Вихревая труба с дополнительным потоком

Вихревая труба с дополнительным потоком [c.81]

Рис. 2.24. Вихревая труба с дополнительным потоком

Оптимальное значение площади соплового ввода для вихревых труб с дополнительным потоком зависит от давления на входе в сопловой ввод, уменьшаясь с его ростом. В исследованном диапазоне давлений (0,2-0,6 МПа) при истечении в окружающую среду с достаточной степенью точности для расчета можно использовать зависимость [c.89]

Для вихревой трубы с дополнительным потоком tiP == = 0,40-i-0,5. Опытное значение Tig = 0,39 0,4. Как показывают расчеты, наибольшие перспективы для совершенствования имеют вихревые трубы с дополнительным потоком. [c.186]

Рис. 4.7. Расчетная схема течения в вихревой трубе с дополнительным потоком

Расчет вихревой трубы с дополнительным потоком. Вихревая труба с дополнительным потоком применяется в тех случаях, когда необходимо получить в процессе энергоразделения максимально возможную холодопроизводительность при предельно допустимом относительном расходе охлажденного потока и минимальном расходе сжатого газа. [c.227]

Схемы реализации вихревых холодильников могут быть различными с использованием как обычной разделительной вихревой трубы, так и вихревой трубы с дополнительным потоком. В работах [84, 111] приведены схемы для охлаждения камеры холода непосредственно газом (рис. 5.3,а), так и охлаждение с промежуточным хладагентом (рис. 5.3,6). [c.231]

I — термокамера 2 — теплообменник 3 — низкотемпературная вихревая труба 4 — вихревая труба с дополнительным потоком 5 — эжектор 6, 7, 8, 9 — вентили [c.244]

Чтобы снизить температуру осушаемого воздуха и увеличить выпадение конденсата с последующим его удалением, в схеме в качестве источника холода используют вихревую трубу. Способы ее включения в схему многовариантны, о чем можно судить по опубликованным работам. Основным требованием к режиму работы трубы следует считать обеспечение максимально возможной холодопроизводительности. Очевидно, что в этом случае целесообразно рассмотреть схему осушки, включающую в себя вихревую трубу с дополнительным потоком, которая обеспечит [c.260]

Рис. 5.26. Схема осушки воздуха с использованием в контуре охлаждения вихревой трубы с дополнительным потоком

ДОМ подключенный через первую секцию теплообменного аппарата 2, установленного в обогреваемом объекте 3, к входным устройствам вихревой трубы с дополнительным потоком 4 и низкотемпературной вихревой трубы 5. Выход подогретого потока низкотемпературной трубы 5 соединен с приосевой зоной вихревой трубы с дополнительным потоком 4. Выход подогреваемого потока вихревой трубы с дополнительным потоком 4 через вторую секцию теплообменного аппарата 2 подключен к активному соплу эжектора 6. Выходы охлажденного потока вихревых труб 4 и 5 через низкотемпературный источник тепла 7 подсоединены к пассивному соплу эжектора 6. Камера смешения 5 эжектора б соединена со входом в компрессор /, привод которого осуществляется от электромотора 9. С помощью характеристик вихревых [c.394]

Осуществляя газодинамическую связь между камерами разделения двух отмеченных труб, один из потоков можно использовать для формирования дополнительного потока промежуточного давления второй трубы [145]. Регенеративный вихревой холодильный аппарат, выполненный по такой схеме, показан на рис. 5.6. Газодинамическая связь состоит в том, что горячий поток разделительной вихревой трубы 1 используется в качестве дополнительного потока вихревой трубы 2, холодильный поток которой вместе с отработавшим в камере холода рабочим потоком используется в регенеративном теплообменнике 2 для охлаждения исходного сжатого газа, питающего низкотемпературную разделительную вихревую трубу 1. [c.236]

Рис.8.18. Зависимость отопительного коэффициента от долей охлажденных потоков вихревых труб л (противоточной) (а) и ц (с дополнительным потоком) (б)

Атмосферный воздух через фильтр 4, снабженный масляным и фильтрующим элементом 6, проходя сопловой ввод, образованный тремя лепестками 13, поступает в вихревую трубу 1 в виде интенсивно закрученного потока. Интенсивность закрутки управляется поворотом сектора 12. При этом усики лепестков перемещаются вдоль пазов, выпиленных в секторе. Изменение интенсивности закрутки неразрывно связано в этом случае с изменением степени дросселирования карбюратора. Горючее всасывается создаваемым разряжением через форсунку 3 в приосевую зону вихревой трубы, где и осуществляется его качественный распыл. Для повышения степени турбулизации и создания дополнительного источника акустических возмущений использован турбулизатор. 5, выполненный в виде радиально размещенных [c.299]

При испытании каждой схемы общее изменение пьезометрического напора на дырчатом участке трубы замеряли с учетом дополнительных потерь напора на вихревые сопротивления (рис. 47), а изменение напора на том же участке без учета вихревых сопротивлений вычисляли по соответствующим формулам в предположении Ср(м) = 1 Выражение коэффициента вихревых сопротивлений находили в форме j = /(8 ) для трех характерных условий взаимодействия турбулентных струй с транзитным потоком. [c.87]

Характер омывания следуюш,их рядов труб в обоих пучках Изменяется. При коридорном расположении трубы любого ряда затеняются соответственными трубами другого ряда, что ухудшает омывание лобовой части и большая часть поверхности трубы находится в вихревой зоне. При шахматном расположении труб (рис. 27-5, а) загораживание одних труб другими не происходит. Вследствие этого коэс ициент теплоотдачи в шахматных пучках при одинаковых условиях выше, чем в коридорных. Установлено, что для любого ряда шахматного расположения труб в лобовой части коэффициент теплоотдачи получает максимальное значение и изменение его мало отличается от коэффициента теплоотдачи труб первого ряда. Для труб второго и следующих рядов коридорного расположения получается два максимума теплоотдачи — примерно под углом около 50° к направлению потока (рис. 27-5, б). При любом расположении труб каждый ряд вызывает дополнительную турбулизацию потока. Поэтому коэффициент теплоотдачи для труб второго ряда выше, чем для первого, а для третьего ряда — выше, чем для второго. Начиная с третьего ряда поток жидкости стабилизируется и коэффициент теплоотдачи для всех последующих рядов остается величиной постоянной. Если теплоотдачу третьего ряда принять за 100%, то теплоотдача первого ряда коридорных и шахматных пучков составляет лишь 60%. Теплоотдача второго ряда коридорного пучка [c.434]

Набегающий на пучок поток, сужаясь в соответствии с уменьшением живого сечения из-за наличия трубок пучка в канале, входит в первый ряд. Из щели между двумя смежными трубками вытекает струя, которая свободно развивается до тех пор, пока либо не ударится о трубки следующего ряда, либо не сомкнется со струями, вышедшими из смежных в ряду щелей. Две смежные струйки образуют кормовую вихревую зону за трубкой, разделяющей обе щели. Эта кормовая зона может простираться вплоть до трубки следующего ряда. Когда две смежные струи смыкаются еще в межтрубном пространстве, вихревая зона не достигает следующей трубки. Развитие струи связано с неизбежным присоединением к ней дополнительных масс газа из кормовой области. Так как через каждый ряд труб пучка проходит одно и то же количество газа, то развитию струи в пучке всегда будет сопутствовать циркуляционное вихревое движение газа в кормовой области. При ударе струи о поверхность впереди лежащей трубки или при смыкании двух смежных струй может происходить отслоение присоединенных в процессе развития струи масс газа и возврат их назад в кормовую область. Ядро же постоянной массы струи проходит в межтрубные щели следующего ряда, b. i которым картина качественно повторяется. [c.260]

Надежность движения потока в опускных трубах. Нормальное поступление воды в опускные трубы может нарушиться при захвате вместе с водой пара из барабана, появлении в трубах пара вследствие образования вихревых воронок над кх входными сечениями, а также при закипании воды в обогреваемых опускных трубах. Наличие пара в опускной системе уменьшает массу среды в ней и может рассматриваться как дополнительное сопротивление циркуляционного контура. Уменьшение давления среды в опускных трубах, Па, при наличии в ней пара определяется по формуле [c.236]

Трубчатые ребристые радиаторы с водяными трубами обладают большей поверхностью охлаждения при данном габарите (за счет ребер) и являются более эффективными в отношении теплопередачи, однако движение воздуха между трубками связано с большим сопротивлением. Дело в том, что по пути движения воздуха за трубками получается разреженное пространство с вихревым потоком воздуха (фиг. 263), для чего требуется дополнительный напор, создаваемый вентилятором. Поэтому такой радиатор обладает большим сопротивлением движению воздуха. [c.234]

Рассмотрим модельное течение с прямолинейным вихрем на оси трубы. Предположим, что в начальный момент времени в потоке присутствует дополнительная завихренность, неоднородно распределенная по окружной координате. В следе за гидротурбиной такая завихренность может генерироваться из-за отрыва потока с лопаток рабочего колеса, а окружная неравномерность может быть обусловлена асимметрией вихревой камеры. [c.378]

Параметры а к п следует-определять опытным путем на вихревой установке, имитирующей гидродинамические условия взаимодействия струй с потоком на дырчатом участке распределителей и сборников круглого сечения. Необходимо отметить, что конструктивные возможности проведения этого довольно сложного эксперимента на лабораторной вихревой установке весьма ограничены и не могут в полной мере охватить все многообразие расчетных случаев или натурных условий распределения и сбора воды дырчатыми трубами. В связи с этим представляет интерес теоретический переход от модели к натуре исходя из общей закономерности образования дополнительных потерь напора на преодоление вихревых сопротивлений, обусловленных взаимодействием струй с потоком на дырчатом участке распределителя или сборника круглого сечения. [c.23]

Сложность и многообразие явлений, сопровождающих течение газожидкостных потоков по трубам, являются причиной того, что их изучение до настоящего времени не выходит за рамки чистого эмпиризма. Дискретные вихревые образования в виде газовых и жидкостных пузырьков в турбулентном газожидкостном потоке стимулируют попытки создания теоретических моделей газожидкостного потока, аналогичных модели однофазного турбулентного течения, где пульсирующими индивидуумами являются однофазные вихри. Однако они не объясняют процессов, происходящих при движении многофазных жидкостей и не дают возможности получить аналитические решения, хотя бы приближенные. В связи с этим возникает вопрос о привлечении дополнительных зависимостей для ана- [c.41]

В середине 60-х и в конце 70-х годов появились интересные конструкции, позволившие довести температурную эффективность процесса энергоразделения до 0,70 [40,116] при степени расширения п,- 9, абсолютный эффект охлаждения составил ЛТ = 87К. Адиабатный КПД вихревых труб достиг 0,38-0,4 для неохлаждаемых фуб (вихревая труба с дополнительным потоком Ш.А. Пиралишвили) и 0,4-0,42 для неадиабатных охлаждаемых вихревых труб с рециркуляцией подофетого потока (вихревая труба с рециркуляцией потока А.Д. Суслова и А.В. Мурашкина). Рассмотрим их подробней. [c.79]

На рис. 2.24 показана схема конструкции вихревой трубы с дополнительным потоком, а на рис. 2.25-2.27 — результаты продувок в виде зависимостей безразмерной относительной эффективности 0 и адиабатного КПД процесса энергоразаеления от режимных и геометрических параметров. Для увеличения радиального градиента давления и повышения эффективности процесса энергоразделения дроссельное устройство было выполнено в виде щелевого диффузора. При прочих равных условиях определяет распределение давления внутри камеры энергоразделения. Опыты показали, что относительная величина этой щели, обеспечивающая максимальную холодопроизводительность вихревой трубы, близка к 0,01. Проверка этой рекомендации при различных давлениях подтвердила этот вывод. [c.85]

Большую роль в работе вихревой трубы с дополнительным потоком играет диффузор. Его влияние на степень расширения в вихре подробно исследовали А.П. Меркулов и Н.Д. Колышев [119] при изучении самовакуумирующихся вихревых труб. В вихревой трубе с дополнительным потоком некоторые из них подтвердились. Ими были даны рекомендации по оптимальным характерным геометрическим параметрам щелевого диффузора, позволяющим получить наибольшую степень расширения в вихре 7iJ при фиксированной степени расширения в вихревой трубе Пр а следовательно, и наибольшие эффекты охлаждения. В частности, радиус перехода от камеры энергоразделения к перед- [c.87]

А.П. Меркуловым был исследован еще один возможный режим (ц > 1) на вихревой трубе с дополнительным потоком [120, 135, 147]. Результаты визуализации выявили наличие двух закрученных потоков, имеющих противоположную ориентацию по направлению осевой составляющей скорости. Используя предшест- [c.99]

Особый интерес представляют исследования распределения макроскопических параметров в вихревых трубах, работающих при сравнительно высоких значениях относительной доли охлажденного потока 0,8 < ц < 2,0. Такие режимы могут бьггь реализованы в вихревых трубах с дополнительным потоком [34-40, 121, 122, 135, 137, 146, 245]. Исследования полей давления температуры и скорости проводили на вихревой трубе с диаметром 30 мм с оптимальной геометрией (рис. 3.8) 0,7, 0,7, у= 15°, l=9D, 0,06. Результаты зондирования в различных сечениях показаны на рис. 3.9—3.10. [c.111]

Анализ результатов траверсирования различными зондами объема камеры энергоразделения позволяет выделить следующие характерные особенности распределения параметров в вихревой трубе с дополнительным потоком. Как и в обычных разделительных вихревых трубах, работающих при ц 1, четко различаются два вихря — периферийный и приосевой, перемещающиеся в противоположных направлениях вдоль оси. Первый — от соплового сечения к дросселю, второй — в обратном направлении. Распределение параметров осредненного потока существенно неравномерно как по сечению, згак и по длине камеры энергоразделения. Радиальные градиенты статического давления и полной температуры уменьшаются от соплового сечения к дросселю, а их максимальные значения наблюдаются в сопловом сечении. Распределение тангенциальных и осевых компонент скорости качественно подобны для различных сечений, однако, количественно вдоль трубы они претерпевают изменения. Поверхность разделения вихрей в большей части вихревой зоны близка к цилиндрической, о чем свидетельствуют пересечения осевых скоростей для различных сечений примерно в одной точке оси абцисс Т= 0,8 (см. рис. 3.9 и 3.10). Это хорошо согласуется с результатами исследований вихревых труб с диффузорной камерой энер-горазцеления, работающих при ц < 0,8, и позволяет в составлении аналитических методик расчета вихревых труб с дополнительным потоком вводить допущение dr /dz = О, а радиус разделения вихрей Tj для этого класса труб считать равным примерно 0,8. Как и у обычных труб, интенсивность закрутки периферийного потока вдоль трубы снижается -> 0), а возвратное при-осевое течение формируется в основном из вводимых дополнительно масс газа, скорость которых на выходе из трубки подвода дополнительного потока имеет осевое направление. По мере продвижения к отверстию диафрагмы приосевые массы в процессе турбулентного энергомассообмена с периферийным вихрем приобретают окружную составляющую скорости. Затухание закрутки периферийных слоев происходит тем интенсивнее, чем больше относительная доля охлажденного потока. Опыты показывают, что прй оптимальном по энергетической эффективности [c.112]

Оценка длины камеры энергоразделения для прямоточной вихревой трубы, интенс1№ность закрутки в которой ближе к 5=0,05, дает значение /= 19,3- 23,3, что достаточно удовлетворительно соответствует опытным данным. Что касается оценок / для других типов вихревых труб, то они затруднены существенно более сложной аэродинамикой осредненного течения. Появление противотока, тем более его усиление дополнительным потоком, интенсифицируют генерацию турбулентности, что эквивалентно увеличению осевой скорости в прямоточной вихревой трубе. Поэтому чисто качественно можно предположить, что / для противоточных труб примерно в 2 раза меньше, чем в прямоточных, и составляет 9—13 калибров. Для вихревых труб с дополнительным потоком она также должна быть примерно в 2 раза меньше, чем у противоточной, т. е. 4 — 6 калибра, и грубые прикидки совпадают с данными, изложенными в [40, 112, 116, 146, 147]. [c.188]

За расчетную схему примем наиболее общий случай течения в вихревой трубе с дополнительным потоком (рис. 4.7). В этом случае режим работы обычной разделительной вихревой трубы представляет собой предельный при О- Используем понятие элементарного объема вращающегося газа dQ. = V nrdr. Условие осевой симметрии обеспечивает отсутствие фадиентов в направлении угловой координаты ф. В сформированном потоке вихревой трубы радиальные скорости пренебрежимо малы. В процессе построения аналитической расчетной цепочки можно использовать принцип суперпозиции, т. е. независимость законов движения по нормальным друг к другу осям координат. Процесс энергообмена в сопловом сечении считаем заверщенным. Определим предельно возможные по разделению энергетические уровни потенциального и вынужденного вихрей. Длина пути перемешивания и фадиент давления определяют предельный эффект подофева приосевого турбулентного моля при его переходе на более высокую радиальную позицию. При этом делается допущение о переходе в сечении, перпендикулярном оси. Осевой снос моля не учитывают. Вязкость и теплопроводность проявляют себя, если присутствуют фадиенты скорости и температуры. Поэтому при формировании свободного вихря вязкость будем учитывать, анализируя процесс затухания окружного момента [c.191]

Все виды охлаждаемых вихревых труб были подразделены [116] на два типа с кольцевой полостью межрубашечного пространства, по которому протекает охлаждающая жидкость и с подачей охлаждающей жидкости во внутрь камеры энергоразяеления. Однако работы А.И. Азарова [7—10] и А.Д. Суслова [37—40] с учениками существенно расширили возможные схемы и варианты конструктивного исполнения охлаждаемых вихревых труб. Это и вихревые трубы с внутренним оребрением, и рециркуляция подогретых масс газа в вихревой трубе с дополнительным потоком. [c.288]

Из предположения, что число Рейнольдса, рассчитанное по диаметру трубы и максимальной окружной скорости, составляет 10 -10 , следует что интенсивность пристенной турбулентности равна 5,1-7%, т. е. она почти на порядок меньше свободной. Кроме того, линейные масштабы свободной турбулентности, по крайней мере, на порядок больше линейных масштабов пристенной турбулентности. По этой причине коэффициент диссипации для пристенной турбулентности значительно выше, чем для свободной. В результате существенно более слабая пристенная турбулентность диссипирует намного быстрее свободной. Именно по этой причине ее роль в процессе энергоразделения несущественна. Вычисляя оптимальный радиус вихревой трубы, можно анализировать лишь свободную турбулентность, трактуемую как результат взаимодействия вращающихся с различной скоростью закрученных струек газа в плоскости, перпендикулярной оси трубы. По существу, рассматривается течение в плоскости, хотя в действительности в любом сечении камеры энергоразделения вихревой трубы имеются осевые компоненты скорости. Они важны при анализе физической картины течения, обусловливая взаимодействие вихревых потоков в осевом направлении. Это взаимодействие является дополнительной причиной генерации свободной турбулентности, роль которой возрастает по мере увеличения уровня осевых скоростей в трубе, т. е. с ростом относительной доли охлахаенно-го потока ц. По этой причине эффективность энергоразделения в противоточной вихревой трубе выше, чем в прямоточной, а в про-тивоточной трубе с дополнительным потоком выше, чем в обычной противоточной разделительной вихревой трубе. [c.177]

Эти критерии получены на основе анализа дифференциальных уравнений движения закрученного потока в трубе в проекциях на оси хкув приближении погра ничного слоя. Использование этого приближения для течений с интенсивным радиальным градиентом давления требует дополнительного исследования и тщательного обоснования, отсутствующего в цитируемых публикациях. Достаточность этих критериев для описания течения закрученных потоков в теплообменных аппаратах, циклонах, горелоч-ных устройствах с предварительной закруткой потока некоторых классов не обеспечивается, когда речь идет об интенсивно закрученных потоках, которые наблюдаются в камерах энергоразделения вихревых труб [15, 62, 196]. Это связано с неоднозначностью обеспечения подобия режимов течения в них при равенстве приведенных выше критериев. Вопрос о подобии потоков в камерах энергоразделения в вихревых трубах интересует исследователей достаточно давно [15, 18, 29, 40, 47, 62, 70, 204]. Пытаясь объяснить наблюдаемые эффекты по энергоразделению турбулентным противоточным теплообменом, А.И. Гуляев предположил, что в геометрически подобных вихревых трубах режимы подобны тогда, когда одинаковы такие критерии, как показатель изоэнтро-пы к= С /С , число Рейнольдса Re-= Kp i/v, число Прандтля Рг = v/a, число Маха М = и безразмерный относительный [c.10]

Принцип работы магнитных каверномеров состоит в использовании явления электромагнетизма. Автономный блок с комплектом индукционных катушек вводят в исследуемую трубу. Катушки возбуждаются переменным током и создают магнитное поле. В проводнике-трубе переменное магнитное поле индуцирует вихревой ток, который, в свою очередь, создает магнитное поле, противодействующее первичному полю катушки. Таким образом, первоначальное поле катушки ослабляется и индуктивность катушки снижается. При наличии дефектов изменяется поток локальных вихревых токов, который обнаруживают прибором. Когда блок пропускают через пораженный участок, возникает сигнал, обозначающий площадь этого участка. Для определения уменьшения толщины стенки используют двойные катушки и подают дифференцированный сигнал. Для неферромагнитных материалов этого устройства достаточно. Ферромагнитные материалы могут маскировать эффекты локальных вихревых токов от дефектов. Для стальных труб разработано дополнительное приспособление, образующее вокруг поисковой катушки постоянное магнитное поле, которое позволяет проводить на них магнитную кавернометрию. [c.95]

При движении потока с убывающим расходом в дырчатых трубах, помимо потерь иапора иа трение и смешение масс жидкости, возникают дополнительные потери напора на преодоление сопротивления токов и вихрей, обусловленных выходящими турбулентными струями. Благодаря интенсивному обмену количеств двюкения в плоскости живого сечения турбулентного потока вихревые потери напора могут рассматриваться как работа некоторой объемной инерционной силы сопротивления и определяться коэффициентом вихревых сопротивлений С , величина которого равна отношению суммарных потерь напора с учетом дополнительных вихревых сопротивлений к потерям напора только на трение и смешение масс жидкости. [c.82]

С целью рассредоточения области максимального стока потока с одновременным созданием дополнительных сил, удерживающих пыль в пристенной области, был разработан пылеконцентратор с вторичным разделением потока [Л. 90], представленный на рис. 1-11,г. Принципиальным отличием этого устройства от ранее известных является выполнение сбросного отвода в виде двух соосно расположенных труб внешней цилиндрической и внутренней конической. На внутренней трубе имеется обтекатель. Исходная пылегазовая смесь, получив в завихрителе враш.ательное движение, разделяется на два потока. Слабозапыленный поток поступает во внутреннюю трубу, а пылегазовая взвесь при / 0,3 входит в кольцевое пространство, образованное поверхностью корпуса и обтекателем. При движении потока между корпусом и обтекателем на выделение пыли из газовой фазы, помимо вращательного движения, начинает оказывать влияние односторонний коллекторный эффект, создаваемый обтекателем, в результате чего пыль интенсивно отжимается к внутренней поверхности корпуса и с небольшой долей (1 0,2) сушильного агента поступает в кольцевое пространство, образованнее внешней сбросной трубой и корпусом. Здесь пыль и сушильный агент подхватываются вихревым воздухом и подаются в основной отвод. Для дополнительного повышения корпус был выполнен в виде диффузора [Л. 91]. [c.105]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...