CC BY
28
ВЕСТНИК МГСУ
2/2009
ПОВЫШЕНИЕ ТУРБУЛЕНТНОСТИ ЦИРКУЛЯЦИОННЫХ
ТЕЧЕНИЙ
А.Л. Зуйков
МГСУ
Впервые предположение о возможности управлять турбулентностью по отношению к циркуляционным течениям жидкости высказал A.A. Халатов двадцать лет назад
[1], отмечая, что массовые силы, к числу которых относятся центробежные, могут иметь активный или консервативный характер. В первом случае массовая сила способствует развитию случайных возмущений в потоке, усилению турбулентных пульсаций, во втором - приводит к их подавлению. Следуя обобщенной модели Прандтля
[2], вихревая вязкость
= l2 J = l2
r 2[-f ( " )]2 + (^ )2
8
Ldr r
dr
l2r 8 ' u Л дП
— I = r
dr 1 r ) dr
(1)
нарастает в циркуляционном течении пропорционально радиальному градиенту угловой скорости дО./дг; здесь: и и V - тангенциальная и аксиальная составляющие местной скорости в потоке, г - текущий радиус, I - длина пути перемешивания. Таким образом, повышение градиента дО/дг ведет к нарастанию турбулентности течения, понижение его - приводит к ее подавлению.
Здесь мы остановимся на экспериментальном исследовании целенаправленной интенсификации турбулентности при взаимодействии коаксиальных потоков со встречной циркуляцией. В таком течении вихревая вязкость имеет весьма высокие значения, ибо П вдоль радиуса меняет знак. В результате это позволяет обеспечить эффективное перемешивание (турбулентную диффузию) движущейся среды, что является основой ее гомогенизации, с другой стороны - получить эффективное гашение (диссипацию) механической энергии потока. Серия экспериментальных исследований коаксиального взаимодействия потоков выполнена на гидравлическом и аэродинамическом стендах совместно с коллегами из Высшей технической школы г. Брно (Чехия). Контрвихревое устройство [3], на котором выполнялись исследования, состояло из (рис. 1): двух соосных завихрителей в виде решеток направляющих лопаток (2 и 3), обеспечивающих встречную закрутку отдельных потоков жидкости, и камеры смешения потоков (5). Размеры лопастных завихрителей приведены в табл. 1.
Таблица 1.
i R , мм i R0i , MM n. l b., мм i a., мм i ßoi, граД A. l
1 25 29 16 5 2,55 68 10,35
2 18 29 16 10 7,35 -32 -0,739
здесь: г = 1 относится к завихрителю внешнего потока, г = 2 - внутреннего, Я - радиус отводящего участка завихрителя, Я0 - радиус расположения осей вращения лопаток, п - количество лопаток в решетке, Ь - высота лопаток, а - расстояние между лопатками, /30 - угол установки лопаток, А - геометрическая характеристика завихрителя, равная числу Хигера-Бэра (А = Бп ) [4].
Рис. 1. Схема модели: 1 - осевой патрубок, 2 и 3 - лопастные завихрители, 4 - обтекатель, 5 - камера смешения, 6 - закрученные потоки
Пропускная способность устройства, его эффективность гашения энергии и остаточный момент вращения у потока на выходе по проекту составляли [3]
Q (\iiti — Ат
= 0,336, п= — Н
М
: 0,887,
-0,046,
(2)
m
где: Q - пропускаемый расход, со - площадь сечения камеры смешения, H - действующий напор, Ah - остаточная энергия потока на выходе, m - момент вращения внешнего закрученного потока, знак «-» у значения А m/m показывает остаточное вращение в сторону внутреннего закрученного потока.
Измерения структуры потока в камере смешения диаметром d = 50 мм выполнялось в трех створах, расположенных на расстоянии: створ 1 - 65 мм, створ 2 - 150 мм и створ 3 - 300 мм от начала камеры смешения. Измерение скоростей производилось: на гидравлическом стенде лазерным доплеровским анемометром датской фирмы DANTEC марки DISA 55L Mark 1; на аэродинамическом стенде - термоанемометриче-скими датчиками DISA Р11, Р61 и Р62, соединенными с процессором DISA 55D32. Измерение аэродинамического давления выполнялось датчиками Hottinger с прибором Hottinger KWS/6T-5. Процесс измерений был полностью компьютеризирован, включая пространственное перемещение датчиков в измерительных створах шаговыми электродвигателями Z22LB104, Z22Q0108 по заданной программе и последующую обработку информации, что абсолютно исключило «человеческий фактор».
Гидравлические исследования. В процессе гидравлических исследований определялись действующий напор H и расход Q устройства, по которым вычислялись коэффициент расхода ¡л , расходная скорость и число Рейнольдса
Л, Re
V0 d
v0 = —, ке (3)
Ю 8
где 8 - кинематическая вязкость.
Измерения аксиальной (V) и тангенциальной (и ) составляющих местной скорости потока в измерительных створах производились в 11 - 17 точках по диаметру. Измерения в каждой точке выполнялись автоматически тремя сериями с интервалом несколько секунд, каждая серия состояла из 213 замеров компонент мгновенной местной скорости. Общее количество замеров составило 53037. По результатам измерений определялись: осредненные значения компонент местной скорости, дисперсии и стан-
ВЕСТНИК 2/2009
дарты пульсации
=11 nTi
1 п
■ = 1 L
n 1-f
I "
= 11 (v, - v)2,
CT„ = ■
n —
1
= -Z (ui -u )2'
CT„ =
n —
(4)
Графики отнесенных к средней расходной скорости потока радиальных профилей компонент местных скоростей и нормированных стандартов пульсаций показаны на рис. 2 и 3.
0.0 -0.2 -0.4
к l j>
\ У l i
)
■
* *
1 h h А
0.4 0.2 0.0 -0.2
-y-li -Hi
ШР >
r/D
0.4 0.2 0.0
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
створ 1 створ 2 створ 3
Рис. 2. Профили относительных аксиальных скоростей
r/D
0.4 0.2 0.0 -0.2 -0.4
!* /
л ) f А 4 / Umax
-Gut' {К 4+Su >
0.4 0.2 0.0 -0.2 -0.4
£
t
5
-2.5 -2.0 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 r/D СТВОР 1
0.4 0.2 0.0 -0.2 -0.4
V/ 1
к
Й ir
U m< А 1
-2.5 -2.0 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
створ 2
Рис. 3. Профили относительных
тангенциальных скоростей
-2.5 -2.0 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
створ 3
В результате обработки данных найдены интегральные гидравлические параметры течения: осредненный стандарт пульсаций, коэффициенты Кориолиса и Буссинеска. остаточный момент количества движения потока, число закрутки Хигера-Бэра, а также коэффициент гашения энергии (табл. 2)
1 Г Г~2 Г , 1 Г 3 , г 2.
^.е I
2
& = — [л/+ v ■ dm, а = — iv3 • dm,
Q J v u ' vlQ J
ш 0 ^ m
Am = jpruv ■ dm, Sn
Am
pa.0 V0QR
П= 1 -
«v0 2 gH
(5)
5
2
v
v
v
S
v
v
2
и
u
S
u
v
0
0.4
v/v.
r/D
Таблица 2
Исследования Гидравлические Аэродинамические
Число Рейнольдса (Яе) 81200 102700
Коэффициент расхода (/и ) 0,338 0,328
№ измерительного створа 1 2 3 3
Стандарт пульсаций (<г ) 0,806 0,538 0,141 0,115
Коэф. Кориолиса (а) 1,298 1,268 1,267 1,212
Коэф. Буссинеска (а0) 1,112 1,053 1,050 1,075
Остат. момент (Дт/т) -0,611 -0,310 -0,102 -0,119
Число Хигера-Бэра (Бп ) -0,310 -0,166 -0,054 -0,067
Коэф. гашения энергии (^ ) 0,799 0,849 0,852 0,862
Аэродинамические исследования. В процессе аэродинамических исследований, аналогично исследованиям гидравлическим, определялись: перепад давления на устройстве (Н), пропускаемый расход, расходная скорость, число Рейнольдса и коэффициент расхода. Измерения местных скоростей производилось только в створе 3 в точках, расположенных на 12-ти радиусах через 30° по окружности мерного сечения, на каждом радиусе имелось по 9 точек, таким образом, поле измерений состояло из 108 точек. В каждой точке автоматически выполнялось 8000 измерений мгновенных значений полного аэродинамического напора (Е) и компонент местных скоростей. Общее количество замеров составило 3456000. По результатам измерений вычислялись осредненные значения аэродинамического напора, компонент местной скорости, а также нормированный стандарт пульсаций. По обработанным данным построены изолинии и векторные поля распределения структурных характеристик потока (рис. 4). В результате последующей обработки данных в соответствии с (5) найдены интегральные параметры течения (табл. 2).
Анализ результатов. Исследования показали, что взаимодействие концентрических противоположно закрученных потоков отличается исключительно высокой интенсивностью турбулентных процессов на начальном участке их объединения. По данным лазерной доплеровской анемометрии течения на гидравлическом стенде уже к первому створу, то есть на расстоянии 1,3 диаметра канала от створа объединения потоков, наблюдается практически однородный поток с вращением в сторону более мощного внутреннего вихря. Остаточные следы внешнего вихря со встречным вращением можно видеть на глубокой периферии течения в слоях, непосредственно примыкающих к стенкам канала (рис. 3). В створах, лежащих ниже, мы наблюдаем профили окружных скоростей в циркуляционном течении на стадии вырождения с вращением по «закону твердого тела». Для профилей аксиальных скоростей характерно наличие приосевого «провала» (рис. 2). На участке от места объединения потоков до 1-го створа происходят основные гидравлические потери, далее ко 2-му и 3-му створам поток незначительно теряет энергию и закрутку (табл. 2).
Взаимодействие коаксиальных потоков со встречной циркуляцией можно описать следующим образом. В створе соединения противоположно закрученных потоков наблюдается высокий градиент угловой скорости по радиусу (д^/дг), особенно высокий в сдвиговом слое на их границе. Это приводит к генерации вторичных вихрей, которые в свою очередь генерируют вихри следующего порядка малости и т.д. Образо-
ВЕСТНИК 2/2009
вание мощных вихревых полей по границе концентрических противоположно закрученных потоков приводит к их быстрому распаду. Таким образом, механическая энергия переходит от начального течения коаксиальных закрученных потоков через вихри все более мелкого масштаба, пока в результате работы, совершаемой против сил вязкого трения, не преобразуется в тепловую. Этот процесс передачи энергии к меньшим масштабам, называемый по Ричардсону энергетическим вихревым каскадом, характеризуется исключительно высокой интенсивностью.
Рис. 4. Структура течения на выходе из контрвихревого устройства
На рис. 2 и 3 можно видеть, что уровень пульсаций в 1-ом створе достигает значений, равных а — 0,8 в азимутальном и а — 0,55 в аксиальном направлениях. Это
подтверждает вывод Прандтля о том, что интенсивность турбулентных процессов является результатом высоких градиентов скоростей, в данном случае по (1) - градиентов угловых скорости ( д^/дг). Заметим, что в 1-ом створе уровень пульсаций достаточно равномерен по всему сечению, очевидно, это результат высокой скорости турбулентной диффузии, проникающей от сдвиговых слоев на границе взаимодействующих потоков на всю глубину течения. По мере удаления по каналу уровень пульсаций быстро снижается, опускаясь к 3-у створу до значений <уи = о — 0,1, характерных не
для градиентных течений, а для однородных потоков с развитой турбулентностью.
Детальные аэродинамические исследования структуры течения, выполненные в третьем створе устройства (рис. 4), подтвердили, что на длине канала, равной 6-и его
диаметрам, все процессы, связанные со взаимодействием потоков со встречной циркуляцией, можно полагать полностью завершенными. Здесь остается единое течение с общей слабой закруткой в сторону внутреннего, более мощного закрученного потока. Эти результаты точно совпадают с данными гидравлических исследований того же устройства. Таким образом, явление взаимодействия концентрических закрученных потоков не зависит от физических свойств среды, оно одинаково в газах и жидкостях.
Выполненные исследования в целом позволили установить хорошее согласование между расчетными по (2) и опытными (табл. 2) значениями интегральных параметров устройства, такими как: коэффициенты расхода (/л) и гашения энергии (^ ) и остаточное вращение потока на выходе (Am/m ).
Литература.
1. Халатов A.A. Теория и практика закрученных потоков. Киев, Наукова думка, 1989.
2. Современное состояние гидроаэродинамики вязкой жидкости. М., Издательство иностранной литературы, 1948.
3. Волшаник В.В., Зуйков А.Л., Мордасов А.П. Закрученные потоки в гидротехнических сооружениях. М., Энергоатомиздат, 1990.
4. Gupta A.K., Lilley D., Syred N. Swirl flows. N.Y., Abacus Press, 1984.
Ключевые слова: турбулентность, пульсации, вихревая вязкость, закрученный поток, контрвихревое устройство, поле скоростей, структура течения.
Рецензент: профессор д.т.н. В.В.Волшаник.
