Влияние формы и размеров коллекторов на гидравлическое сопротивление коллекторных систем с засыпками Текст научной статьи по специальности «Физика»

ВЛИЯНИЕ ФОРМЫ И РАЗМЕРОВ КОЛЛЕКТОРОВ НА ГИДРАВЛИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ КОЛЛЕКТОРНЫХ СИСТЕМ С ЗАСЫПКАМИ

Г.А. ФИЛИППОВ, Л.Э. МЕЛАМЕД, А.И. ТРОПКИНА

Всероссийский научно-исследовательский и проектно-конструкторский институт атомного энергетического машиностроения (ВНИИАМ), Москва

На основе экспериментальных данных и гидродинамических расчетов рассмотрен физический механизм возникновения гидравлического сопротивления в коллекторных системах, содержащих перфорацию и шаровую засыпку. Показано, что сопротивление системы вызывается в большой степени поворотами и трактом потока вне засыпки. Рассмотрены причины найденного экспериментально существенного повышения сопротивления при некоторых изменениях размеров и формы коллекторов. Подтверждено выявленное ранее преимущественное влияние на гидравлическое сопротивление выходного коллектора по сравнению со входным. Даны некоторые рекомендации по уменьшению общего сопротивления.

Введение

Проектируя агрегат, конструкторы всегда стремятся добиться наилучших значений тех или иных его характеристик. «Мерами воздействия» при этом являются, прежде всего, форма и размеры агрегата. Однако вопрос о том, в каком направлении влияют эти факторы, часто является совсем не тривиальным. Особенно это относится, в силу их нелинейности, к гидродинамическим задачам.

Этот круг вопросов, который можно назвать «сравнительной технической гидродинамикой», стал рассматриваться недавно и пока разработан недостаточно. В работе [1] рассмотрено влияние конфигурации области (конфигурация=форма области+положение границ входа и выхода) на степень неравномерности поля скоростей. Степень неравномерности определена как отношение среднеквадратичного отклонения к среднему значению. Показано, что при сравнении областей разной конфигурации по степени неравномерности поля скоростей не являются существенными ни физические свойства жидкости, ни режим течения, ни распределение давления, ни значения входных скоростей, ни тип граничных условий. Существенной является только сама форма области (точнее, конфигурация). Поэтому для целей сравнительного анализа и выбора области достаточно использовать простейшую гидродинамическую модель без параметров - модель потенциального течения невязкой несжимаемой жидкости.

В работе [2] начато изучение влияния размеров раздающего и собирающего коллекторов постоянного проходного сечения на гидравлическое сопротивление коллекторных систем. Показано существование оптимальных (по потерям давления) значений размеров раздающего и собирающего коллекторов при наличии конструктивных ограничений на их суммарную ширину. Проведенные расчеты опирались на экспериментальные данные ЦКТИ [3, 4]. Эксперименты в работе [4] были посвящены гидродинамике и теплообмену в коллекторных системах с шарообразной засыпкой. Изучались гидродинамические характеристики коллекторных систем различного профиля. Был получен большой объем экспериментальных результатов, которые в гидродинамической © Г.А. Филиппов, Л.Э. Меламед, А.И. Тропкина Проблемы энергетики, 2007, № 1-2

своей части не были, к сожалению, систематизированы и обобщены. Этому способствовало, в частности, и то обстоятельство, что гидродинамические расчеты в то время проводились, как правило, по одномерным схемам.

В данной работе, являющейся продолжением работы [2], проанализированы и систематизированы те результаты экспериментов [4], которые связаны с гидродинамическим сопротивлением коллекторных систем постоянного и переменного сечения. Рассмотрение дополнено соответствующими вычислительными экспериментами, оттестированными по результатам экспериментов и проводимыми по неодномерным схемам. Этот экспериментально-расчетный анализ позволил сделать ряд интересных выводов.

Описание экспериментов и их результатов

На рис. 1 показана схемы экспериментально изученных в работе [4] конфигураций коллекторных систем. Исходная форма всех модификаций представляет собой параллелепипед длиной Ь=1,2 м, шириной 0,2 м и высотой

0,12 м. Верхние и нижние поверхности являлись подвижными и могли иметь излом на середине длины. С помощью этих подвижных поверхностей коллекторам придавалась различная форма. Рассматривались две разновидности конструкции: без засыпки между коллекторами (варианты А и Б) и с засыпкой (В, Г, Д, Е Ж, З, И, К (отдельная конструкция)). В первом случае имелись две перфорированные перегородки толщиной 2 мм со степенью перфорации 0,1, разделенные только воздушной прослойкой. Во втором случае эта воздушная прослойка была занята засыпкой из свинцовой дроби диаметром 2,22 мм, находившейся в шести контейнерах длиной 0,2 м каждый, высотой 36 мм со стенками толщиной 3 мм и степенью перфорации 0,25. Пористость засыпки была равной 0,37. Воздух поступал слева в верхний канал (раздающий коллектор) и выходил справа из нижнего канала (собирающего коллектора). Измерения статического давления производились следующим образом. В верхней стенке раздающего коллектора были проделаны равномерно расположенные отверстия диаметром 1 мм. Такие же отверстия были проделаны в верхней стенке собирающего коллектора. Эти отверстия соединялись с дифференциальными манометрами.

Для каждой схемы была проведена своя серия экспериментов (при этом не выдерживалась одинаковость величин расходов и давлений на входе для различных серий). В экспериментах измерялось статическое давление по тракту раздающего и собирающего коллекторов. Замеры производились в шести точках, распределенных приблизительно равномерно по верхним крышкам коллекторов.

В данной работе в первую очередь интерес представляли коэффициенты гидравлического сопротивления. Коэффициенты сопротивления снимались с результирующих графиков, приведенных в [4]. Коэффициенты сопротивления £ соответствовали выражению

£ _ рвх рвых (1)

Pw вх 2

где рвх и рвых - статические давления на входе и выходе конструкции соответственно, Па; - плотность воздуха, соответствующая полному давлению перед входом, кг/м3; вх - средняя скорость воздуха на входе, м/с.

Рис. 1. Схемы конструкций В качестве рвх экспериментаторами бралось максимальное из значений давления в начале раздающего рр или собирающего рс коллекторов. По этому

значению устанавливалась точка отсчета на графиках и велся подсчет коэффициентов сопротивления. Наши расчетные величины, естественно,

сравнивались со сходственными экспериментальными. В вариантах В и И было Рр > рс , в остальных - наоборот. Ниже, по мере необходимости, будут приводиться

величины рр других схем. Все потери отсчитывались от статического давления

на выходе.

В табл. 1 представлены основные экспериментальные и расчетные параметры различных вариантов конструкций. Во втором столбце таблицы представлены значения коэффициентов сопротивления |. Видно, что коэффициенты сопротивлений различных схем существенно различаются. Однако различались и условия экспериментов. Сравнение схем необходимо проводить при одинаковых условиях. Поэтому нами были проведены расчеты с использованием одинакового для всех случаев расхода воздуха в 1,6 кг/сек при плотности 19,28 кг/м3, что соответствует (в среднем) условиям экспериментов.

Таблица 1

Основные экспериментальные и расчетные параметры вариантов конструкций

Вариант £ экспер. Ар эсперим., Па Ар расчет., Па Евх, Па Евых, Па

А 1,70 1760 1660 1037 1066

Б 6,30 6870 6640 1091 2045

В 2,10 2180 1880 1037 1100

Г 6,30 6870 6420 1091 2032

Д 1,25 2300 2280 1844 1048

Е 0,60 2490 2270 4149 1030

Ж 2,30 4240 4775 1844 2726

З 4,20 7750 6930 1844 671

И 0,43 7140 7060 16598 686

К 2,05 3320 - 1621 -

Этим условиям соответствуют значения динамического напора на входе,

Р^ вх

подсчитанного по формуле Евх =---------- (Па) и представленного в пятом

2

столбце таблицы. По этим значениям по выражению Ар экс = вх вычислены потери статического давления, соответствующие экспериментальным коэффициентам сопротивления и, одновременно, выбранным нами, одинаковым для всех случаев, расходным условиям на входе. Эти величины представлены в третьем столбце табл. 1 и могут быть названы сходственноэкспериментальными. В четвертом столбце даны значения потерь статического давления Аррасч, рассчитанные по методике работы [2].

Наконец, в последнем столбце табл. 1 дан динамический напор на выходе из системы, получаемый на основе результатов расчетов поля скоростей по формуле

Евых =1 / ^ ^)вых *, (2)

И 0 2

где И - ширина выходного сечения собирающего коллектора, м; я - текущее значение ширины, м. Расчеты по этой формуле необходимо производить в связи с переменностью скорости по высоте сечения.

Проведенные расчеты, как и ранее, базировались на системе А^У8. Использовалась система уравнений Навье-Стокса для вязкой несжимаемой жидкости в двумерных областях, применялась (к-г)-модель турбулентности.

Расчеты конструкций при условиях экспериментов дали практически такие же результаты, как и соответствующие эксперименты. При этом было найдено, что расчетная степень перфорации стенок кассет почти в два раза меньше конструкционной. Поскольку перфорация представляет собой квадратные отверстия размером 1,5х1,5 мм, расположенные на расстояниях 1,5 мм друг от друга, а диаметр шариков засыпки равен 2,2 мм, вывод о частичном “забивании” и заслонении отверстий перфорации засыпкой представляется вполне правдоподобным.

Упорядочивание вариантов конструкций в табл. 1 по величине потерь давления (при одинаковых условиях на входе) показывает (рис. 2), что потери почти всех конфигураций переменной ширины существенно больше потерь конфигураций постоянной ширины.

8000

1000 -1-т-1--1-1--1--1-

ЛВДЕЖБ ГЗ

Вариант

—♦— Потери давления экспериментальные

— ■— Потери давления расчетные

Рис.2. Перепады статического давления в конструкциях по экспериментальным коэффициентам сопротивления и по расчетам (при одинаковых входных условиях)

На рис. 3 представлены значения Евх и Евых, а также величины необратимых потерь давления, рассчитанных по формуле

АРнеобр = АРрасч + Евх - Евых . Напомним что Евх и Евых являются динамическими напорами на входе и выходе.

Видно, что конструкции Ж, Б, Г, З имеют не только большие потери статического давления, но и большие необратимые потери в целом.

Конструкции Е и И из-за узких входов «выбиваются» из общего ряда по величине кинетического напора на входе, причем напор в конструкции И так велик, что было нецелесообразно помещать его на одном рисунке с остальными.

косо

7000

св

с. 6000

X

х

1 5000

2

я

я 4000

о.

а

| 3000

2000 1000

АВДЕЖБ ГЗ

Вариант

—♦— Потери давления экспериментальные

— ■— Потери давления расчетные

Рис. 3. Динамические напоры на входе и выходе, а также необратимые потери в конструкциях при одинаковых входных условиях

Расчетный анализ

Для анализа мы выделили наиболее близкие друг другу пары «исходная -модифицированная»: конфигурации с одинаковой «начинкой» и одинаковой (или почти одинаковой) шириной входного сечения. При наших условиях это пары с одинаковой кинетической энергией входного потока, но с постоянной (исходная конфигурация) и переменной (модифицированная конфигурация) шириной проходного сечения по длине. Сравнение гидродинамики в каждой из таких пар может помочь прояснить причины разницы в потерях давления.

На рис. 4 приведены схемы сравнимых конструкций, расположенные в два столбца по значениям величины потерь статического давления.

Наиболее характерными, на наш взгляд, парами являются представленные на рис. 4 пары А и Б (без засыпки), В и Г, Д и З (с засыпкой). При этом пара А и Б - это те конфигурации, по которым тестировалась методика расчетов в работе [2].

Рассмотрим эту пару сопоставимых конструкций. Условимся называть набор из перфорированных стенок плюс засыпка (если она есть) внутренним пакетом, или просто пакетом. Рассчитаем собственное сопротивление пакета в схемах А и Б. Эксперименты показали, что коэффициент сопротивления перфорированных стенок коллекторов равнялся | =250. Это значение совпадает со справочным [5] для решеток со степенью перфорации г =0,1 . Средняя скорость подхода воздуха к решеткам равнялась w = 0,346 м/с. Перепад давления при

р^ 2

проходе через две решетки составлял Ар = 21----= 586 МПА .

2

Замена этих решеток на кассеты с засыпкой в сходственных экспериментах В и Г практически не сказалась на общем сопротивлении, так что можно считать, что их собственное сопротивление было таким же. Таким образом, в наших условиях пакет дает только от 14% (в А) до 35% (в В) общего сопротивления конструкции, и эту величину (величину поперечного сопротивления пакета при данных скоростях) считать приблизительным значением полного сопротивления, как это иногда делается, нельзя.

Малые потери Большие потери

А Б

Рис. 4. Схемы сравнимых конструкций, расположенные по значениям величины потерь статического давления

Учитывая относительную малость перепада давлений в пакете по сравнению с общим перепадом, можно предположить, что гидравлическое сопротивление в системе вызывается не только и не столько сопротивлением пакета как такового, а, прежде всего, его наличием, заставляющим поток два раза менять направление в узких рамках коллекторов, а также другими факторами, приводящими к искривлению его траекторий.

Для проверки этого тезиса была проведена следующая серия расчетов. Во-первых, из сопротивления перфорации была удалена вертикальная составляющая. Иными словами, перфорация не имела сопротивления в вертикальном направлении, но, как и ранее, не пропускала поток в горизонтальном, и поэтому траектории потока не должны были измениться. Эти схемы обозначены как АХ и БХ. Далее, были проведены расчеты схем А и Б вообще без перфорации. При этом сопротивление определялось только внутренним трением (вязкостью) и потерями на повороты потока, вызванными расположением входа и выхода на разных уровнях, причем эти повороты осуществлялись в свободном пространстве. Эти схемы маркировались как АО и БО. Наконец, были проведены расчеты этих же конструкций без поворотов потока. Для этого тот же поток впускался по всей левой вертикали, а выпускался по всей правой. Эти схемы обозначались как А1 и Б1. Результаты этих расчетов сведены в табл. 2. Туда же, для сравнения, внесены значения рр (они же и потери)

исходных вариантов А и Б.

Потери давления в схемах А и Б и их модификациях

Вариант Ар, Па Вариант Ар, Па

Исходные схемы А 166О Б 421О

Отсутствует вертикальная составляющая сопротивления перфорации АХ 111О БХ 364О

Отсутствует перфорация АО 8ОО БО 229О

Вход и выход потока по всей ширине конструкции без перфорации А1 12 Б1 125

Итак, обнуление сопротивления пакета при оставлении его конструкции внутри системы (схемы АХ и БХ) уменьшает общее сопротивление ровно на такую же величину и не меняет траекторий потока. Удаление пакета (схемы АО и БО) аннулирует его собственное сопротивление и довольно сильно (в БО) уменьшает оставшееся за счет расширения зоны поворотов и уменьшения кривизны траекторий, но полностью проблемы не решает, т.к. сами повороты остаются (за счет разных уровней вода и выхода). Даже полное расширение сечений входа и выхода в схеме Б1 не ликвидирует сопротивление полностью, т.к. в Б1 остается некоторая изогнутость траекторий, обусловленная внешними обводами канала и смещенностью выхода по отношению ко входу. И только ликвидация поворотов (в А1) практически полностью ликвидирует и сопротивление. Вышесказанное иллюстрируется картинами траекторий потоков, представленными на рис. 5. Рассматриваемый тезис можно считать подтвержденным.

с)

Рис. 5. Траектории потоков в схемах Б и БХ (а), Б1 (б), Б0 (с). Утолщенные вертикальные линии обозначают места входа и выхода потока

Результат А1 (прямолинейный канал) очень близок к расчетным потерям, вычисленным с применением формулы Блазиуса для линейного коэффициента потерь в гладком канале. В то же время ни о каком расчете Б1 как одномерного канала со средним проходным сечением говорить не приходится. Такой расчет дает значение перепада в 37,6 Па, т.е. заниженное в 3,3 раза по сравнению с истинным. Таково влияние даже небольшой искривленности траекторий.

Напомним, что расчеты, представленные в табл. 1, соответствуют отсчету от максимального из давлений в начале входного или выходного коллекторов, как это принималось экспериментаторами, тогда как результаты табл. 2 и 3 строго соответствуют перепаду давлений между входным и выходным сечениями аппарата. Некоторые разночтения объясняются именно этим.

Таблица 3

Потери давления в схемах В и Г и их модификациях

Вариант Ар, Па Ар ар в

Исходная схема В 1880 1

Раздающий коллектор - по схеме Г, собирающий - по В ГВ 2350 1,25

Раздающий коллектор - по схеме В, собирающий - по Г ВГ 3630 1,93

Исходная схема Г 5220 2,78

Когда в распоряжении инженеров еще не было современных программ и вычислительных возможностей, приходилось считать поток в коллекторах одномерным. Сейчас, при взгляде на траектории потоков и профили скоростей в коллекторах, становится совершенно ясным, что ни о какой одномерности потока в коллекторах говорить не приходится.

Итак, рассмотрение показывает, что сопротивление не определяется только перфорацией и засыпкой, а в основной степени - формой и размерами самой конструкции.

Рассмотрим теперь влияние формы на гидравлическое сопротивление. Сделаем это на основе сравнения второй сопоставимой пары конструкций - В и Г.

Рассмотрим, как меняет гидравлическое сопротивление постепенная модификация конструкции В, переводящая ее в конструкцию Г. Первым этапом такой модификации может быть изменение либо только раздающего коллектора, либо только собирающего. Эти гипотетические конструкции назовем ГВ и ВГ соответственно (первая буква характеризует форму раздающего коллектора, вторая - собирающего). Вторым этапом является «объединение» ГВ и ВГ в конструкцию Г.

Результаты расчетов этих конструкций представлены в табл. 3. Во втором столбце таблицы даны перепады давлений Ар (в Па) между входным сечением раздающего коллектора и выходным сечением конструкции. В третьем столбце даны отношения этих величин к перепаду давлений Арв конструкции В.

Понятно, что эти соотношения определяются влиянием размеров проходных сечений. Так, малое изменение раздающего коллектора в схеме ГВ привело к небольшому увеличению сопротивления, двукратное (в среднем) сужение собирающего в ВГ - к двукратному же увеличению общего сопротивления, а их совместное влияние - почти к трехкратному. Большее влияние собирающего коллектора очевидно.

То, что в смысле потерь собирающий коллектор почти в два раза (точнее, в 1,8 раза) «сильнее» раздающего, было отмечено ранее при анализе коллекторов постоянной ширины. Так, если сопротивление раздающего коллектора

пропорционально величине 1/ а , то сопротивление собирающего коллектора

2

пропорционально величине 1,8/ Ь (а и Ь -значения соответствующей ширины). Теперь это подтверждается для коллекторов переменной ширины.

Разумеется, имеет значение не только среднее значение проходного сечения, но и, как было показано выше, его форма.

Итак, в полном соответствии с законами механики, причиной сопротивления являются условия, заставляющие поток менять скорость, т.е. ее направление (траекторию) и/или величину. Для этих изменений скорости и нужна сила давления, проталкивающая поток. Но есть и еще один механизм, участвующий в процессе. Это механизм внутреннего трения, влияние которого еще требуется оценить.

Как известно, уравнения движения турбулентных течений отличаются от ламинарных (в частности, в применяемой нами модели) использованием вместо физической вязкости так называемой эффективной, равной сумме физической и дополнительной, расчетной турбулентной вязкости. Рассмотрим значения эффективной вязкости в случаях В и Г, как в примерах малого (В) и большого (Г) сопротивления. На рис.6 представлена эффективная вязкость потока на выходном срезе собирающего коллектора в схеме В, на рис. 7 - та же величина для схемы Г.

(*10**-2)

Расс юн мне. ч

Рис. 6. Эффективная вязкость потока в выходном сечении схемы В

Значения эффективной вязкости м^фф, как видим, очень сильно

отличаются друг от друга. Максимальное значение м^фф на выходе увеличилось

в 4 раза, среднее значение по выходному сечению - из-за гораздо большей заполненности профиля - в 9 раз. В еще большей степени увеличилась средняя эффективная вязкость по всей площади выходного коллектора - в 12 раз, также из-за большей заполненности площади потоком с высокой турбулентностью. Эти,

последние, значения дэфф составили соответственно 0,004 и 0,0485 кг/мс, превышая на 2 - 3 порядка физическую вязкость, равную 1,8е-5 кг/мс.

<лИ)**-1)

-3

-9

1,5

Расс ■ ни н не, ч

2.1

2.7

Рис. 7. Эффективная вязкость потока в выходном сечении схемы Г

Турбулентность в раздающем коллекторе существенно меньше, чем в собирающем. О турбулентности в засыпке как о самостоятельном явлении говорить вообще не приходится, т.к. сопротивление, связанное с нею, автоматически уже учтено в экспериментально полученных ранее и имеющихся в справочниках коэффициентах сопротивления засыпки. Этот вопрос подробно освещен в работе [2].

Чтобы оценить влияние турбулентной вязкости в собирающем коллекторе на общее сопротивление, схема Г была рассчитана с отключением механизма учета турбулентности в этом коллекторе. Результаты расчетов показали, что влияние собственно турбулентной вязкости в собирающем коллекторе на общее сопротивление системы относительно не очень велико, порядка 5 %. Тем не менее, его, конечно, нужно учитывать и при расчете сопротивления и как физическое явление, происходящее в системе.

Относительно небольшой вклад турбулентности в общее сопротивление и еще меньшая величина сопротивления прямолинейному движению по коллекторам дают основание считать повороты потока основным механизмом возникновения сопротивления. Далее, по убывающей, идут поперечное сопротивление пакета, внутреннее трение (с учетом турбулентности) и трение о стенки. Этот вывод определяет возможности борьбы с большим сопротивлением конструктивными мерами. Основным рецептом уменьшения общего

сопротивления является, по-видимому, отдаление отражающей поток внешней стенки выходного коллектора от вбрасывающей, перфорированной, с тем, чтобы увеличить радиус поворота выходящего потока. Та же мера применима и к входному коллектору, но там она даст меньший эффект.

Представляет интерес также влияние величины диффузорности и конфузорности коллекторов на гидродинамику коллекторной системы, в том числе на профиль расхода теплоносителя по длине канала. Однако этот и некоторые другие вопросы выходят за рамки данной работы и могут составить содержание дальнейшего исследования.

Выводы

На основании рассмотренных экспериментальных данных и в условиях, близких к примененным в них параметрам (прежде всего степень перфорации (0,1 - 0,25) и пористость засыпки (0,37), и соответствующих

гидродинамических расчетов можно сделать следующие выводы:

1. Гидродинамическое сопротивление коллекторных систем чрезвычайно сильно зависит от размеров и профиля коллекторов. Относительно небольшие изменения проходного сечения и формы коллекторов могут приводить к существенному увеличению гидравлического сопротивления всей системы.

2. Подтверждается выявленное ранее [2] преимущественное, почти двукратное, влияние на гидравлическое сопротивление выходного коллектора по сравнению со входным. Имеет определенное значение также повышенная турбулентность в выходном коллекторе.

3. Расчетным путем при сравнении с экспериментами обнаружено явление «забивания пор» перфорации, т.е. существенного уменьшения реальной степени перфорации стенок по сравнению с конструктивной. Это явление вызвано полным или частичным закрытием перфорационных отверстий ближайшими к стенке шариками засыпки и особенно сильно проявляется при сравнимых размерах отверстий перфорации и шариков.

4. Основанные на данном рассмотрении рекомендации по уменьшению общего сопротивления сводятся, прежде всего, к возможному увеличению радиуса поворота потока во входном и, в особенности, в выходном коллекторах.

5. Проведенный анализ и хорошее совпадение расчетов с экспериментами подтвердили применимость и правильность предложенной ранее [2] методики гидродинамических расчетов коллекторных систем с засыпками, учитывающей специфику рассматриваемых устройств и основанной на вычислительной системе А^¥8^1о1гап.

6. Анализ еще раз подтвердил, что расчеты гидродинамики коллекторных систем должны производиться только по неодномерным схемам. Это относится как к засыпкам, так и, в еще большей степени, к коллекторам. С гидродинамической точки зрения коллекторы и засыпка являются единой системой, единым трактом и разделять их нельзя. Выделение коллекторов в отдельные, одномерные части, обосновываемое их кажущейся геометрической «тонкостью», неправомерно.

7. Рассматриваемые конструкции весьма сложны в гидродинамическом аспекте и, несмотря на имеющиеся успехи в анализе, их проектирование применительно к реальным агрегатам должно, до накопления достаточного опыта, сопровождаться экспериментальной проверкой.

Выражаем большую благодарность авторам работ [3, 4], проделавших обширную и очень интересную экспериментальную работу, которая, несмотря на

давность ее проведения, не потеряла информативности и позволила осуществить чрезвычайно важный анализ влияния профиля коллекторных систем на их гидравлическое сопротивление.

Работа выполнена при финансовой поддержке Российского Фонда фундаментальных исследований (РФФИ) (проект № 05-02-16660а).

Summary

On the base of experimental data and hydrodynamics computations it is considered physical mechanics of origination of hydraulic resistance in header devices containing pebble beds and perforate walls. It was shown that the reason of hydraulic resistance origination to a great extent is bends and track of the flow beyond pebble bed. The reasons of experimental obtained considerable increase of resistance under some variations of sizes and form of headers are considerate. Some recommendations of construction measures decreasing hydraulic resistance are given.

It is confirmed discovered earlier more essential influence of collecting header to hydraulic resistance comparison with distributing header. It is mentioned great turbulence in collecting headers. Using simulation and comparisons with experimental data it is determined phenomenon of holes blocking in pebble beds, i.e. essential decreasing of real perforation degree of walls in comparison with construction one under holes sizes comparable with particles sizes.

Литература

1. Черняков А.В.. Меламед, Л.Э., Целиков, В.А. Анализ неравномерности поля скоростей в химических реакторах различной конфигурации. Теоретические основы химической технологии, 2006. - Т.40. - №3. - С.278-284.

2. Филиппов Г.А., Меламед Л.Э., Тропкина А.И. Методика

математического моделирования и анализ гидродинамики систем, содержащих засыпки и перфорированные перегородки, на основе вычислительного комплекса ANSYS. Известия ВУЗов, «Проблемы энергетики», 2005. - № 11-12. - С. 64-79.

3. Виноградов О.С., Смирнов В.П., Тигарев И.П. Гидродинамика кассет с шаровой засыпкой // Труды ЦКТИ. - 1979. - №145. - С. 107-119.

4. Андреев Н.А., Пучков П.И., Виноградов О.С., Тигарев И.П., Лузин И.Г., Смирнов В.П. Гидродинамика и теплообмен в кассетах с шаровой засыпкой для реактора БГР-1200. ЦКТИ им. И.И. Ползунова. Работа № 101406/0-9023. Ленинград, 1976. - 167 с.

5. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. - М.: Машиностроение, 1975. - 326 с.

Поступила 23.11.2006