диссертации состоится « 22 » ноября 2012 г. в 14.00 на заседании диссертационного совета Д 212.178.09 в Омском государственном техническом университете по адресу: 644050, пр. Мира, 11, корпус 6, ауд. 6-340.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Омского государственного технического университета.

Отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные гербовой печатью организации, просим направлять в адрес диссертационного совета.

Автореферат разослан « 1Чу> ргяяйбъ! 2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук, доцент

Г.А. Нестеренко

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы

Во многих современных технических системах встает необходимость применения холодильно-нагревательной техники. Достаточно стандартным решением в этой области являются парокомпрессионные машины. Работа таких аппаратов основывается на теплоэнергетических циклах хладагентов. Типичными представителями данной группы веществ являются фреон и аммиак.

Одним из альтернативных способов охлаждения являются установки на базе вихревой трубы Ранка-Хилша. Вихревые трубы имеют ряд положительных свойств по отношению к парокомпрессионным машинам: отсутствие каких-либо хладагентов и теплоносителей; простота конструкции, что приводит к уменьшению трудоемкости изготовления, а также монтажа и обслуживания; отсутствие подвижных частей, что значительно повышает надежность всей системы в целом; малая инерционность.

Единственным недостатком существующих на сегодняшний день конструкций вихревых труб является их относительно низкая энергетическая эффективность. При этом даже небольшое улучшение энергетических показателей современных вихревых труб позволит расширить область их конкурентоспособного применения. В связи с этим исследование эффекта энергоразделения Ранка-Хилша является актуальной задачей.

Цель и задачи исследования

Целью настоящей работы является усовершенствование конструкции двухконтурной и разделительной вихревых труб для повышения их энергетической эффективности, в том числе для повышения изоэнтропного r|s и холодильного КПД т]с. Разработка рекомендаций по проектированию двухконтурных вихревых труб на основе полученных результатов.

Для достижения этой цели были поставлены следующие задачи:

1. Разработка математической модели и выполнение с ее помощью расчетов трехмерного винтового газового потока, возникающего в проточной части разделительной и двухконтурной вихревых труб, с применением различных моделей турбулентности.

2. Обоснование механизма энергетического обмена между центральными и периферийными слоями винтового газового потока, заложенного в уравнения используемой математической модели.

3. Выполнение серии расчетов с использованием разработанной математической модели для различных вариантов конструктивных решений

проточной части двухконтурной вихревой трубы с целью увеличения ее энергетической эффективности.

4. Проведение экспериментального исследования интегральных характеристик натурного образца двухконтурной вихревой трубы с целью проверки полученных на математической модели конструктивных решений.

5. Разработка конструкции отдельных элементов проточной части двухконтурной вихревой трубы, позволяющих увеличить ее энергетическую эффективность.

Достоверность и обоснованность работы

Достоверность работы обеспечивается использованием современных средств- компьютерного моделирования, метода контрольных объемов для численного решения систем дифференциальных уравнений движения газа, метода верификации математических моделей на основе результатов экспериментальных исследований, метода параметрического анализа, методов планирования эксперимента и статистической обработки результатов измерений, методов термодинамики и расходометрии на основе уравнений состояния реального газа.

Научная новизна работы

1. Выполнено моделирование газового потока, формирующегося в вихревой трубе, с использованием шести типов полуэмпирических моделей турбулентности. SAS-SST модель турбулентности показала наличие двух трехмерных вторичных крупномасштабных вихревых жгутов в камере энергоразделения вихревой трубы.

2. Было установлено, что стандартная к - с модель турбулентности позволяет учесть эффект энергетического разделения Ранка-Хилша путем введения дополнительного слагаемого в уравнение баланса энергии, учитывающего эффекты турбулентной теплопроводности. При этом используется дополнительная эмпирическая постоянная - турбулентное число Прандтля.

3. Разработана конструкция сверхзвукового соплового закручивающего аппарата, позволяющая снизить расчетные потери механической энергии газа примерно в два раза: с 15% до 8%. Натурные испытания разделительной вихревой трубы с установленным сверхзвуковым сопловым вводом показали увеличение величины изоэнтропного КПД с % = 0,36 до î|s = 0,46.

4. Получены экспериментальные данные о поведении интегральных характеристик двухконтурной вихревой трубы, работающей в различных режимах и имеющей различные геометрические размеры проточной части, в частности изоэнтропного ris и холодильного КПД т)с.

5. Разработаны рекомендации по выбору геометрических размеров основных элементов двухконтурной вихревой трубы, а также режимов ее работы на основании выполненных серий вычислительных и натурных экспериментов, направленных на увеличение энергоэффективноста вихревой трубы.

6. Разработана методика измерения основных интегральных характеристик двухконтурной вихревой трубы (массовых расходов входящих и выходящих потоков воздуха, изоэнтропного и холодильного КПД и др.), основанная на использовании сопел Вентури, датчиков давления и температуры. На основании данной методики разработано программное обеспечение для измерительного оборудования экспериментального стенда.

Практическая значимость работы

1. В диссертации разработаны рекомендации по математическому моделированию эффекта энергоразделения Ранка-Хилша с использованием современных пакетов вычислительной гидродинамики.

2. Разработана конструкция нового сверхзвукового соплового аппарата, позволяющего увеличить энергоэффективность вихревой трубы. Разработана методика расчета и выбора геометрических размеров данного соплового аппарата.

3. Разработаны рекомендации по выбору геометрических размеров проточной части двухконтурной вихревой трубы.

4. Результаты, полученные в диссертационной работе, были использованы в конструкторском бюро ООО «КБ «ЧКЗ-ЮГСОН» при проектировании следующих вихревых труб: ВТ 3-6/0,2-20; ВТ 5-90; ВТ 30 Р; ВТ 30-50; ДВТР 40-9000; ВТ 63Р.

5. Отдельные части диссертационной работы внедрены в учебный процесс ФГАОУ ВПО «Уральский федеральный университет имени первого Президента России Б.Н.Ельцина» для студентов направления подготовки 150802 «Гидравлические машины, гидроприводы и гидропневмоавтоматика».

На защиту выносятся

1. Результаты математического моделирования течения газа в вихревой трубе, выполненные с использованием шести различных видов полуэмпирических моделей турбулентности.

2. Результаты анализа механизма энергоразделения, заложенного в уравнения стандартной к - 8 модели турбулентности.

3. Конструкция нового сверхзвукового соплового аппарата и предложенная методика инженерного расчета его основных геометрических размеров. Результаты математического моделирования течения газа в данном сопловом аппарате.

4. Результаты выполненных вычислительных и натурных экспериментальных исследований двухконтурной вихревой трубы. Выработанные рекомендации по выбору размеров проточной части двухконтурной вихревой трубы.

Апробация работы

Основные положения . диссертации представлены на следующих конференциях:

- IV международная научно-практическая конференция «Безопасность жизнедеятельности в третьем тысячелетии», Челябинск, ЮУрГУ, 2009 г.

- XVII международная конференция молодых ученых по приоритетным направлениям развития науки и техники, Екатеринбург, УГТУ-УПИ, 2009 г.

- IV международная научно-практическая конференция «Система управления экологической безопасностью», Екатеринбург, УГТУ-УПИ, 2009 г.

- XIV Всероссийская научно-техническая конференция студентов и аспирантов «Гидравлические машины, гидроприводы и гидропневмоавтоматика», Москва, МЭИ, 2010 г.

- IV международная конференция «Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках», Москва, МЭИ, 2011 г.

- Научно-практическая конференция «Энерго- и ресурсосбережение. Энергообеспечение. Нетрадиционные и возобновляемые источники энергии», Екатеринбург, УрФУ, 2011 г.

- 14th International conference on computing in civil and building engineering (14th ICCCBE), Moscow, 2012.

Публикации

Основное содержание работы отражено в 16 опубликованных работах, в их числе 4 статьи, опубликованные в изданиях, рекомендованных ВАК.

Объем и структура работы

Диссертация изложена на 196 страницах машинописного текста. Она состоит из общей характеристики, пяти глав, основных выводов, списка литературы и приложения. В работе содержится 106 иллюстраций, 40 таблиц. Библиографический список включает 145 наименований.

Автор выражает глубокую благодарность коллективу конструкторского бюро ООО «КБ «ЧКЗ-ЮГСОН» и в отдельности главному конструктору A.B. Ловцову за ценные советы, консультации и плодотворные обсуждения результатов исследования, генеральному директору В.П. Сыропятоеу за всестороннюю помощь, поддержку и создание творческой атмосферы. Автор также выражает благодарность сотрудникам кафедры гидравлики Уральского федерального университета за помощь и обсуждение результатов работы.

Вычислительные эксперименты с применением гидродинамического пакета OpenFOAM были выполнены на высокопроизводительном кластере «Уран» Института математики и механики Уральского отделения Российской академии наук.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе приведена общая характеристика рассматриваемой проблемы, обоснована ее актуальность, обозначены цель и задачи исследования.

Представлено описание конструкции и принципа работы классической вихревой трубы, который заключается в следующем: сжатый газ подается через несколько тангенциально расположенных сопловых каналов в цилиндрическую или коническую камеру энергоразделения, где формирует свободный винтовой поток. В камере энергоразделения винтовой поток газа разделяется на два: холодный и горячий. Холодный поток выходит через центральное отверстие диафрагмы, расположенное в непосредственной близости от соплового ввода, и далее поступает в диффузор. Горячий поток выходит с противоположной стороны от диафрагмы вихревой камеры через дроссельные отверстия.

Приведен аналитический обзор опубликованных результатов исследования эффекта энергоразделения. Впервые вихревая труба была спроектирована Ж. Ранком, в дальнейшем Р. Хилшем. Параметрическими исследованиями занимались Мартыновский B.C., Алексеев В.П., Пуралейкар Б.Б., Otten E.H., Райский Ю.Д., Amitani Т., Singh Р.К., Метенин В.И., Меркулов А.П., Суслов А.Д., Dincer К., Selek М., Пиралишвили Ш.А., Жидков М.А., Ахметов Ю.М., Кузнецов В.И. и др. В результате было накоплено большое количество экспериментальных данных, что позволило различным авторам сформулировать уравнения для расчета геометрических размеров проточной части некоторых типов вихревых труб. Однако данные эмпирические зависимости позволяют лишь масштабировать существующую конструкцию вихревой трубы под различные массовые расходы газа. В связи с этим настоящие зависимости не могут быть использованы для разработки новых конструктивных решений вихревых труб.

Brunn H.H., Stephan К., Пиралишвили Ш.А., Поляев В.М., Меркулов А.П., Суслов А.Д., Кузнецов В.И. и др. занимались экспериментальными исследованиями микроструктуры винтового потока газа. Измерения газодинамических параметров производились путем зондирования камеры энергоразделения. Арбузов В.А. и др. занимались экспериментальной

визуализацией течения газа в вихревой трубе при помощи высокочастотной киносъемки.

Основным результатом теоретических исследований эффекта Ранка-Хилша стала формулировка различных гипотез природы возникновения энергетического разделения в винтовом потоке газа: центробежная гипотеза (Ранк Ж., Эдерлаи Ж., Вебстер Д.С., Алексеев В.П.); гипотеза «Демона Максвелла» (Miltorn P.JI. и др.); гипотеза радиальных потоков (ХилшР., Фултон С.О, Мартыновский B.C., Алексеев В.П.); гипотеза взаимодействия вихрей (Хинце И.О., Ван Деемтер Ж.Ж., Меркулов А.П.); различные альтернативные гипотезы (Жидков М.А., Гуцол А.Ф. и др.). Гипотезу взаимодействия вихрей в настоящее время примято считать наиболее полной.

С начала 90-х годов активное развитие получило направление математического моделирования эффекта энергоразделения с применением различных гидродинамических программ и пакетов. Fronhlingsdorf W., Behera U., Dutta T., Skye H.M., Пиралишвили Ш.А., Целищев В.А. и др. использовали в своих расчетах класс полуэмпирических моделей турбулентности (к-е, к-ю, RNG, SST и др.). Promvong Р. и др. использовали алгебраическую модель Рейнольдсовых напряжений ASM. Farouk T., DerksenJJ., Pisarev G.I. и др. использовали различные типы моделей крупных вихрей LES.

В результате выполненного литературного анализа делается вывод о том, что несмотря на наличие большого количества проведенных экспериментальных и теоретических исследований природа и механизм возникновения эффекта энергоразделения Ранка-Хшппа до конца не объяснены. Общепризнанная физико-математическая модель феномена энергоразеделения отсутствует. Результаты математического моделирования температурного разделения в винтовых потоках очень часто показывают расхождение с экспериментальными данными. При этом современные конструкции вихревых труб не являются оптимальными, существуют резервы увеличения энергоэффективности данных устройств. В связи с этим, проведение теоретических и экспериментальных исследований двухконтурных вихревых труб с целью повышения их энергетических показателей можно считать актуальной задачей. В конце первой главы дана постановка задач исследования.

Во второй главе рассмотрена математическая модель для нестационарного винтового течения сжимаемого воздуха в вихревой трубе. Для описания данного течения в работе были использованы уравнения Рейнольдса (1), уравнение неразрывности (2), уравнение баланса энергии (3) и уравнение состояния идеального газа (4).

p^ = pF-grad(p+l(ji + iit)divV) + 2Div((ji + iit)S) (1)

^ + div(pV) = 0 (2)

д + \ dp

- (pH) + divipVH) - div i —-— grad(h) ]=-£ (3)

р=рДГ (4)

где V - вектор скорости; р - плотность; S - тензор скоростей деформаций; р - статическое давление; Н - энтальпия торможения; h — статическая энтальпия; R - газовая постоянная; Т - статическая температура; Ср - теплоемкость; ц, - молекулярная и турбулентная вязкость; X, Xt - молекулярная и турбулентная теплопроводность; Vcp = |VPi"t, где Prt - турбулентное число Прандтля. Турбулентное число Прандтля является одной из констант полуэмпирических моделей турбулентности, описание которых приводятся далее.

Указанная система уравнений (1), (2), (3), (4) замыкалась одной из следующих полуэмпирических моделей турбулентности: Spalart-Allmaras, k-ra, k-Б, k-E RNG, k-e Realizable, SST, SAS-SST (Wilcox D.C., Spalding В., MenterF.R., Smagorinsky J., Белов И.А., Исаев C.A. и др.). Выбор именно данного класса моделей турбулентности был продиктован ограниченностью современных вычислительных ресурсов, а также тем, что данные модели показывают наилучшую устойчивость при расчете течений сжимаемых сред. Ниже представлены уравнения стандартной k-e модели турбулентности (5), (6).

~ (рк) + div(pVk) = div + grad(k)j + G - ^pkdivV - ps (5)

д

— (ре) + div(pVs)

= div ^ + grad(e)j + CelGE-~l CnpsdivV - Ce2p у (6)

где k - кинетическая энергия турбулентных пульсаций; е - диссипация кинетической энергии турбулентных пульсаций; G - генерация турбулентности; pt = рС^к2 /е - турбулентная вязкость. Используемые в модели эмпирические константы:

Qi = 1,44; Сй = 1,92; См = 0,09; ок = 1,0; о£ = 1,3. В соответствии с рекомендациями, приведенными в литературе, турбулентное число Прандтля для воздуха принималось равным Рг, = 0,8.

Численное решение приведенной системы уравнений осуществлялось в лицензионном гидродинамическом пакете ANSYS CFX (на персональном

9

компьютере) и в свободном пакете ОрепРОАМ (на вычислительном кластере «Уран» УрО РАН). Численная дискретизация в данных пакетах выполняется методом контрольных объемов. Были использованы схемы первого и второго порядков как по времени, так и по пространственным координатам.

На рис. 1 приведена принципиальная схема вихревой трубы. Основное отличие двухконтурной вихревой трубы от разделительной заключается в наличии дополнительного ввода сжатого газа 02 (дополнительного потока). Организация ввода дополнительного потока позволяет увеличить расходы горячего и холодного потоков при сохранении их температур.

1- Сопловой ввод; 2 - Вихревая камера энергоразделения; 3 - Диффузор холодного потока; 4 -Ввод дополнительного потока; 5 - Сужающийся сопловой канал. 01 - Основной входной поток сжатого газа; 02 - Дополнительный поток сжатого газа (в случае разделительной вихревой трубы отсутствует); 03 - Выход горячего газа; й4 -Выход холодного потока В качестве тестовой задачи было рассмотрено винтовое течение в конической разделительной вихревой трубе (подвод дополнительного потока 02 отсутствовал) со следующими геометрическими размерами: О = 16,8 мм; (11 = 9,8 мм; Ь = 168 мм; а = 3,5°. Со стороны горячего потока была установлена крестовина (развихритель). Выбор именно данных геометрических размеров был продиктован наличием результатов натурного испытания данной вихревой трубы, выполненного автором настоящей работы.

Постановка математической модели была выполнена в пакете АЫБУЗ СРХ. В качестве расчетной сетки использовалась комбинация из структурированной гексаэдрической сетки в области камеры энергоразделения и неструктурированной тетраэдрической в области развихрителя горячего потока. Количество элементов расчетной сетки варьировалось в диапазоне 500 тыс. - 2,5 млн. В качестве граничных использовались следующие условия:

- Вход в вихревую трубу: статическое давление р = 500 кПа; статическая температура Т = 300 К; интенсивность турбулентности I = 5%.

- Холодный и горячий выходы: статическое давление р = 0 кПа.

- Условия прилипания и адиабатичности на твердых станках.

ю

Было установлено, что модели турбулентности к-ш, к-е, к-е RNG, к-е Realizable и SST показывают сходную картину винтового течения. Распределение основных газодинамических параметров по плоскости продольного разреза для данного случая приведено на рис. 2. Установлено наличие радиального градиента давления, обусловленного наличием вращательной составляющей скорости. Центральные слои винтового газового потока имеют более высокую расчетную статическую температуру по сравнению с периферийными слоями. Распределение температуры торможения имеет обратный характер. Линии тока, построенные для осредненного потока, являются осесимметричными (рис. 4).

Скорость I 3.805е*ОО2

Скорость 4.612е+002

Термодинамическая температура I 3 345е*002

Термодинамическая температура I 3.507е+002

Рис. 2. Распределение газодинамических параметров по плоскости продольного разреза вихревой трубы, полученные с использованием к-е модели турбулентности

Рис. 3. Распределение газодинамических параметров по плоскости продольного разреза вихревой трубы, полученные с использованием БАв^Т модели ■ турбулентности

Расчетная картина течения, полученная с использованием вАв-ЗвТ модели турбулентности, значительно отличается от описанной выше. Полученное течение показало отсутствие квазистационарности и осесимметричности. На рис. 3 приведено распределение некоторых газодинамических параметров по плоскости продольного разреза вихревой трубы для настоящего случая. На

И

рис. 5 представлена мгновенная картина течения, полученная для расчетного времени I = 0,03 с после начала формирования течения.

Рис. 4. Проекции линий тока на плоскость Рис. 5. Проекции линий тока на плоскость

продольного разреза вихревой трубы, продольного разреза вихревой трубы,

полученные с использованием k-е модели полученные с использованием SAS-SST

турбулентности модели турбулентности

Представленные на рис. 5 замкнутые вихревые зоны объединяются в пространстве в две крупномасштабные вторичные вихревые структуры,

которые в литературе принято ^^^ = называть вихревыми жгутами

(Арбузов В.А., Пархимович А.Ю.). Для наглядной визуализации данных вихревых ^^jxiVt ? жгутов был использован ДиЬЛ алгоритм «Vortex Core Region»,

Рис. 6. Трехмерные вихревые жгуты в камере встроенный в пост-процессор энергоразделения, полученные с использованием ANSYS CFX (рис. 6).

SAS-SST модели турбулентности

На основании полученных результатов математического моделирования были рассчитаны основные интегральные характеристики вихревой трубы, в том числе изоэнтропный КПД qs- В результате было установлено, что несмотря на значительные отличия в микроструктуре винтовых течений, все использованные полуэмпирические модели турбулентности показали незначительные отличия в величинах изоэнтропного КПД (ris = 0,2 - 0,24). В связи с этим для проведения дальнейших расчетов была выбрана стандартная к-£ модель турбулентности как наиболее простая и устойчивая.

Натурные испытания настоящей вихревой трубы показали величину изоэнтропного КПД на уровне rjs = 0,36. Таким образом, погрешность математической модели составила примерно 30%. Это можно связать с допущениями, заложенными в использованные полуэмпирические модели турбулентности (в т.ч. k-е модель турбулентности).

Для выявления механизма энергоразделения, заложенного в уравнения использованной математической модели, была выполнена постановка аналогичной задачи в пакете OpenFOAM. В качестве модели турбулентности

12

использовалась стандартная к-е. Количество ячеек расчетной сетки составило 500 тыс. Одним из основных преимуществ расчетного пакета OpenFOAM является его открытая архитектура. Пользователь имеет доступ к исходному коду, что позволяет модифицировать систему решаемых дифференциальных уравнений. Наиболее подходящим стандартным решателем OpenFOAM для случая трансзвуковых течений газа является rhoCentralFoam, в котором использованы центральные численные схемы второго порядка точности Курганова-Тадмора.

На рис. 7 представлены профили температуры торможения в поперечном сечении вихревой трубы, расположенном на расстоянии одного калибра от закручивающего аппарата, полученные с использованием различных типов уравнений баланса энергии (3): уравнение без учета теплопроводности; уравнение с учетом молекулярной теплопроводности X; уравнение с учетом

турбулентной теплопроводности V

Анализируя представленное распределение температуры торможения можно сделать вывод о том, что эффект энергоразделения связан с членом уравнения баланса энергии (3), учитывающим механизм турбулентной

теплопроводности

div ((С\ + At)/cp)grad(h)).

Третья глава посвящена разработке новых конструктивных решений, позволяющих увеличить энергетическую эффективность двухконтурной вихревой трубы. Методом исследования являлось математическое моделирование. Использовалась математическая модель, описание которой приведено в главе 2. За критерий энергоэффективности была взята величина холодильного КПД г|с.

Выполненное математическое моделирование потока сжатого воздуха в классическом шестизаходном сопловом аппарате показало наличие значительных потерь энергии, возникающих при течении воздуха по данному сопловому вводу. Расчетная величина потерь энергии составила ДЕР = 15 % и более. Наличие столь высоких потерь энергии-можне объяснить следующим

/

/ /

/

J. Т|

р 1 l-Wfl-

-6-4 -2 0 2 4 6 Расстояние от оси вихревой трубы, мм -Без учета Л и XI (1) -С учетом X (2) —С учетом А1 {3)

Рис. 7. Распределения температуры торможения в поперечном сечении вихревой трубы, полученные с применением различных уравнений энергии

образом; геометрические размеры лопаток классического

закручивающего аппарата

выбираются таким образом, чтобы получить максимально

возможную вращательную

скорость газа. Поскольку межлопаточный канал принято выполнять сужающимся, то на выходе образуется звуковая скорость. При наличии достаточного перепада давления между входом и выходами вихревой трубы (на основании математического моделирования Др > 200 кПа) режим течения винтового потока в камере энергоразделения в непосредственной близости к сопловому аппарату является сверхзвуковым. Таким образом, околозвуковая струя, формирующаяся в закручивающем аппарате, вводится в сверхзвуковой винтовой поток, причем угол ввода обычно превышает 20°. В результате происходит образование косых скачков уплотнения, которые являются основным источником потерь энергии.

Одним из возможных способов исключения возникновения описанных скачков уплотнения является снижение скоростей газа на выходе из межлопаточных каналов (перевод режима течения в дозвуковую область). С этой целью был разработан сверхзвуковой сопловой аппарат (рис. 8), принцип действия которого заключается в следующем: расположенные на входе направляющие лопатки задают вращательную составляющую скорости входящему потоку газа, при этом скорости течения остаются в дозвуковом диапазоне. Далее происходит формирование точечного вихря: при прохождении по проточной части 2 (рис. 8) происходит увеличение вращательной (тангенциальной) составляющей скорости газа обратно пропорционально радиусу вращения. При правильном выборе геометрических размеров проточной части переход скорости газа в сверхзвуковую область происходит равномерно без образования скачков уплотнения.

соплового аппарата 1 — направляющая лопатка; 2 — проточная часть

переменного сечения в виде сопла Лаваля; 3 — поверхность перехода через скорость звука.

Результаты математического моделирования газового потока в

разработанном сверхзвуковом сопловом аппарате,

выполненного в пакете /\NSYS СРХ, представлены на рис. 9. Из данного рисунка видно, что переход через скорость звука происходит равномерно без образования скачков

уплотнения, что уменьшает расчетные потери энергии.

Расчетная величина потерь механической энергии для окончательного варианта

соплового ввода составила ДЕр = 8 %, что примерно вдвое меньше аналогичной величины для классического шестизаходного закручивающего аппарата.

Множество авторов отмечают значительное влияние геометрических размеров камеры энергоразделения на энергетические характеристики вихревой трубы. В связи с этим было выполнено несколько серий вычислительных экспериментов, направленных на модификацию геометрии камеры энергоразделения двухконтурной вихревой трубы и режимов ее работы с целью увеличения энергоэффективности устройства. За начальный вариант конструкции была принята вихревая труба со следующими геометрическими размерами (рис. 1): О = 30 мм; (11 = ¿2=21 мм; Ь = ЗО (3 калибра); а = 3°.

В связи с большим объемом вычислений все расчеты проводились на кластере «Уран» УрО РАН в гидродинамическом пакете ОрепРОАМ. Были использованы следующие граничные условия:

- Основной вход вихревой трубы (поток 01, рис. 1): р = 300 кПа; Т = 300К; к = 0,5 м2 /с2; е = 0,5 м2 /с3.

- Дополнительный вход вихревой трубы (поток 02, рис. 1): Т = 300 К; к = 0,5 м V; е = 0,5 м2/с3 . Величина избыточного статического давления варьировалась в диапазоне р = 0 -=- 50 кПа с целью изменения доли холодного потока ц.

- Выход горячего потока (йЗ, рис. 1): массовый расход 03 = 0,038 кг / с. При этом задавалось равенство долей дополнительного и холодного потоков ((.( = ¡1ам). Доля горячего потока составляла ць = 1.

- Выход холодного потока (й4, рис. 1): избыточное статическое давление р = 0 Па.

Скорость

п4.198е+002 3.779е+002 3.359е+002

| 2.939е+002 2.519е+002 2.099е+002 1.679е+002 1.260е+002 8.397е+001 4.198е+001 0.000е+000 м I с

Рис. 9. Распределение скоростей по плоскости продольного и поперечного разреза сверхзвукового соплового аппарата.

Было установлено, что физическое время получения квазистационарного течения после изменения граничных условий составляет t = 0,01 с. В данном случае квазистационарность означает установление постоянных значений всех интегральных характеристик вихревой трубы. Изменение значения статического давления дополнительного потока от 0 до 50 кПа осуществлялось за 10 шагов. Таким образом, физическое время одной задачи составило 0,11 с. На основании полученных в процессе расчета результатов осуществлялось построение характеристик вихревой трубы - зависимостей изоэнтропного t|s и холодильного КПД Т|С от доли холодного потока ц.

В процессе расчетов изменялись следующие геометрические размеры двухконтурной вихревой трубы (рис. 1): длина камеры энергоразделения L= 1D-9D, угол конусности и а - -2° - 20°; диаметры диафрагмы и трубки ввода дополнительного потока d2 = 16 - 21 мм, dl = 14 - 22 мм. Также в процессе расчета изменялась доля горячего потока = 0,4 - 1; зазор между направляющими лопатками шестизаходного соплового ввода s = 0,5 - 2,25 мм. В качестве примера на рис. 10 представлены полученные расчетные характеристики двухконтурной вихревой трубы с различными длинами камеры энергоразделения.

В результате выполненных численных экспериментов удалось установить следующие геометрические размеры камеры энергоразделения и режимы работы двухконтурной вихревой трубы, при которых наблюдались наилучшие показатели энергоэффективности: L = 3D; а = 0 - 4°; dl=d2 = 18-19 мм;

= 0,9 - 1; Vt = 0 м/с; s = 1 - 2,25 мм (при этом расход основного потока воздуха составил G1 = 0,027 - 0,06 кг / с).

о.йо

0,40 0,80 1,20 1;60 2.00 Доля холодного потока

2,АО

Рис. 10. Расчетные зависимости изоэнтропного и холодильного КПД двухконтурных вихревых труб с различной длиной камеры энергоразделения от доли холодного потока.

В четвертой главе представлены результаты экспериментального исследования двухконтурной вихревой трубы. Принципиальная схема экспериментальной установки представлена на рис. 11. Она включает в свой

состав опытный образец двухконтурной вихревой трубы 1 (рис. 11, 12); винтовую компрессорную станцию 2; измерители расхода воздуха 3, 4; блоки датчиков 5,6; регулировочные краны К1 - К4; датчики давления ДД1 - ДД5, датчики температуры ДТ1 - ДТ4 и систему сбора и обработки показаний датчиков. На рис. 11 и 12 обозначения потоков Gl - G4 соответствуют рис. 1.

Была использована

винтовая компрессорная

станция U37: давление нагнетания 700 кПа,

производительность 5 нм3/мин. Блоки датчиков представляют собой металлические корпуса с предусмотренными гнездами для установки одного датчика температуры и одного датчика давления. Измерители расхода выполнены в виде сопел Вентури, истечение из сопел происходит в атмосферу. В каждом измерителе

предусмотрена установка датчиков давления и температуры непосредственно перед соплом Вентури. Система сбора и обработки показаний датчиков состоит из аналого-цифрового преобразователя и персонального компьютера с установленным специальным программным обеспечением, разработанным автором настоящей работы.

Экспериментальный образец двухконтурной вихревой трубы (рис. 13) состоит из набора сменных деталей, что упрощает изменение его конструкции в процессе исследования: изменение длин, диаметров и углов. Исходные геометрические размеры вихревой трубы соответствовали размерам, полученным в процессе математического моделирования в главе 3. В качестве закручивающего аппарата был использован шестизаходный тангенциальный сопловой ввод. Для регулирования пропускной способности данного соплового ввода был установлен ручной механизм поворота направляющих лопаток. Конструктивно возможный диапазон регулирования пропускной способности О- 150 % от номинальной величины расхода воздуха, которая составляет 2 нм3/мин.

установки (обозначения в тексте).

Для корректного учета свойств воздуха при расчете расхода через сопла Вентури использовалось уравнение состояния реального газа Битти-Бриджмена. Пределы применимости данного уравнения для воздуха: температура Т = -145 ... 200 °С, абсолютное давление не более р = 17,7 МПа. Использованная компрессорная станция обеспечивала содержание воды в сжатом воздухе не более 800 мг / мЗ (4 класс чистоты). В связи с этим поправка на влажность воздуха не вводилась.

В процессе проведения экспериментальных работ интервал времени между опросами датчиков был установлен равным 0.1 с, все датчики опрашивались последовательно. На основании полученной первичной информации осуществлялось вычисление массовых расходов всех потоков, доли холодного р, горячего |ih и дополнительного потоков (ха<и- Далее рассчитывались значения изоэнтропного T|S и холодильного КПД tic- Выход вихревой трубы на установившейся режим работы фиксировался по поведению величин всех массовых расходов, давлений и температур.. На завершающем этапе осуществлялась оценка истинных значений измеряемых величин при помощи методов статистической обработки данных.

Энергетическая эффективность исследуемого образца двухконтурной вихревой трубы оценивалась по величине изоэнтропного r)s и холодильного КПД г)с- В качестве примера на рис. 13 представлены измеренные характеристики вихревой трубы, работающей при различных долях горячего потока. Из данных рисунков видно, что максимум измеренного холодильного КПД составляет ric = 0,2 и соответствует режиму работы вихревой трубы с долей горячего потока в диапазоне (,ih = 0,4 - 0,8.

Аналогичным способом было установлено, что максимальные значения холодильного КПД наблюдаются у вихревой трубы с диаметрами диафрагмы и

18

сопла ввода дополнительного потока равными <11 = <12 = 18 мм. Также максимальные значения холодильного КПД наблюдаются при пропускной способности соплового ввода равной в1 = 2 нм3 / мин, при этом положение направляющих лопаток соответствует размеру в = 1,5 мм (рис. 1).

0,4 0,6 0,8 1 Доля холодного потока

1

*1Л=1 «и!) = 0,9

------- А цЬ - 0,8 «мЬ ■ мЬ = 0,4 рЬ = 0,6 = 0,2

0,4 0,6 0,8 1 1,2 Доля холодного потока

1,4

Рис. 13. Экспериментальные зависимости изоэнтропного и холодильного КПД вихревой трубы от доли холодного потока ири различных долях горячего потока цЬ

В результате проведенного экспериментального исследования делается заключение о том, что полученные рекомендуемые размеры двухконтурной вихревой трубы совпадают с аналогичными размерами, полученными на основании серии вычислительных экспериментов в главе 3. Данный факт позволяет говорить о качественном, систематическом и закономерном согласовании характера поведения расчетных интегральных показателей работы вихревой трубы с результатами экспериментального исследования, несмотря на наличие количественных расхождений в величинах изоэнтропного и холодильного КПД. В связи с этим, используемая математическая модель может быть применена для дальнейших расчетов.

В пятой главе приводятся результаты математического моделирования винтового потока в двухконтурной и разделительной вихревых трубах с установленными сверхзвуковыми сопловыми аппаратами, конструкция которых была разработана в главе 3.

На рис. 15 представлены расчетные характеристики разделительной и двухконтурной вихревых труб с двумя различными сопловыми аппаратами. Установка сверхзвукового соплового аппарата предложенной конструкции привела к увеличению общего уровня изоэнтропного и холодильного КПД.

Увеличение изоэнтропного КПД для случая разделительной вихревой трубы подтверждается результатами натурных испытаний промышленного образца данной вихревой трубы. Во время испытаний было выявлено, что после установки сверхзвукового соплового аппарата с отмеченными выше размерами произошло увеличение изоэнтропного КПД вихревой трубы с 0,36 до 0,46.

О 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Доля холодного потока

0,00 0,40 0,80 1,20 1,60 2,00 2,40 Доля холодного потока

-ОКлассический шестизаходный сопловой ввод (1) -ОСверхзвуновой сопловой ввод с поворотом {2)

-ОКлассический шестизаходный сопловой ввод (1) ЧЗ-Сверхзвуковой сопловой вводе поворотом (2^

б)

Рис. 15. Расчетные характеристики разделительной (а) и двухконтурной (б) вихревых труб с

В пятой главе также приводится обзор разработанных и изготовленных вихревых труб, конструктивные решения которых учитывают основные результаты, полученные в процессе выполнения настоящего исследования:

- ВТ 3-6/0,2-20; ВТ 5-90; ВТ 30 Р. Данные вихревые трубы предназначены для получения горячего воздуха для отогрева запорно-регулирующей арматуры, отопления небольших помещений, а также для местной сушки лакокрасочных покрытий. Предприятие-изготовитель ОАО «Завод геологоразведочного оборудования и машин». В настоящее время указанные вихревые трубы находятся в эксплуатации.

- ВТ 30-50; ДВТР 40-9000; ВТ 63Р. Данные вихревые трубы предназначены для осуществления разделения сжатого попутного нефтяного газа на охлажденный и нагретый потоки и используются в составе установок сепарации попутного нефтяного газа. Предприятие-изготовитель ООО НЛП «Экспериментальный завод». В настоящее время указанные вихревые трубы находятся в эксплуатации.

1. Выполненный анализ поведения интегральных расчетных характеристик разделительной вихревой трубы, полученных с применением различных полуэмпирических двухпараметрических моделей турбулентности, позволил установить их незначительные количественные отличия. Величины изоэнтропного и холодильного КПД, полученные с применением шести различных двухпараметрических моделей турбулентности, колеблются в диапазоне: 0,2...0,24, Т1С = 0Д2..Д14.

2. Было установлено, что стандартная к-е модель турбулентности

позволяет учесть эффект энергетического разделения Ранка-Хилша путем

20

установленными сопловыми аппаратами различной конструкции

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ

введения дополнительного слагаемого в уравнение баланса энергии, учитывающего эффекты турбулентной теплопроводности. При этом коэффициент турбулентной теплопроводности вычисляется при помощи введения эмпирической постоянной модели турбулентности - турбулентного числа Прандтля.

3. Результаты выполненного математического моделирования потока газа в классическом шестизаходном сопловом аппарате показали наличие значительных потерь энергии, возникающих при течении газа по данному сопловому вводу. Расчетная величина потерь энергии составила ДЕР = 15 % и более. Для уменьшения данных потерь энергии была разработана новая конструкция сверхзвукового соплового аппарата. Результаты моделирования окончательного варианта сверхзвукового соплового аппарата показали уменьшение расчетных потерь энергии газового потока до величины ДЕр = 8 %.

4. Математическое моделирование разделительной и двухконтурной вихревых труб с установленным сверхзвуковым сопловым аппаратом показало относительное увеличение расчетных величин изоэнтропного и холодильного КПД на 21,2 % и 10 % соответственно. Увеличение изоэнтропного КПД было подтверждено при выполнении испытания промышленного образца разделительной вихревой трубы с установленным сверхзвуковым сопловым аппаратом. В процессе испытания было получено увеличение величины изоэнтропного КПД с 0,36 до 0,46.

5. На основании выполненного математического и экспериментального исследования двухконтурной вихревой трубы были выработаны рекомендации по выбору геометрических размеров проточной части и режимов работы вихревой трубы: длина камеры энергоразделения (рис. 1) Ь = ЗБ (три калибра); угол конусности камеры энергоразделения а = 0...4"; диаметры диафрагмы и сопла ввода дополнительного потока с!1 =(12=18... 19мм; доля горячего потока Ць = 0,8; расход сжатого воздуха, протекающего через сверхзвуковой закручивающий аппарат 01=2 нмЗ /мин.

6. Полученные в результате экспериментального исследования рекомендуемые размеры двухконтурной вихревой трубы совпадают с аналогичными размерами, полученными на основании математического моделирования. Данный факт позволяет говорить о качественном, систематическом и закономерном согласовании характера поведения расчетных интегральных показателей работы вихревой трубы с результатами экспериментального исследования. В связи с этим используемая математическая модель может быть применена для дальнейших расчетов, направленных на изменения конструкции вихревой трубы с целью увеличения ее энергоэффективности.

7. Результаты, полученные в настоящей работе, были использованы при проектировании следующих промышленных вихревых труб:

- ВТ 3-6/0,2-20; ВТ 5-90; ВТ 30 Р. Данные вихревые трубы предназначены для получения горячего воздуха для отогрева запорно-регулирующей арматуры, отопления небольших помещений, а также для местной сушки лакокраосчных покрытий. . Предприятие-изготовитель ОАО «Завод геологоразведочного оборудования и машин». В настоящее время указанные вихревые трубы находятся в эксплуатации.

- ВТ 30-50; ДВТР 40-9000; ВТ 63Р. Данные вихревые трубы предназначены для осуществления разделения сжатого попутного нефтяного газа на охлаждённый и нагретый потоки и используются в составе установок сепарации попутного нефтяного газа. Предприятие-изготовитель ООО НПП «Экспериментальный завод». В настоящее время указанные вихревые трубы находятся в эксплуатации.

СПИСОК ПУБЛИКАЦИЙ

Работы, опубликованные в изданиях, рекомендованных ВАК

1. A.C. Носков, A.B. Ловцов, A.B. Хаит. Математическое исследование структуры газового потока в закручивающем аппарате вихревой трубы. Издание Омский научный вестник, серия «Приборы, машины и технологии», № 1 (87), 2010. С. 74-77.

2. A.C. Носков, В.Н. Алехин, A.B. Ловцов, A.B. Хаит. Энергетическая эффективность систем искусственного климата на базе вихревой трубы и способы ее повышения. Академический вестник УралНИИпроект РААСН №3/2011. С. 73-78.

3. A.C. Носков, A.B. Ловцов, A.B. Хаит. Математическое моделирование эффекта энергоразделения Ранка-Хилша с целью увеличения энергетических характеристик вихревой трубы. Издание Омский научный вестник, серия «Приборы, машины и технологии», № 3 (103), 2011. С. 182-186.

4. A. Khait, A. Noskov, V. Alekhin, A. Lovtsov. Mathematical simulation of Ranque-Hilsch vortex tube heat and power performances. 14th International conference on computing in civil and building engineering (14th ICCCBE). Abstract Volume. Moscow, Publishing House "ASV". ISBN 978-5-93093-877-7. P.160-161 Работы, опубликованные в других изданиях

1. A.C. Носков, A.B. Ловцов, A.B. Хаит. Математическое исследование эффекта энергоразделения Ранка-Хилша. Строительство и образование № 12, Екатеринбург, УГТУ-УПИ, 2009. С. 230 -235.

2. A.C. Носков, H.B. Якшина, A.B. Хаит. Экологически безопасный способ охлаждения бурового раствора на базе вихревой трубы с учетом проведения работ в условиях вечной мерзлоты. Безопасность жизнедеятельности в третьем тысячелетии: сборник материалов IV Международной научно-практической конференции. Челябинск: изд. Центр ЮУрГУ, 2009. С.133-137.

3. A.B. Хаит, А.П. Бутымова. О вихревой трубе как экологичном и энергосберегающем устройстве. Научные трубы XVII международной конференции молодых ученых по приоритетным направлениям развития науки и техники. Екатеринбург, УГТУ-УПИ, 2009.

4. A.C. Носков, Н.В.Якшина, A.B. Ловцов, A.B. Хаит. Использование холодильно-нагревательных систем на базе вихревых труб для организации заданного микроклимата в производственных и складских помещениях. Система управления экологической безопасностью. Сборник трудов Четвертой заочной международной научно-практической конференции. Екатеринбург, УГТУ-УПИ, 2010, том 2. С. 81-87.

5. A.B. Ловцов, A.C. Носков, A.B. Хаит. Использование вихревой трубы в системе сжижения природного газа. Строительство и образование №13, Екатеринбург, УрФУ, 2010. С. 380 - 383.

6. A.C. Носков, A.B. Ловцов, A.B. Хаит, А.П.Бутымова. Разработка численной модели процесса энергоразделения, возникающего в разделительной вихревой трубе. XIV Всероссийская научно-техническая конференция студентов и аспирантов. Гидравлические машины, гидроприводы и гидропневмоавтоматика. Сборник докладов. Москва, МЭИ, 2011. С. 146 - 149.

7. A.C. Носков, A.B. Ловцов, A.B. Хаит, А.П.Бутымова, С.Ю.Плешков. Энергоэффективность и экономическая целесообразность применения систем искусственного климата на базе вихревой трубы. Инженерно-строительный журнал №1 (19), январь-февраль 2011. С. 17-23.

8. A.B. Ловцов, A.C. Носков, A.B. Хаит. Оптимизация устройства закрутки газового потока, применяемого в вихревых трубах Ранка-Хилша. Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках: Четвертая международная конференция: тезисы докладов. - М.: Издательский дом МЭИ, 2011.С. 282-283.

9. A.B. Ловцов, A.C. Носков, A.B. Хаит. Оптимизация устройства закрутки газового потока, применяемого в вихревых трубах Ранка-Хилша. Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках: Материалы четвертой международной конференции, Москва, МЭИ, 2011. CD, гос. per. №.0321102743.

10. A.C. Носков, A.B. Ловцов, A.B. Хаит, С.Ю.Плешков, А.Ю. Постникова. Оптимизация конструкции соплового аппарата вихревой трубы Ранка-Хилша. Строительство и образование № 14, Екатеринбург, УрФУ, 2011. С. 182 -184

11. A.C. Носков, A.B. Хаит, A.A. Лаптев, А.Ю. Постникова. Расчет газодинамического потока в закручивающем сопловом аппарате. Строительство и образование № 14, Екатеринбург, УрФУ, 2011. С. 184 -186.

12. А.Ю. Постникова, A.B. Хаит. Численные исследования вихревой трубы. Энерго- и ресурсосбережение. Энергообеспечение. Нетрадиционные и возобновляемые источники энергии. Сборник материалов научно-практической конференции. Екатеринбург: УрФУ, 2011. С.193-196.

Подписано в печать 08 .10.2012 Формат 60 х 84 1/16 Бумага писчая Плоская печать Тираж 100 экз. Заказ № 338

Ризография НИЧ УрФУ, 620002, Екатеринбург, ул. Мира, 19

ГЛАВА 1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ПРОБЛЕМЫ ИССЛЕДОВАНИЯ И ПРАКТИЧЕСКОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ВИХРЕВЫХ

ТРУБ РАНКА-ХИЛША

1.1. Введение

1.2. Описание конструкции и принципа работы вихревой трубы.

1.3. Классификация вихревых труб.

1.4. Экспериментальные исследования эффекта энергоразделения Ранка-Хилша.

1.4.1. Параметрические исследования вихревых труб.

1.4.2. Исследование микроструктуры винтового потока.

1.5. Теоретические исследования эффекта Ранка-Хилша.

1.5.1. Гипотезы энергоразделения.

1.5.2." Математическое моделирование вихревых труб

1.6. Выводы по главе. Цели и задачи исследования.

ГЛАВА 2. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ВИНТОВОГО ПОТОКА,

ФОРМИРУЮЩЕГОСЯ В ВИХРЕВЫХ ТРУБАХ

2.1. Постановка задачи для разделительной и двухконтурной вихревых труб. Уравнения математической модели.

2.2. Моделирование турбулентности

2.3. Результаты расчета винтового потока в разделительной вихревой трубе. Выбор типа модели турбулентности.

2.4. Механизм энергоразделения, заложенный в рассматриваемую математическую модель.

2.5. Результаты расчета винтового потока в двухконтурной вихревой трубе

2.6. Выводы по главе.

ГЛАВА 3. МОДИФИКАЦИЯ ГЕОМЕТРИИ ПРОТОЧНОЙ ЧАСТИ ДВУХКОНТУРНОЙ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ НА ОСНОВАНИИ РЕЗУЛЬТАТОВ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ

3.1. Математическое моделирование газового потока в классическом многозаходном сопловом аппарате.

3.2. Разработка конструкции сверхзвукового соплового аппарата

3.2.1. Разработка конструкции и математическое моделирование газового потока в плоском сверхзвуковом аппарате.

3.2.2. Разработка конструкции и математическое моделирование газового потока в сверхзвуковом сопловом аппарате с поворотом сверхзвуковой части потока.

3.3. Математическое моделирование двухконтурной вихревой трубы с различными геометрическими размерами камеры энергоразделения

3.3.1. Изменение длины и угла конусности камеры энергоразделения

3.3.2. Изменение размеров диаметров диафрагмы и трубки ввода дополнительного потока.

3.3.3. Использование устройства предварительной закрутки дополнительного потока.

3.3.4. Влияние доли горячего потока на энергетическую эффективность двухконтурной вихревой трубы.

3.3.5. Регулирование производительности соплового ввода.

3.4. Выводы по главе.

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ДВУХКОНТУРНОЙ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность

Во многих современных технических системах встает необходимость применения холодильно-нагревательной техники. Достаточно стандартным решением в этой области являются парокомпрессионные машины. Работа таких аппаратов основывается на теплоэнергетических циклах хладагентов. Типичными представителями данной группы веществ являются фреон и аммиак.

Одним из альтернативных способов охлаждения являются установки на базе вихревой трубы Ранка-Хилша. Вихревые трубы имеют ряд положительных свойств по отношению к парокомпрессионным машинам: отсутствие каких-либо хладагентов и теплоносителей; простота конструкции, что приводит к уменьшению трудоемкости изготовления, а также монтажа и обслуживания; отсутствие подвижных частей, что значительно повышает надежность всей системы в целом; малая инерционность.

Единственным недостатком существующих на сегодняшний день конструкций вихревых труб является их относительно низкая энергетическая эффективность. При этом даже небольшое улучшение энергетических показателей современных вихревых труб позволит расширить область их конкурентоспособного применения. В связи с этим исследование эффекта энергоразделения Ранка-Хилша является актуальной задачей.

Научная новизна

1. Выполнено моделирование газового потока, формирующегося в вихревой трубе, с использованием шести типов полуэмпирических моделей турбулентности. БАЗ-БЭТ модель турбулентности показала наличие двух трехмерных вторичных крупномасштабных вихревых жгутов в камере энергоразделения вихревой трубы.

2. Было установлено, что стандартная к — е модель турбулентности позволяет учесть эффект энергетического разделения Ранка-Хилша путем вве

ГЛАВА

СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ПРОБЛЕМЫ ИССЛЕДОВАНИЯ И ПРАКТИЧЕСКОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ВИХРЕВЫХ ТРУБ РАНКА-ХИЛША

Во многих современных технических системах встает необходимость применения холодильно-нагревательной техники. Достаточно стандартным решением в этой области являются парокомпрессионные машины. Работа таких аппаратов основывается на теплоэнергетических циклах хладагентов. Типичными представителями данной группы веществ являются фреон и аммиак. Применяемые хладагенты являются веществами с повышенной текучестью. Производители холодильных машин устанавливают нормативные значения утечек (обычно они составляют около 6-8 % в год). Аварийные утечки хладагента вызывают резкое повышение его концентрации в помещении и несут опасность жизни и здоровью человека. Кроме этого, для транспортировки получаемой тепловой энергии возникает потребность в применении теплоносителей, которые чаще всего являются ядовитыми.

В 1980 г. с выяснением того, что отдельные вещества из галогенных элементов разрушают озоновые слои и влияют на повышение температуры атмосферы Земного шара хладагенты, а в особенности фреон, как галогенсо-держащее вещество, стали объектами ограниченного применения. Решения Монреальского протокола в 1989 г. коренным образом изменили подход к традиционным озоноразрушающим хладагентам, и начиная с 90-х годов на одно из первых мест вышел вопрос изменения климата и сохранения эмиссии парниковых газов [1].

В качестве еще одного способа получения холода необходимо упомянуть детандерные циклы. Детандером называют устройство, преобразующее потенциальную энергию газа в механическую энергию. При этом газ, совершая работу, охлаждается. В настоящее время наибольшее распространение получили поршневые детандеры и турбодетандеры. Однако применение таких установок ограничевается весьма специфическими областями, такими как получение жидких газов (воздуха, гелия, природного газа) [2]. В основном это вызвано сложностью их конструкций, малым ресурсом работы и высокой стоимостью. Частоты вращения рабочих колес турбодетандеров варьируются в пределах 1500 - 300000 об/мин [3]. Кроме того, для своей работы турбодетандеры требуют обязательного наличия нагрузки (генератор, компрессор), а также специальных помещений с фундаментами.

Одним из альтернативных способов охлаждения являются установки на базе вихревой трубы Ранка-Хилша. Вихревая труба в ее основной модификации - это устройство, в котором сжатый газ при расширении разделяется на два потока: один более холодный, чем исходный, а второй более горячий [4]. В простейшем случае вихревая труба представляет собой цилиндрическую или коническую трубу, в которую тангенциально вводится поток сжатого газа. Вследствие этого газовый поток формирует свободный вихрь, причем периферийная часть данного вихря нагревается и отводится через один конец вихревой трубы, центральная же часть охлаждается и отводится через противоположный конец. Эффект энергоразделения, возникающий в вихревой трубе, был открыт в 1931 г. и носит название эффекта Ранка-Хилша.

В целом вихревые трубы имеют ряд положительных свойств по отношению к парокомпрессионным машинам и детандерам:

1. Отсутствие каких-либо хладагентов и теплоносителей.

2. Конструкция вихревой трубы является простой, что приводит к уменьшению трудоемкости изготовления, а также монтажа и обслуживания.

3. Отсутствие подвижных частей, что значительно повышает надежность всей системы в целом.

4. Вихревая труба является малоинерционным агрегатом. Время выхода вихревой трубы на номинальный режим работы после подачи сжатого газа на вход составляет несколько секунд. Это обстоятельство позволяет с высокой точностью и практически мгновенно регулировать тепловой режим работы.

5. Побочным продуктом работы вихревой трубы в режиме холодогенера-тора является поток горячего сжатого воздуха, который может быть использован на различные второстепенные цели.

Использование вихревых труб придает новые качества технологическим системам, такие как быстродействие, мобильность, компактность, предельная простота изготовления и эксплуатации. Именно это определяет широкую область возможного применения вихревых аппаратов. Кроме того, в ряде случаев использование вихревых труб продиктовано неработоспособностью других устройств в конкретных условиях эксплуатации.

Единственным недостатком существующих на сегодняшний день конструкций вихревых труб является их относительно низкая энергетическая эффективность. При этом даже небольшое улучшение энергетических показателей современных вихревых труб позволит расширить область их конкурентоспособного применения. В связи с этим исследование эффекта энергоразделения Ранка-Хилша можно считать актуальной проблемой.

5.4. Выводы по главе

1. Математическое моделирование разделительной и двухконтурной вихревых труб с установленным сверхзвуковым сопловым аппаратом, результаты которого представлены в первой части настоящей главы, показало относительное увеличение расчетных величин изоэнтропного и холодильного КПД на 21,2 % и 10 % соответственно. Увеличение изоэнтропного КПД было подтверждено при выполнении испытания промышленного образца разделительной вихревой трубы с установленным сверхзвуковым сопловым аппаратом. В процессе испытания было установлено увеличение изоэнтропного КПД с 0,36 до 0,46 при использовании сверхзвукового соплового аппарата.

2. Во второй части главы приведено описание спроектированных и изготовленных образцов вихревых труб, конструктивные решения которых были выполнены с учетом полученных в рамках диссертационного исследования результатов. Наилучший показатель изоэнтропного КПД показала разделительная вихревая труба с установленным сверхзвуковым сопловым аппаратом: г]д = 0,46 при доле холодного потока ¡1 = 0,55.

Результаты испытания опытных образцов разделительных вихревых труб с установленным регулируемым сопловым аппаратом показали, что энергетическая эффективность вихревой трубы изменяется незначительно в большом диапазоне расходов подаваемого на вход сжатого газа. При изменении положения направляющих лопаток соплового аппарата от минимального до максимального угла поворота изоэнтропный КПД изменялся в диапазоне г}8 = 0,26 . 0,3. Это является дополнительным подтверждением качественной адекватности результатов математического моделирования.

3. В заключительном разделе настоящей главы приведены результаты оценки возможности применения климатической установки на базе двухкон-турной вихревой трубы для одного из существующих хладокомбинатов. Было показано, что холодильная установка на базе двухконтурной вихревой трубы в состоянии обеспечить уровень энергопотребления сопоставимый с существующими парокомпрессионными машинами (чиллерами). При этом увеличение показателя изоэнтропного КПД вихревой трубы до уровня 0,55 . 0,6 позволит сравнять затраты на электроэнергию для установок на базе вихревой трубы и на базе парокомпрессионной машины (чиллера).

С учетом остальных преимуществ установок на базе вихревой трубы, таких как экологичность (отсутствие хладагентов и теплоносителей), высокая надежность, минимальные затраты на обслуживание и др., климатические системы на базе вихревых труб можно считать перспективным направлением развития холодильно-нагревательной техники.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Выполненный обзор литературных источников показал, что проведение теоретических и экспериментальных исследований разделительных и двухконтурных вихревых труб с целью повышения их энергетических показателей, а также с целью разработки рекомендаций по проектированию холодильно-нагревательных систем на их основе, является актуальной задачей.

2. Выполненный в главе 2 анализ поведения интегральных расчетных характеристик разделительной вихревой трубы, полученных с применением различных полуэмпирических двухпараметрических моделей турбулентности, позволил установить их незначительные количественные отличия. Величины изоэнтропного и холодильного КПД, полученные с применением шести различных двухпараметрических моделей турбулентности, колеблются в диапазоне: г]8 = 0,2.0,24, г]с = 0,12.0,14.

3. Выполнен анализ механизма энергоразделения, заложенного в уравнения стандартной к —є модели турбулентности, путем проведения серии расчетов с использованием различных уравнений баланса энергии. Было установлено, что стандартная к —є модель турбулентности позволяет учесть эффект энергетического разделения Ранка-Хилша путем введения дополнительного слагаемого в уравнение баланса энергии, учитывающего эффекты турбулентной теплопроводности. При этом коэффициент турбулентной теплопроводности вычисляется с использованием эмпирической постоянной модели турбулентности - турбулентного числа Прандтля.

4. Математическое моделирование потока газа в классическом шестиза-ходном сопловом аппарате позволило установить наличие значительных потерь энергии, возникающих при течении газа по данному сопловому вводу. Расчетная величина потерь энергии составила АЕр = 15 % и более. Для уменьшения данных потерь энергии была разработана конструкция нового соплового аппарата, принцип действия которого заключается в создании дозвукового точечного потенциального вихря, вращательная скорость которого нарастает по мере движения газа к центру (вплоть до сверхзвуковых значений). Результаты математического моделирования окончательного варианта конструкции данного соплового аппарата показали уменьшение расчетных потерь энергии газового потока до величины АЕр = 8 %.

5. В результате математического моделирования разделительной и двух-контурной вихревых труб, в конструкциях которых был применен разработанный сопловой аппарат (п. 4), было получено относительное увеличение / расчетных величин изоэнтропного и холодильного КПД на 21,2 % и 10 % соответственно. Увеличение изоэнтропного КПД было подтверждено при выполнении натурных испытаний промышленного образца разделительной вихревой трубы с установленным сверхзвуковым сопловым аппаратом. В процессе данных испытаний было получено увеличение изоэнтропного КПД с 0,36 до 0,46 при использовании сверхзвукового соплового аппарата.

6. На основании выполненного математического и экспериментального исследования двухконтурной вихревой трубы были получены следующие значения геометрических размеров проточной части и режимов работы вихревой трубы, при которых наблюдались наивысшие показатели энергоэффективности (холодильный г]с и изоэнтропный КПД 77s):

6.1. Длина камеры энергоразделения L = 3D (три калибра); угол конусности а = 0.40. Диаметры диафрагмы и сопла ввода дополнительного потока dl = d2 = 18 . 19 мм. Принципиальная схема данной вихревой трубы с нанесенными основными геометрическими размерами представлена на рис. 2.24.

6.2. Сопловой ввод со следующими геометрическими размерами: R1 = 27 мм; R2 = 18,5 мм; R4 = 13,8 мм; Ы мм; Ь2 = 2,5 мм; RT1 = 2,5 мм; RT2 = 5 мм; а = 20°. Конструкция и основные размеры данного соплового ввода представлены на рис. 3.19.

6.3. Доля горячего потока: \±h = 0,8. Расход сжатого воздуха, протекающего через сверхзвуковой закручивающий аппарат: 01 — 2 нм3/мин.

7. Полученные в результате экспериментального исследования рекомендуемые размеры двухконтурной вихревой трубы совпадают с аналогичными размерами, полученными на основании математического моделирования. Данный факт позволяет говорить о качественном, систематическом и закономерном согласовании характера поведения расчетных интегральных показателей работы вихревой трубы с результатами экспериментального исследования, несмотря на наличие количественных расхождений в величинах изоэнтропного 7]8 и холодильного КПД Г)с. В связи с этим используемая математическая модель может быть применена для дальнейших расчетов, направленных на изменение конструкции вихревой трубы с целью увеличения ее энергоэффективности.

8. Результаты, полученные в диссертационной работе, были использованы при проектировании следующих промышленных вихревых труб:

- ВТ 3-6/0,2-20; ВТ 5-90; ВТ 30 Р. Данные вихревые трубы предназначены для получения горячего воздуха для отогрева запорно-регулирующей арматуры, отопления небольших помещений, а также для местной сушки лакокра-осчных покрытий. Предприятие-изготовитель ОАО "Завод геологоразведочного оборудования и машин". В настоящее время указанные вихревые трубы находятся в эксплуатации.

- ВТ 30-50; ДВТР 40-9000; ВТ 63Р. Данные вихревые трубы предназначены для осуществления разделения сжатого попутного нефтяного газа на охлажденный и нагретый потоки и используются в составе установок сепарации попутного нефтяного газа. Предприятие-изготовитель ООО НПП "Экспериментальный завод". В настоящее время указанные вихревые трубы находятся в эксплуатации.

1. B.C. Бабакин, В.И. Стефанчук, Е.Е. Ковтунов. Альтернативные хладагенты и сервис холодильных систем на их основе. Колос, 2000.

2. A.B. Ловцов, A.C. Носков, A.B. Хаит. Использование вихревой трубы в системе сжижения природного газа. Строительство и образование №13, Екатеринбург, УрФУ, 2010. С. 380 383.

3. Давыдов A.B., Пересторонин Г.А., Стулов B.JI., Шерстюк А.Н. Центростремительные турбодетандеры. М.: Колос-Пресс, 2002. 312 с.

4. Мартынов A.B., Бродянский В.М. Что такое вихревая труба. М.: Энергия, 1976 г., 152 с.

5. Г.Н. Бобровников, A.A. Поляков, А.П. Лепявко, Н.И. Ильина. Современное состояние и возможности применения вихревых труб в холодильной технике и в системах кондиционирования. ЦИНТИхимнефте-маш, Москва. 1978 г.

6. А.П. Меркулов. Вихревой эффект и его применение в технике. М.: Машиностроение, 1969 г. 184 с.

7. Соловьев A.A. Численное и физическое моделирование процессов энерго и фазоразделения в вихревых трубах. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. Уфа, 2008. 152 с.

8. Ш.А. Пиралишвили, В.М. Поляев, М.Н.Сергеев. Вихревой эффект. Эксперимент, теория, технические решения. Учебно-научный производственный центр «Энергомаш», 2000 г. 414 с.

9. А.Д. Суслов, C.B. Иванов, A.B. Мурашкин. Вихревые аппараты. М.: Машиностроение, 1985. 256 с.

10. Пархимович А.Ю. Имитационное моделирование температурной стратификации закрученных потоков в вихревых хладогенераторах. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. Уфа, 2008. 124 с.

11. Аликина О.Н. Гидродинамика и теплообмен в вихревой трубке Ранка-Хилша. Диссертация на соискание ученой степени кандидата физико-математических наук. Пермь, 2003. 122 с.

12. Ranque, G.J. Experiments on expansion in a vortex with simultaneous exhaust of hot air and cold air. J Phys Radium (Paris), 1933, № 4.

13. Hilsch, R. The use of expansion of gases in a centrifugal field as a cooling process. Rev Sci Instrum 1947. №18(2). P. 108-113.

14. B.C. Мартыновский, В.П. Алексеев. Вихревой эффект охлаждения и его применение. Холодильная техника № 3. 1953. С. 23-31.

15. Гуцол А.Ф. Эффект Ранка. Успехи физических наук, 1997, т. 167, №6, с. 665 687.

16. Blatt Т.A., Trusch R.B. An experimental investigation of an improved vortex cooling device. American Society of Mechanical Engineers, Winter Annual Meeting, America, 1962. P. 74 81.

17. Nash J.M. Design of the vortex cooler. American Society of Mechanical Engineers, Annual design engineering conference, New York, USA, 1975. P.201-207.

18. Такахама X., Иокосава X. Энергетическое разделение потоков в вихревой трубе с диффузорной камерой. Пер. с англ. Теплопередача, 1981, т. 103, № 2, с. 10 18.

19. Parulekar В.В. The short vortex tube. J Refrig. 1961. № 4. P 74 80.

20. Otten E.H. Production of cold air. London: Engineering. 1958. 154 p.

21. Райский Ю.Д., Тункель JI.E. Влияние формы и длины вихревой трубы на процесс энергетического разделения. Журнал технической физики, 1974, 27(6). С. 78 81.

22. Amitani Т., Adachi Т., Kato Т. A study on temperature separation in large vortex tube. Trans JSME, № 49, 1983. P 877 884.

23. Singh P.K. An experimental performance evaluation of vortex tube. IE(I) J-MC 2004. № 84. P 149 153.

24. Бобровников Г.Н., Поляков A.A., Ильина Н.И. Исследование работы вихревых труб на влажном воздухе. Холодильная техника, № 11, 1976

25. Вороник Г.И. Системы кондиционирования воздуха на летательных аппаратах. М.: Машиностроение, 1973. С. 443.

26. Иртикеев Ю.Г., Меркулов А.П. Вихревые аппараты «Комфорт» и «Малыш». К. 1. С. 127 130.

27. Лепявко А.П. Анализ процесса энергообмена между потоками газа внутри вихревой трубы. К. 2. С. 48 53.

28. Метенин В.И. К выводу уравнения рабочего процесса идеальной вихревой трубы. Известия вузов. Авиационная техника. 1972, № 2. С. 175 176.

29. James R.W., Marshal S.A. Vortex Tube Refrigeration. Refrigeration and air conditioning. 1972, vol. 75, № 891, p. 69 70.

30. Бирюк В.В., Вилякин В.Е. Исследование работы вихревой конической трубы с охлаждением горячего конца. К. 1, с. 138 142.

31. Бирюк В.В., Вилякин В.Е. Экспериментальное исследование охлаждаемой вихревой трубы. К. 2, с. 81 90.

32. Мартыновский B.C., Алексеев В.П. Исследование вихревого эффекта температурного разделения для газа и пара. Журнал технической физики №1, 1956 г. С. 33 43.

33. Мартыновский B.C. Анализ действительных термодинамических циклов. М.: Энергия, 1972 г.

34. Соловьев A.A., Пархимович А.Ю. Качественный анализ системы регулирования давления магистрального газа. Вестник УГАТУ, том 8, №1. Уфа, 2006 г. С. 7 12

35. Соловьев A.A., Турин C.B. Исследование возможности получения изотермического процесса при дросселировании в вихревом регуляторе давления газа. Вестник УГАТУ, том 8, №1. Уфа, 2006 г. С. 3 6.

36. Соловьев A.A., Бакиров Ф.Г., Ахметов Ю.М., Турин C.B., Пархимович А.Ю. Опыт реализации квазиизотермического редуцирования в вихревых регуляторах давления энергетических систем. Вестник УГАТУ, том 9, № 6. Уфа, 2007 г. С 66 74.

37. Соловьев A.A., Пархимович А.Ю. Исследование экспериментальных характеристик вихревого регулятора. Вестник УГАТУ, том 8, № 1. Уфа, 2006 г. С. 13 15.

38. Целищев А.В. Методика расчета и моделирования процесса фазоразде-ления газожидкостного потока в противоточной вихревой трубы. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. Уфа, 2012. 156 с.

39. Promvonge P., Eiamsa. Investigation on the vortex thermal separation in a vortex tube refrigerator. Science Asia, № 31, 2005. P. 215 223.

40. Adyin O., Baki M. An experimental study on the design parameters of a counter flow vortex tube. Energy J 2006, № 31(14). P. 2763 2772.

41. Чижиков Ю.В., Суслов А.Д. и др. Вихревые аппараты. М.: Машиностроение, 1985, 256 с.

42. Чижиков Ю.В. Экспериментальное исследование расходных характеристик вихревой трубы. Глубокий холод и кондиционирование: Сб. научных трудов МВТУ, 1976, с. 87 90.

43. Пиралишвили Ш.А. Экспериментальное исследование вихревой трубы с дополнительным потоком. Некоторые вопросы исследования теплообмена и тепловых машин. Труды, вып. 56. Куйбышев, Куйбышевский авиационный институт им. С.П. Королева. 1973 г.

44. Piralishvili Sh.A., Polyaev V.M. Flow and thermodynamic characteristics of energy separation in a double-circuit vortex tube an experimental investigation. Experimental thermal and fluid science, New York, 1996. P. 399 - 410.

45. Жидков M.A., Комаров Г.А., Гусев А.П., Исхаков P.M. Взаимосвязь се-парационных и термодинамических характеристик трехпоточных вихревых труб. М.: Нефтегазовое оборудование, 2001, №5. С. 8 11.

46. Жидков М.А., Комаров Г.А., Воробьев B.C., Курилов А.В., Селезнев С.В., Лукьянов Е.Н. Опыт эксплуатации промышленной установки выделения метанола из продувочных газов синтеза с применением вихревой трубы. М.: Хим промышленность, 2000, № 5 (237). С. 3 6.

47. Гусев А.П., Исхаков P.M., Жидков М.А., Комарова Г.А. Система подготовки попутного газа нефтедобычи к транспорту с применением регулируемой трехпоточной вихревой трубы. М.: Химическое и нефтегазовое машиностроение, 2000, № 7. С. 16 18.

48. Исхаков P.M., Николаев В.В., Жидков М.А., Комарова Г.А. Применение ТВТ для конденсации тяжелых углеводородов из попутного газа. М.: Газовая промышленность, 1998, № 7. С. 42 43.

49. Andrew М. Crocker, Steven М. White, Frank Bremer, Jr. Andrews Space. Experimental results of a vortex tube air separator for advanced space transformation. 39th Joint propulsion conference & exhibit, Huntsville., Alabama, 2003.

50. Orhan Aydin, Muzaffer Baki. An experimental study on the design parameters of a counterflow vortex tube. Energy 31 (2006). P. 2763 2772.

51. Kung Chang, Qing Li, Gang Zhou, Qiang Li. Experimental investigation of vortex tube refrigerator with a divergent hot tube. International journal of refrigeration 34 (2011). P. 322 327.

52. Vennos. Experimental investigation of the gaseous vortex. PhD thesis. Rensselaer Polytechnic Institute, 1968.

53. Bruun H.H. Experimental investigation of the energy separation in vortex tubes. J Mesh Eng Sei №11, 1969 P. 567 582.

54. Stephan К., Lin S., Durst M., Huang F., Seher D. An investigation of energy separation in vortex tube. Int J Heat Mass Transfer, № 26, 1983. P. 341 -348.

55. Gao C.M., Bosschaart K.J., Zeegers J.Ch. Waele A.M. Experimental study on a simple Ranque Hilsch vortex tube. Cryogenics № 45, 2005. P. 173 -183.

56. Linderstrom-Lang C.U. The three-dimensional distribution of tangential velocities and total-temperature in vortex tubes. J Fluid Mech, № 45, 1971. P. 161 187.

57. Piralishvili Sh.A., Fuzeeva A.A. Hydraulic characteristics of Ranque-Hilsch energy separation. High temperature, vol. 43, № 6, 2005. P. 900 907.

58. Piralishvili Sh.A., Kudryavtsev V.M. Distribution of volume-averaged parameters of vortex flow over the energy separation chamber of a vortex tube with supplemented flow. Inzhenerno-Fizicheskii Zhurnal, vol. 62, № 4. P. 534 538.

59. Orhan Aydin, Muzaffer Baki. An experimental study ob the design parameters of a counterflow vortex tube. Energy 31 (2006). P. 2763 2772.

60. Арбузов В.А., Дубнищев Ю.Н., Лебедев A.B., Правдина M.X., Яворский Н.И. Наблюдение крупномасштабных гидродинамических структур в вихревой трубке и эффект Ранка. Письма в ЖТФ, том 23, № 23, 1997. С. 84 90.

61. Бетлинский В., Жидков М., Овчинников В., Жидков Д. Экспериментальное исследование термодинамической эффективности регулируемой вихревой трубы на природном газе. Журнал "Нефтегазовые технологии". http://www.ogt.su/articles/eksperimental-noe-is.htm

62. Chengming Gao. Experimental study on the Ranque-Hilsch vortex tube. Geboren te HuBei, China, 2005. 151 p.

63. Митрофанова О.В. Гидродинамика и теплообмен закрученных потоков в каналах ядерно-энергетических установок. М.: Физматлит, 2010 г

64. Кузнецов В.И. Теория и расчет эффекта Ранка: Науч. издание. Омск: Изд. ОмГТУ, 1994. 217 с.

65. Hartnett J.P., Eckert E.R. Experimental study of the velocity and temperature distribution in a high-velocity vortex-type flow. Trans ASME J Heat Transfer, № 79, 1957. P. 751 758.

66. Deissler R.G., Perlmutter M. Analysis of the flow and energy separation in a vortex tube. Int. J Heat Mass Transfer, № 1, 1960. P. 173 191.

67. Абросимов Б.Ф., Артамонов H.A. Исследование взаимодействия противотока с периферийным потоком в вихревой трубе с винтовым закручивающем устройством. Вихревой эффект и его применение в технике, КуАИ, Куйбышев, 1988. С. 67 71.

68. Lay J.Е., An experimental and analytical study of the vortex flow temperature separation by superposition of spiral and axial flows: Part II. Trans ASME J Heat Transfer, № 81 (4), 1959. P. 213 222.

69. Suzuki M. Theoretical ans experimental studies on the vortex-tube. Science parers of the Institute of Phisical and Chemicel Research (Japan), №54 (1), 1960. P. 43 87.

70. Кныш Ю.А. О механизме переноса энергии в вихревой трубе пульсирующими крупными вихрями. Вихревой эффект и его применение в технике. КуАИ, Куйбышев, 1988. С. 71 74.

71. Kurosaka M. Acoustic streaming in swirling flow and the Ranque-Hilsch (vortex tube) effect. J Fluid Mcch, № 124, 1982. P. 139 172.

72. Balmer R.T. Pressure driven Ranque-Hilsch temperature separation in liquids. J Fluid Eng, № 110, 1988, P. 161 164.

73. Webster D.S. An analysis of the Hilsch Vortex Tube. Refr. Engng, № 2, 1950. P. 16 21.

74. Алексеев T.C. О природе эффекта Ранка. ИФЖ, № 4, 1964, С. 121 130.

75. Miltonr (R. L. К.) Demon Again. Industrial and Engineering chemistry, V. 38, № 12, 1946.

76. Fulton C.D. Ranque's Tube. Refrigerating Engineering, № 5, 1950. P. 413.

77. Takahama Heishichiro, Kawashima Kin Ichi. An experimental study of vortex tubes. Mem., Fac. Eng., Nagoya Univ., V.12, № 2, 1960. P. 227 -245.

78. Пиралишвили Ш.А. Вихревое горелочное устройство. Изв. вузов. Авиационная техника, №2, 1989. С. 80 81.

79. Торочешников Н.С., Лейс И.Л., Бродянский В.М. Исследование эффекта температурного разделения воздуха в прямоточной вихревой трубе. ЖТФ, Т. 28, Вып. 6, 1953. С. 1229 1236.

80. Хинце И.О. Турбулентность, ее механизм и теория. М.: Изд-во ин. лит., 1963. 680 с.

81. Deemter Van. On the theory of the Ranque-Hilsch cooling effect. Applied Scintific Research, Netherlands, Section A, V. 3, 1953. P. 174 196.

82. Пиралишвили Ш.А. Модифицированная гипотеза взаимодействия вихрей, кя.к физико-математическая модель эффекта Ранка. Процессы горения и охрана окружающей среды: Мат. I Всесоюзной науч.-техн. конф. РГАТА, Рыбинск, 1993. С. 87 88.

83. Пиралишвили Ш.А., Сергеев М.Н. Физическая природа процесса энергоразделения в вихревой трубе. Теплоэнергетика. Межвузовский сб. научи. трудов. Воронеж: ВГТУ, 1996. С. 194 199.

84. Поляев В.М., Пиралишвили Ш.А. Взаимосвязь микроструктуры потока с характеристиками процесса энергоразделения в вихревых трубах. Вестник МГТУ. Сур. Машиностроение, № 1, 1996. С. 45 57.

85. Fronhlingsdorf W., Unger Н. Numerical investigation of the compressible flow and the energy separation in the Ranque-Hilsch vortex tube. Int J Heat Mass Transfer, № 42, 1999. P. 415 422.

86. Promvong P. Numerical simulation of turbulent compressible vortex-tube flow. The third ASME/JSME Joim Engineering, San Francisco, USA, 1999. P. 35 42.

87. Behera U., Paul P.J., Kasthurirengan S., Karunanithi R., Ram S.N., Dinesh K., Jacob S. CFD analysis and experimental investigation towards optimizing the parameters of Ranque-Hilsch vortex tube. Int J Heat Mass Transfer, № 48, 2005. P. 1961 1973.

88. Aljuwayhel N.F., Nellis G.F., Klein S.A. Parametric and internal study of the vortex tube using a CFD model. Int J Refrig, № 28, 2005. P. 442 450.

89. Mohammed Baghdad, Ahmed Ouadha, Omar Imine, Yacine Addad. Numerical study of energy separation in a vortex tube with different RANS models. International Journal of Thermal Sciences, № 50, 2011. P. 2377 -2385.

90. Dutta Т., Sinhamahapatra K.P., Bandyopadhyay S.S. Numerical investigation of gas species and energy separation in the Ranque-Hilsch vortex tube using real gas model. International journal of refrigeration, № 34, 2011. P. 2118 2128.

91. Mohammad Ameri, Behrooz Bennia. The study of key design parameters effects on the vortex tube performance. Journal of Thermal Science, Vol. 18, № 4, 2009. P. 370 376.

92. Skye H.M., Nellis G.F., Klein S.A. Comparison of CFD analysis to empirical data in a commercial vortex tube. International Journal of Refrigeration, № 29, 2006. P. 71 80.

93. Khalid M. Saqr, Hossam S. Aly, Mazlan A. Wahid, Mohsin M. Sies. Numerical Simulation of Confined Vortex Flow Using a Modified к — s Turbulence Model. CFD Letters, Vol. 1(2) 2009. P. 87 94.

94. Saeid Akhesmeh, Nader Pourmahmoud, Hasan Sedgi. Numerical Study of the Temperature Separation in the Ranque-Hilsch Vortex Tube. American J. of Engineering and Applied Sciences, № 1(3), 2008. P. 181 187.

95. Фузеева А.А. Численное моделирование температурной стратификации в вихревых трубах. Математическое моделирование, том 18, № 9, 2009. С. ИЗ 120.

96. Smith Eiamsaard, Pongjet Promvonge. Numerical investigation of the thermal separation in a Ranque-Hilsch vortex tube. International Journal of Heat and Mass Transfer, № 50, 2007, P. 821 832.

97. Smith Eiamsaard, Pongjet Promvonge. Numerical simulation of flow field and temperature separation in a vortex tube. International Communications in Heat and Mass Transfer, № 35, 2008. P. 937 947.

98. Tanvir Farouk, Bakhtier Farouk. Large eddy simulations of the flow field and temperature separation in the Ranque-Hilsch vortex tube. International Journal of Heat and Mass Transfer, № 50, 2007. P. 4724 4735.

99. Dcrkscn J.J. Simulations of confined turbulent vortex flow. Computers and Fluids, № 34, 2005. P. 301 318.

100. Gleb I. Pisarev, Alex C. Hoffmann, Weiming Peng, Henk A. Dijkstra. Large Eddy Simulation of the vortex end in reverse-flow centrifugal separators. Applied Mathematics and Computation, № 217, 2011. P. 5016 5022.

101. Аликина O.H. Вычислительные эксперименты для вихревой трубки Ранка-Хилша. С-Петербург, Вестник молодых ученых, №2, 2002.

102. Аликина О.Н., Тарунин E.JI. Вычислительные эксперименты для вихревого эффекта. Труды международной конференции "Прикладные проблемы механики "АРМ2002.

103. Тарунин E.JI., Аликина O.H. Вычислительные эксперименты для вихревой трубки Ранка-Хилша. Вычислительные технологии, т. 6, ч. 2, 2001. С. 363 371.

104. Носков A.C., Ловцов A.B., Хаит A.B., Бутымова А.П., Плешков С.Ю. Энергоэффективность и экономическая целесообразность применения систем искусственного климата на базе вихревой трубы. Инженерно-строительный журнал №1 (19) январь-февраль 2011. С.17-23.

105. Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа: Учеб. для вузов. 7-е изд., испр. - М.: Дрофа, 2003. 840 с.

106. Ландау Л.Д., Лифшиц Е.М. Теоретическая физика. Т. VI Гидродинамика 3-е изд., перераб. - М.: Наука, 1986. 736 с.

107. Белов И.В. Одномерные и плоские течения. Свердловск, изд. УПИ им. С.М. Кирова, 1978. 80 с.

108. Белов И.В. Пограничный слой и турбулентные струи. Свердловск, изд. УПИ им. С.М. Кирова, 1979. 84 с.

109. Носков A.C., Дорошенко В.А., Некрасов A.B., Сизов A.M. Одномерное движение жидкости. Свердловск, изд. УПИ им. Кирова, 1986. 124 с.

110. Белов И.А., Исаев С.А. Моделирование турбулентных течений. Балт. гос. техн. ун-т. СПб, 2001. 108 с.

111. Монини A.C., Яглом A.M. Статистическая гидромеханика. Части 1, 2. М.: Наука, 1965 г.

112. Флетчер К. Вычислительные методы в динамике жидкостей. Т. 1, 2. Перс, с англ. М.: Мир, 1991.

113. Ferziger, Joe Н. Computational methods for fluid dynamics. New York, Springer, 2002. 423 p.

114. Белоцерковский O.M., Давыдов Ю.М. Метод крупных частиц в газовой динамике. М.: Наука, 1982. 392 с.

115. David С. Wilcox. Turbulence modeling for CFD. DCW Industries, California, 1994. 460 p.

116. Фрик П.Г. Турбулентность: модели и подходы. Часть 1, 2. Перм. гос. техн. ун-т. Пермь, 1998. 108 с.

117. Menter F.R., Egorov Y. A scale-adaptive simulation model using two equation models. AIAA paper 2005 1095, Reno, NV, 2005.

118. Smagorinsky J. General circulation experiments with primitive equations. The basic experiment. Weather Rev., 1963. p. 99 164.

119. Christian Hasse, Volker Sohm, Bodo Durst. Numerical investigation of cyclic variations in gasoline engines using a hybrid URANS/LES modeling approach. Computars and Fluids, № 39 (2010). P. 25 48.

120. Alexander Kurganov, Eitan Tadmor. New high-resolution central schemes for nonlinear conservation laws and convection-diffusion equations. Journal of computational physics, № 160 (2000). P. 241 282.

121. Menter F.R., Kuntz M., Langtry R. Ten years of industrial experience with the SST turbulence model. Turbulence, Heat and Mass Transfer, № 4, Begell House Inc., 2003.

122. Paulo J. Oliveria, Raad I. Issa. An improved PISO algorithm for the computation of buoyancy-driven flows. Numerical heat transfer, Part B, № 40, 2001. P. 473 493.

123. Носков А.С., Ловцов А.В., Хаит А.В. Математическое исследование структуры газового потока в закручивающем аппарате вихревой трубы.

124. Издание Омский научный вестник серия «Приборы, машины и технологии», 2010, № 1 (87). С. 74-77.

125. Кудинов В.А., Э.М. Карташов. Техническая термодинамика. М.: Высш. шк, 2007. 261 с.

126. Вукалович М.П., Новиков И.И. Техническая термодинамика. М.: Энергия, 1968. 496 с.

127. Абрамович Г.Н. Прикладная газовая динамика. М.: Наука, 1991.

128. Дейч М.Е. Техническая газодинамика. М.: Госэнергоиздат, 1961. 674 с.

129. Сычев В.В. Дифференциальные уравнения термодинамики. М.: Высшая школа, 1991. 225 с.

130. Карапетьянц М.Х. Химическая термодинамика. Государственное научно-техническое издательство химической литературы, 1949. 548 с.

131. Рид Р., Праусниц Дж., Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей. Пер. с англ. Ленинград, Химия, 1982. 592 с.

132. Тейлор Дж. Введение в теорию ошибок. М.: Мир, 1985.

133. Сквайре Дж. Практическая физика. М.: Мир, 1971.

134. Кунце Х.И. Методы физических измерений. М.: Мир, 1989.

135. Носков A.C., Алехин В.Н, Ловцов A.B., Хаит A.B. Энергетическая эффективность систем искусственного климата на базе вихревой трубы и способы ее повышения. Академический вестник УралНИИ проект РА-АСН № 3 / 2011. С. 73-78.

136. Патент РФ на изобретение № 2370710. Вихревая труба. Автор: Ловцов A.B.