Совершенствование методов расчета и конструирования механических систем вентиляции сниженной энергоёмкости тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.23.03, доктор наук Зиганшин Арслан Маликович

• Зиганшин Арслан Маликович
• доктор наук
• 2021

Оглавление диссертации доктор наук Зиганшин Арслан Маликович

ВВЕДЕНИЕ

1 АНАЛИТИЧЕСКИЙ ОБЗОР ИССЛЕДОВАНИЙ ТЕЧЕНИЙ В СИСТЕМАХ ВЫТЯЖНОЙ ВЕНТИЛЯЦИИ И ВЕНТИЛИРУЕМЫХ ПОМЕЩЕНИЯХ И СПОСОБОВ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ДЕЙСТВИЯ ТАКИХ СИСТЕМ

1.1 Анализ работ по течениям к вытяжным отверстиям

1.1.1 Течения к торцевым отверстиям

1.1.2 Течения к боковым вытяжным отверстиям

1.2 Анализ работ по течениям в каналах с фасонными элементами

1.2.1 Течение в вытяжных тройниках на слияние

1.2.2 Внезапное расширение

1.3 Течения в помещениях с тепло- и пылевыделениями

1.3.1 Приточные отверстия в боковой стенке канала - средние и последние

1.3.2 Движение пылевых частиц к отсосам

1.3.3 Конвективные течения

1.4 ВЫВОДЫ ПО ПЕРВОЙ ГЛАВЕ

2 РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ ЧИСЛЕННОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ ВОЗДУШНЫХ ТЕЧЕНИЙ В СИСТЕМАХ ВЕНТИЛЯЦИИ

2.1 Разработка вычислительных алгоритмов расчета отрывных течений на входе в раструбы при помощи метода дискретных вихрей

2.2 Численные исследования методами вычислительной гидродинамики

2.2.1 Верификация и валидация численной модели

2.2.2 Настройка итерационного процесса

2.2.3 Определение КМС

2.2.4 Определение очертаний вихревых зон

2.2.5 Сравнение очертаний вихревых зон в двухмерной и трехмерной постановке

2.2.6 Методика определения зон влияния фасонных деталей

2.3 Экспериментальные исследования

2.3.1 Течения к раструбу

2.3.2 Течения в каналах

2.4 ВЫВОДЫ ПО ВТОРОЙ ГЛАВЕ

3 СНИЖЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ БОКОВЫХ ОТВЕРСТИЙ

ВЫТЯЖНЫХ ВОЗДУХОВОДОВ ПУТЕМ ПРОФИЛИРОВАНИЯ ИХ ВХОДНЫХ УЧАСТКОВ ПО НАЙДЕННЫМ ОЧЕРТАНИЯМ ВИХРЕВЫХ ЗОН

3.1 Вытяжное среднее боковое отверстие

3.1.1 Постановка задачи

3.1.2 Исследование на сеточную сходимость, определение КМС, валидация

3.1.3 Экспериментальное исследование

3.2 Результаты исследований для непрофилированного среднего отверстия

3.2.1 Сопротивление

3.2.2 Очертания вихревых зон

3.3 Результаты для профилированного среднего отверстия

3.4 Вытяжное последнее боковое отверстие

3.4.1 Постановка задачи

3.4.2 Исследование на сеточную сходимость, определение КМС

3.4.3 Экспериментальное исследование

3.5 Результаты для непрофилированного последнего отверстия

3.5.1 Сопротивление

3.5.2 Очертания вихревых зон

3.6 Результаты для профилированного последнего отверстия

3.7 ВЫВОДЫ ПО ТРЕТЬЕЙ ГЛАВЕ

4 ИССЛЕДОВАНИЕ ОТРЫВНЫХ ТЕЧЕНИЙ К КРУГЛЫМ ОТСОСАМ-РАСТРУБАМ, ЭФФЕКТИВНОСТИ ИХ УЛАВЛИВАНИЯ И СНИЖЕНИЯ АЭРОДИНАМИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ

4.1.1 Постановка и методики исследования

4.2 Результаты для непрофилированных раструбов

4.2.1 Распределение скоростей

4.2.2 Первая вихревая зона. Отрыв с первой острой кромки раструба

4.2.3 Вторая вихревая зона. Отрыв с острой кромки соединения раструба с каналом

4.2.4 Сопротивление

4.3 Результаты для профилированных раструбов

4.3.1 Профилирование по очертаниям из МДВ и CFD

4.4 ВЫВОДЫ ПО ЧЕТВЕРТОЙ ГЛАВЕ

5 ИССЛЕДОВАНИЕ ОТРЫВНЫХ ТЕЧЕНИЙ К ЩЕЛЕВЫМ ОТСОСАМ-РАСТРУБАМ, ЭФФЕКТИВНОСТИ ИХ УЛАВЛИВАНИЯ И СНИЖЕНИЯ АЭРОДИНАМИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ

5.1 Постановка задачи

5.1.1 Исследование методом дискретных вихрей

5.1.2 Исследование методами вычислительной гидродинамики

5.1.3 Эксперимент

5.2 Результаты для непрофилированных раструбов

5.2.1 Распределение скоростей

5.2.2 Первая вихревая зона

Вторая вихревая зона

5.2.3 Сопротивление

5.3 Результаты исследования профилированных раструбов

5.3.1 Профилирование по очертаниям из МДВ

5.3.2 Каскад вихревых зон при профилировании щелевых раструбов

5.3.3 Профилирование по обеим вихревым зонам из CFD

5.4 ВЫВОДЫ ПО ПЯТОЙ ГЛАВЕ

6 ИССЛЕДОВАНИЕ ОТРЫВНОГО ТЕЧЕНИЯ В ВЫТЯЖНОМ НЕСИММЕТРИЧНОМ ТРОЙНИКЕ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ СНИЖЕНИЯ АЭРОДИНАМИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ПРИ ПРОФИЛИРОВАНИИ ПО ОЧЕРТАНИЯМ ВИХРЕВЫХ ЗОН В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ОТНОШЕНИЯ РАСХОДОВ ПО ВЕТВЯМ

6.1 Постановка задачи

6.1.1 Определение КМС

6.1.2 Верификация, проверка на сеточную сходимость. Валидация

6.1.3 Экспериментальное исследование

6.2 Результаты для непрофилированного тройника

6.2.1 Сопротивление

6.2.2 Очертания вихревых зон

6.2.3 Зоны влияния

6.3 Результаты для профилированного тройника

6.3.1 Постановка задачи, сеточная сходимость

6.3.2 Сопротивление

6.3.3 Зоны влияния

6.3.4 Вторичная вихревая зона

6.4 ВЫВОДЫ ПО ШЕСТОЙ ГЛАВЕ

7 ИССЛЕДОВАНИЕ ОТРЫВНОГО ТЕЧЕНИЯ ВО ВНЕЗАПНОМ РАСШИРЕНИИ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ СНИЖЕНИЯ АЭРОДИНАМИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ПРИ ПРОФИЛИРОВАНИИ ПО ОЧЕРТАНИЯМ ВИХРЕВЫХ ЗОН В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ЕГО РАЗМЕРОВ

7.1.1 Постановка задачи

7.1.2 Определение КМС

7.1.3 Валидация и верификация по КМС и отрывным зонам

7.2 Результаты для непрофилированного внезапного расширения

7.2.1 Сопротивление

7.2.2 Очертания вихревых зон

7.2.3 Зоны влияния

7.3 Результаты для профилированного внезапного расширения

7.3.1 Постановка задачи, сеточная сходимость

7.3.2 Сопротивление

7.3.3 Вторичные вихревые зоны

7.3.4 Зоны влияния

7.4 ВЫВОДЫ ПО СЕДЬМОЙ ГЛАВЕ

8 ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕЧЕНИЙ ПРИ ВЕНТИЛИРОВАНИИ

ПОМЕЩЕНИЙ С ПЫЛЕВЫДЕЛЕНИЯМИ И ТЕПЛОИЗБЫТКАМИ МЕТОДАМИ ВЫЧИСЛИТЕЛЬНОЙ ГИДРОДИНАМИКИ

8.1 Среднее боковое приточное отверстие

8.1.1 Постановка задачи, верификация и валидация

8.1.2 Сопротивление

8.1.3 Зоны влияния

8.1.4 Характеристики струи

8.2 Последнее боковое приточное отверстие

8.2.1 Постановка задачи, верификация и валидация

8.2.2 Сопротивление

8.2.3 Зоны влияния

8.2.4 Характеристики струи

8.3 Свободноконвективные течения вблизи теплоисточников разной формы

8.3.1 Горизонтальные и вертикальные пластины

8.4 Движение частиц пыли под действием круглого зонта и набегающего потока

8.4.1 Методика

8.4.2 Предельные траектории

8.5 ВЫВОДЫ ПО ВОСЬМОЙ ГЛАВЕ

9 ОСНОВНЫЕ НАПРАВЛЕНИЯ ПРАКТИЧЕСКОГО

ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ПОЛУЧЕННЫХ РЕЗУЛЬТАТОВ

9.1 Профилирование

9.1.1 Использование профилированных фасонных деталей

9.1.2 Программа для расчета - Онлайн калькулятор КМС

9.1.3 Примеры использования при аэродинамическом расчете

9.2 Течения в помещениях с тепло и пылевыделениями

9.3 ВЫВОДЫ ПО ДЕВЯТОЙ ГЛАВЕ

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ А. Патент №2604264 Соединительный фасонный элемент с

профилирующими вставками

ПРИЛОЖЕНИЕ Б. Свидетельство № 2018615257 Моделирование

пылевоздушного течения вблизи круглого вытяжного зонта

ПРИЛОЖЕНИЕ В. Свидетельство № 2020614914 Расчет отрывного течения

вблизи щелевого отсоса с фланцем

ПРИЛОЖЕНИЕ Г. Свидетельство № 2020615075 Онлайн-расчеты КМС:

энергоэффективные вентиляционные отверстия

ПРИЛОЖЕНИЕ Д. Свидетельство № 2020615194 Онлайн-расчеты КМС:

энергоэффективные тройники

ПРИЛОЖЕНИЕ Е. Свидетельство № 2020614968 Онлайн-расчеты КМС: энергоэффективные переходы

ПРИЛОЖЕНИЕ Ж. Акт внедрения в проектирование и конструирование ООО

«СК Регион Климата»

ПРИЛОЖЕНИЕ И. Акт внедрения в проектирование ООО «Архитектурное

Бюро АБ 1»

ПРИЛОЖЕНИЕ К. Акт внедрения в проектирование и конструирование ООО

«ГИТЦ»

ПРИЛОЖЕНИЕ Л. Акт внедрения в учебный процесс КГАСУ

ПРИЛОЖЕНИЕ М. Акт внедрения в учебный процесс БГТУ им. В.Г. Шухова

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Совершенствование методов расчета и конструирования механических систем вентиляции сниженной энергоёмкости»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность проблемы. Механическая вентиляция обеспечивает организацию любых требуемых санитарно-гигиенических и технологических условий в помещениях объектов различного назначения и по этой причине охватывает большую часть производственных и общественных объектов, а в последнее время, в связи с повышением требований к микроклимату, и жилищное строительство. Вместе с тем механическая вентиляция имеет, по сравнению с естественной, неустранимый недостаток - потребление электрической энергии. К примеру, у общественных зданий, оснащенных системами механической вентиляции, доля потребления электроэнергии на поддержание нормативного воздухообмена составляет порядка 11-14%, что соизмеримо с затратами на освещение (~11%), работу электроники (~9%) или систем кондиционирования (~14%) [1-3]. При этом задача снижения потребления электроэнергии вентиляционными системами, как и вообще инженерными системами зданий и сооружений, всегда остается актуальной не только с экономической, но и с экологической точки зрения. Выработка электрической энергии не обходится без экологического ущерба, в том числе вследствие нанесения урона природе из-за использования невозобновляемых энергоресурсов и выброса «парниковых» газов. В документах Парижского соглашения по климату, ратифицированного Россией и вступившего в силу в РФ с 6 ноября 2019 г., и "Плане действий «Группы двадцати» по повышению энергетической эффективности" [4] указывается, что более 30% от всей вырабатываемой энергии тратится на обслуживание зданий и работу их инженерных систем, поэтому снижение энергоемкости строительного сектора необходимо рассматривать как непосредственное снижение выброса парниковых газов. Имеющиеся исследования показывают долю в выбросы «парниковых» газов от привода вентиляторов и насосов инженерных систем общественных зданий типа

торговых центров, гостиниц и офисных центров 12-21% от работы всех источников потребления электроэнергии [5-7]. В среднем более 85% потребленной системой вентиляции электроэнергии, приходящаяся на привод вентилятора, расходуется на преодоление непосредственно местных сопротивлений, которые в сетях воздуховодов превалируют над потерями на трение.

Заметное снижение аэродинамического сопротивления фасонных элементов достигается при скруглении их острых кромок по радиусам окружности, причем, чем больше радиус, тем большее происходит снижение сопротивления, но при этом возрастает и габарит такого элемента, что не позволяет использовать такие элементы в обычно стесненных условиях размещения и на практике обычно используются «острые» фасонные элементы, образованные прямыми врезками - тройники, расширения и т.д. Использование дополнительных устройств, таких как направляющие лопатки, поперечное оребрение, вдув или отсос пограничного слоя, как и совершенствование формы элементов, получаемое методами топологической оптимизации, также обеспечивают снижение их сопротивления, но приводят к существенному усложнению конструкций и высокой стоимости таких элементов, и поэтому не используются в сетях воздуховодов систем вентиляции зданий. Поэтому разработка, с использованием методов численного моделирования, не требующих существенной перестройки и усложнения технологии производства конструкций фасонных элементов пониженной энергоемкости и основ их расчета актуальна и имеет большое теоретическое и практическое значение для повышения энергоэффективности строящихся вновь и реконструируемых сетей воздуховодов систем вентиляции и кондиционирования. Использование численных методов позволяет подробно изучить и закономерности развития течений в помещениях под действием приточных струй, течений у теплоисточников, движения пылевых частиц к местным отсосам. Полученные закономерности, уточняя существующие методики, позволят более точно проводить расчеты балансов вредных выделений, воздухораспределения и интенсивности местных отсосов, что приведет к

минимизации затрат на вентилирование помещений с выделением вредностей при создании нормируемых санитарно-гигиенических параметров на рабочих местах. В работе решается проблема повышения энергоэффективности работы систем вентиляции и кондиционирования путем снижения аэродинамического сопротивления сетей воздуховодов, за счет профилирования острых кромок ее фасонных деталей по очертаниям вихревых зон, и задачи развития и корректировки существующих методов расчета воздухораспределения, тепловыделений и улавливания пыли с целью общего повышения эффективности работы систем общеобменной и местной вентиляции.

Степень разработанности темы исследования. Большой вклад в определение закономерностей течений к торцевым и боковым отверстиям различной конфигурации, как с точки зрения нахождения полей скорости, так и очертаний вихревых зон внесли экспериментальные, численные и аналитические работы Конышева И.И., Лифшица Г.Д., Логачева И.Н., Логачева К.И., Позина Г.М., Посохина В.Н., Талиева В.Н., Ханжонкова В.И., Шепелева И.А., Cascetta F., Chen Y., Conroy L., Dalla Valle, Flynn M.R., Garrison, Kulmala I., Miller C.T., Maeda T., Isiguro I., Nakamura Y., Saito Y., Ikohagi T. и многих других. С точки зрения определения сопротивления вентиляционных фасонных деталей значительный вклад внесли работы Идельчика И.Е., Левина С.Р., Талиева В.Н., Abdulwahhab M., Bassett M.D., Blaisdell F. W., Gan G., Gardel A., Kinne E., Manson P. W., Naramoto I. , Riffat S.B. и многие других. В то же время специальных работ по определению очертаний вихревых зон в фасонных деталях и их зависимости от режимных и конструктивных параметров не было найдено. Имеется небольшое количество работ, посвященных совершенствованию фасонных деталей, путем скругления их кромок различными профилями с целью снижения их аэродинамического сопротивления - Идельчик И.Е., Бурцев С.И., Li A., Chen X., Gao R.

Значительный вклад в исследование теплообмена и конвективных течений вблизи теплоисточников внесли Зельдович Я.Б., Абрамович Г.Н., Кутателадзе С.С.,

Михеев М.А., Эльтерман В.М., Шепелев И.А., Джалурия Й., Мартыненко О.Г., Уонг Х., Beckmann W., Schmidt V.E., Saunders O.A., Eckert E.R.G., Östrach S., Cheesewright R., Kitamura K., Kimura F., Yousef W.W., Tarasuk J.D., McKeen W.J., Corcione M., а в исследования сопротивления при выходе из отверстий - Идельчик И.Е., Талиев В.Н., Ханжонков В.И., Давыденко Н.И., Bradshaw P., Woods W.A., Gori F., Petracci I., Angelino M. и многие другие. При этом для изучения теплоисточников простой формы и истечения через торцевые отверстия в основном использовался лабораторный или численный эксперимент.

По итогам анализа литературных источников можно сделать вывод о том, что для конструирования элементов сетей воздуховодов пониженной энергоемкости без увеличения их габаритов представляет интерес провести специальные экспериментальные и численные (с использованием методов дискретных вихрей и вычислительной гидродинамики) исследования течений в вытяжных отверстиях и фасонных элементах систем вентиляции, с определением очертаний возникающих вихревых зон и профилированием таких элементов по этим очертаниям. Для повышения точности расчетов теплообмена и воздухораспределения при проектировании систем вентиляции численные исследования течений вблизи теплоисточников заглубленных и выступающих над поверхностью и струй, истекающих из боковых отверстий отсосов от источников пылевыделений. Цель работы: разработка, с использованием методов вычислительной гидроаэродинамики, основ расчета и конструирования вентиляционных сетей, обеспечивающих снижение энергоемкости и повышение эффективности улавливания загрязняющих веществ системами вентиляции. Для достижения поставленной цели решаются следующие основные задачи: 1. Установление базовых литературных данных по численному и натурному эксперименту, обеспечивающих достоверность валидации компьютерных моделей.

2. Численное исследование тестовых задач по течениям к вытяжным отверстиям и в фасонных деталях, с настройкой (валидацией) моделей.

3. Определение зависимости сопротивления и очертаний вихревых зон от геометрических и аэродинамических параметров.

4. Экспериментальная проверка результатов численных исследований по сопротивлениям и очертаниям вихревых зон.

5. Численное моделирование профилированных фасонных деталей с определением зависимости их сопротивления от размеров и расходов.

6. Разработка рекомендаций по применению профилированных фасонных деталей при проектировании и строительстве систем вентиляции.

7. Валидация и верификация численной модели течения у вертикальной нагретой пластины. Расчет теплоотдачи и параметров струи над горизонтальной выступающей и заглубленной пластиной.

8. Валидация и верификация численного решения об истечении струи из приточных боковых отверстий (среднего и последнего). Определение сопротивления таких отверстий и кинематических параметров истекающей струи.

9. Численный расчет движения пылевой частицы к вытяжному устройству в виде отсоса-раструба при действии набегающего потока. Определение условий улавливания.

Основная идея работы состоит в устранении или уменьшении вихревых зон, образующихся при срыве потока у острых кромок фасонных деталей вентиляционных сетей, путем профилирования этих участков по очертаниям вихревых зон, в повышении эффективности работы систем вентиляции путем увеличения точности расчетов параметров течений у теплоисточников заглубленных и выступающих относительно окружающей поверхности, кинематических параметров струй, истекающих из боковых (средних и последних) отверстий, степени улавливания пыли отсосами-раструбами при действии набегающего потока.

Научная новизна работы состоит в следующем.

1. Разработано и расчетно-экспериментально обосновано направление энергосбережения систем вентиляции за счет профилирования элементов сетей воздуховодов по найденным в численном и натурном экспериментах границам вихревых зон в местах резкого изменения направления воздушного потока.

2. Создана методология разработки элементов систем вентиляции с пониженной энергоемкостью, за счет снижения их сопротивления путем профилирования их острых кромок или установки профилирующих вставок по очертаниям вихревых зон, найденным на основе численных исследований, включающая верификацию и валидацию компьютерных моделей стандартной и профилированной конструкции.

3. По результатам численного исследования компьютерной модели разработаны способы определения коэффициентов местного сопротивления, зон влияния фасонных элементов, очертаний вихревых зон; найдены очертания вихревых зон на входе в боковые (последние и средние) отверстия, в круглые и щелевые отсосы-раструбы, в вытяжных тройниках и внезапном расширении; построены зависимости очертаний вихревых зон от геометрических размеров и расходов протекающего воздуха; обнаружено геометрическое подобие первой вихревой зоны в отсосах-раструбах и последнем боковом отверстии, построена зависимость масштабного коэффициента от размеров.

4. С использованием методов дискретных вихрей, вычислительной гидродинамики и экспериментально определены зависимости компонентов скорости воздуха, подтекающего к круглым и щелевым отсосам-раструбам, от их геометрии; на основе метода стационарных дискретных вихревых прямолинейных нитей и колец разработаны достоверные и адекватные методы математического моделирования отрывных течений в отсосы-раструбы с учетом двух вихревых зон на их входе. Определены закономерности изменения характерных размеров

вихревых зон от длины и угла наклона раструбов. Разработан вычислительный алгоритм динамики пылевых частиц в восходящем воздушном потоке и спектре всасывания круглого раструба. Выявлены закономерности изменения коэффициента аспирации от длины и угла наклона зонта, скоростей восходящего потока, всасывания и витания пылевых частиц.

5. Обосновано использование очертаний вихревых зон, полученных из двумерного численного моделирования, для профилирования трехмерных фасонных деталей. Выявлено, что в случае образования в фасонном элементе (отсосы-раструбы, последнее боковое вытяжное отверстие) более одной вихревой зоны эффект от профилирования по разным вихревым зонам существенно различается.

6. Определены зависимости сопротивления профилированных фасонных деталей от их геометрических размеров и соотношения расходов протекающего воздуха. Обнаружено явление образования множественных вторичных вихревых зон («каскад вихревых зон») при профилировании и снижение эффекта при профилировании по ним.

7. Определены зависимости длин зон влияния для боковых отверстий, тройника и внезапного расширения от геометрических размеров и расходов протекающего воздуха для стандартных и профилированных конструкций деталей, выявлено отсутствие влияния профилирования на длину зон влияния.

8. Разработана численная модель свободно конвективного течения около вертикальной нагретой пластины. Численно определены зависимости для теплоотдачи, скорости, избыточной температуры и расхода в свободно конвективной струе над горизонтальными пластинами, выступающими и заглубленными относительно окружающей поверхности, от их высоты (глубины).

9. Численно определены зависимости для осевой скорости, угла наклона, профилей скорости в поперечных сечениях струи, кинематического коэффициента приточного отверстия среднего и последнего, находящегося в боковой стенке воздуховода, от его размеров и расхода протекающего воздуха.

Теоретическая значимость состоит в разработке основ расчета и конструирования энергоэффективных систем вентиляции с профилированными фасонными элементами. Исследованы условия возникновения и зависимость очертаний вихревых зон фасонных элементов от конструктивных и режимных параметров. Определены области применения и эффективность профилирования по найденным очертаниям. Определены зависимости для расчета теплоотдачи горизонтальных пластин выступающих и заглубленных относительно окружающей поверхности, что позволит более точно определять тепловыделения. Найдены зависимости для определения осевых скорости и избыточной температуры, расхода в конвективной струе над ними, что необходимо учитывать при расчетах воздухораспределения в помещениях с такими теплоисточниками, а также расчете предельной интенсивности улавливания для местных отсосов от них. Найдены зависимости для расчета осевой скорости, угла наклона оси, профилей скорости, кинематического коэффициента приточного среднего и последнего отверстия в боковой стенке канала, которые необходимо учитывать при расчетах развития таких струй, например при расчетах воздухораспределения. Найдены закономерности улавливания пылевых частиц круглым отсосом-раструбом при действии набегающего потока в зависимости от его конструктивных параметров - длины полки и угла ее наклона. Это должно учитываться при разработке конструкции раструба наиболее эффективно улавливающего пылевые частицы.

Практическая значимость. Построены инженерные зависимости в виде графиков и формул для определения коэффициентов местного сопротивления (КМС) как для более расширенного диапазона изменения конструктивных и режимных параметров непрофилированных конструкций, так и для профилированных конструкций фасонных элементов. Разработаны рекомендации по расчету и использованию профилированных фасонных деталей при проектировании, строительстве и реконструкции систем вентиляции. Внедрена программа «Онлайн-калькулятор КМС» в сети Интернет, позволяющая определять КМС и падение давления

исследованных фасонных деталей и использующаяся студентами КГАСУ и БГТУ им. Шухова при курсовом и дипломном проектировании, и проектировщиками при аэродинамических расчетах систем вентиляции реальных объектов. Очертания для профилирования фасонных деталей и соответствующие зависимости использованы при усовершенствовании систем вентиляции в офисном центре «URBAN» (г. Казань).

Методология исследования включала в себя лабораторный эксперимент по определению сопротивления фасонных элементов, визуализации вихревых зон и измерению полей скоростей перед отсосами-раструбами, численное моделирование с использованием программных комплексов реализующих методы вычислительной гидродинамики, а также программную реализацию численного решения сингулярных интегральных уравнений и систем обыкновенных дифференциальных уравнений, анализ литературы, с целью выбора информации необходимой для валидации численных моделей исследуемых и разрабатываемых фасонных элементов и приточных и свободноконвективных струй.

Область исследования соответствует требованиям паспорта научной специальности ВАК: 05.23.03 - Теплоснабжение, вентиляция, кондиционирование воздуха, газоснабжение и освещение: п.1 «Совершенствование, оптимизация и повышение надежности систем теплогазоснабжения, отопления, вентиляции и кондиционирования, методов их расчета и проектирования. Использование нетрадиционных источников энергии», п.3 «Создание и развитие эффективных методов расчета и экспериментальных исследований систем теплоснабжения, вентиляции, кондиционирования воздуха, газоснабжения, освещения, защиты от шума».

Положения, выносимые на защиту:

1. научный подход использования очертаний вихревых зон (ВЗ), найденных из двумерной численной модели, для профилирования стенок или установки профилирующих вставок в фасонных элементах типа вытяжного

несимметричного тройника, внезапного расширения, и в виде вытяжных отверстий - боковых (последнего и среднего), отсосов-раструбов (круглого и плоского), (далее - в фасонных элементах) с целью снижения их аэродинамического сопротивления;

2. зависимости очертаний ВЗ, найденных из двумерных (плоских и осесимметричных) численных моделей непрофилированных конструкций фасонных элементов, от конструктивных и режимных параметров;

3. геометрическое подобие очертаний первой ВЗ отсосов-раструбов и последнего бокового отверстия;

4. результаты экспериментального определения КМС и очертаний вихревых зон;

5. снижение КМС и зависимость энергоэффективности профилирования от режимных и конструктивных параметров фасонного элемента; определение эффективности профилирования отдельно по разным ВЗ, возникающим в раструбах-зонтах и последнем вытяжном отверстии;

6. образование вторичных ВЗ при профилировании отсосов-раструбов;

7. зависимости для КМС профилированных конструкций фасонных элементов от конструктивных и режимных параметров;

8. результаты экспериментального определения КМС для профилированных конструкций вытяжных отверстий - торцевого (отсос-раструб при наклоне полки на 0°), и боковых - среднего и последнего;

9. зависимости для определения полей скорости течений к круглому и плоскому отсосу-раструбу, струи, истекающей из последнего и среднего бокового отверстия; зависимости для расчета теплообмена и параметров конвективных течений, возникающих вблизи горизонтальных и вертикальных теплоисточников; зависимости для расчета улавливания пылевых частиц круглыми отсосами-раструбами.

Степень достоверности научных положений, выводов и полученных

закономерностей обеспечивается использованием фундаментальных законов

аэродинамики и теплообмена, верифицированных программных средств, подробным и перекрестным сравнением получаемых результатов с известными достоверными данными экспериментальных, численных и аналитических исследований других авторов, экспериментальной проверкой, проведенной автором с использованием средств измерений, соответствующих метрологическим требованиям. Реализация результатов работы. Полученные в работе зависимости коэффициентов местного сопротивления профилированных и непрофилированных конструкций исследованных фасонных элементов запрограммированы в виде «Онлайн-калькулятора КМС», размещенного в сети Интернет и имеющего свободный доступ для учебного и реального проектирования. Полученные в работе закономерности теплообмена и параметров струй над заглубленными и выступающими теплоисточниками, истекающих из последнего и среднего бокового отверстия, по определению КМС и очертаний вихревых зон в фасонных элементах, используются в образовательном процессе КГАСУ и БГТУ им. В.Г. Шухова при подготовке студентов уровня бакалавриата направленности «Теплогазоснабжение, вентиляция, водоснабжение и водоотведение зданий, сооружений и населенных пунктов» и студентов магистратуры направленностей «Системы теплогазоснабжения и вентиляции», «Системы обеспечения микроклимата зданий и сооружений» направления «Строительство», и при дипломном проектировании. Найденные очертания ВЗ использовались для изготовления профилированных фасонных деталей, а соответствующие зависимости для определения КМС использованы при аэродинамическом расчете и являлись основанием при выдаче рекомендаций по увеличению энергоэффективности работы систем приточно-вытяжной вентиляции офисного центра URBAN (г. Казань).

Апробация результатов работы. Результаты работы докладывались на международных и Всероссийских конференциях, симпозиумах, форумах: Качество внутреннего воздуха и окружающей среды (Волгоград, 2008; Ханой, 2013; Сиань, 2015; Афины, 2016); Энерго- и ресурсосбережение. Энергообеспечение.

Нетрадиционные и возобновляемые источники энергии (Екатеринбург, 2011, 2013, 2015, 2016); Энергоресурсоэффективность и энергосбережение в Республике Татарстан (Казань, 2016); Энергосбережение и энергоэффективность на промышленных предприятиях и в жилищно-коммунальном хозяйстве (Новосибирск, 2017); Актуальные вопросы теплогазоснабжения и вентиляции (Ростов-на-Дону, 2018 г.); Образование. Наука. Производство (Белгород, 2018); Экологическая безопасность и устойчивое развитие урбанизированных территорий, (Нижний Новгород, 2019).

Публикации. Результаты исследований, отражающие основные положения диссертационной работы изложены в 49 научных публикациях, из которых 19 опубликованы в журналах, входящих в перечень рецензируемых научных изданий, рекомендованных ВАК РФ, 7 - в изданиях, индексируемых в базах данных Web of Science и Scopus, из них 5 - в изданиях квартиля Q1. Получены 5 свидетельств регистрации программ ЭВМ и 1 патент РФ на изобретение.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, 9 глав, заключения, списка литературы из 240 наименований и приложений. Диссертация изложена на 409 страницах основного текста и 11 страницах приложений и содержит 226 рисунков и 38 таблиц.

1 АНАЛИТИЧЕСКИМ ОБЗОР ИССЛЕДОВАНИИ ТЕЧЕНИИ В СИСТЕМАХ ВЫТЯЖНОЙ ВЕНТИЛЯЦИИ И ВЕНТИЛИРУЕМЫХ ПОМЕЩЕНИЯХ И СПОСОБОВ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ

ДЕИСТВИЯ ТАКИХ СИСТЕМ

При движении по каналам систем вентиляции чистого или несущественно запыленного воздуха (так чтобы относительная массовая доля пыли была существенно меньше 1) основные потери давления происходят в так называемах фасонных деталях - местах существенной деформации потока. Проблеме снижения потерь давления в элементах систем вентиляции посвящено большое количество работ. Способы снижения разнообразны и довольно полно приведены в справочнике [8]. Их можно, в основном, разделить на две большие группы - снижение потерь за счет уменьшения или исключения отрыва потока от стенок: из-за наличия острых кромок («острые» отводы, внезапные расширения) или из-за положительного градиента давления, приводящего к отрыву пограничного слоя, например в диффузорах, а также снижение потерь давления за счет выравнивания течения внутри фасонной детали, которое приводит к «сдуванию» отрывной зоны. К первой группе способов относятся: профилирование (скругление) стенок (рисунок 1а) [8], удаление или сдувание пограничного слоя, устройство поперечного оребрения на стенке (рисунок 1б) [8], ко второй - устройство выравнивающих лопаток (рисунок 1в) [8].

N

Рисунок 1 - Способы снижения сопротивления: а) скругление; б) поперечное оребрение; в) направляющие лопатки [8]

Степень снижения сопротивления при использовании этих мероприятий существенно зависит от конструктивных особенностей и параметров - количества и расположения сдувающих щелей, радиус закругления профилированной стенки и др. В таблице 1 представлены оценочные данные о максимальном снижении сопротивления с использованием указанных способов (по [8]). Более подробных данных о зависимости снижения сопротивления от мероприятий, основанных на изменении конструктивных особенностей элементов, за исключением устройства закруглений кромок в [8] и др. доступных источниках не указано. Для тройника конструкции: а=90°; FE=Fn=FC; при отношении расходов Qe/Qc=0,6 Сопротивление на проход Zn составляет:

- с острыми кромками (Диаграмма 7-4 ) Zn = 0,57

- с закругленными на величину r/D=0,2 (Диаграмма 7-13 [8]) Zn = =0,25 Сопротивление на боковое ответвление Ze:

- с острыми кромками (Диаграмма 7-4 [8]) Ze = 1,04 0,64=0,67

- с закругленными на величину r/D=0,2 (Диаграмма 7-13 [8]) Ze = =0,31 То есть снижение КМС составляет порядка ~45%

Для всасывающих торцевых отверстий имеются данные о сопротивлении коллектора очерченного по дуге круга [8]. Свободно стоящий патрубок:

- без закругления Z = 1

- с закруглением входной кромки по r/D=0,2 (Диаграмма 3-4 [8]) Z = 0,03 Патрубок в торцовой стенке (раструб с углом наклона полки в 90°):

Список литературы диссертационного исследования доктор наук Зиганшин Арслан Маликович, 2021 год

/ А

■у -п- -i

^- -А- —D— -Ф h!H = 1,875

-й- h/H = 1,15 h/H = 0,7

0 0,2 0,4 0,6 0,8 s/H

Рисунок 195 - Зависимость длины зоны влияния 1ЗВ/И от размера отверстия (h/H) и

тупика (s/H)

Это объясняется увеличением сопротивления и, соответственно, дальности распространения возмущений. Однако нужно отметить, что возмущения очень слабо распространяются вверх по течению, и зона влияния в этом случае всегда очень небольшая и слабо зависит от любых факторов.

С использованием данных для среднего отверстия при Сотв/Свх = 1 и размера отверстия h/H = 0,32 построена зависимость зоны влияния от размеров отверстия (рисунок 196). IJH 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0

■

ч

■

■ ■

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 h/H Рисунок 196 - Зависимость зоны влияния от размеров отверстия /ЗВ/И = fh/H)

Здесь точками показаны результаты численных исследований, а линией -аппроксимация по формуле:

/зв/Я = 0,6102 • (h/H)-0,568, (63)

которая может использоваться в диапазоне размеров отверстия h/H = 0,3^2.

8.2.4 Характеристики струи

При определении угла наклона оси используется следующая методика. По оси у с малым шагом (в данном случае 0,05м) строятся горизонтальные сечения. В каждом сечении строится эпюра модуля скорости и определяется положение максимума. Осью считается линия, построенная по точкам с максимальным значением модуля скорости. Эта линия практически прямая (отклонение не более 1%) на всем протяжении струи, за исключением небольшого начального участка непосредственно после истечения (длина начального участка составляет от 0,15 до 0,29м). Значения углов ß осредненных на основном участке струи, построены для каждого размера отверстия h/H и тупика s/H и представлены на рисунке 197. ß,

Рисунок 197 - Зависимость ß = f (h/H, s/h)

Видно, что угол наклона ß тем меньше, чем больше размер отверстия h/H, что объясняется более свободным истечением через большее отверстие и соответственно

меньшим влиянием торцевой стенки, как это видно на рисунке 198б, где показаны линии тока течения для отверстий с одинаковым (большим) размером тупика и разными размерами отверстия.

Рисунок 198 - Изменение очертаний ВЗ при изменении размеров тупика s/H (а) и

размеров отверстий h/H (б)

При этом влияние тупика заметно лишь при его маленьких размерах - 0 < s/h < 0,5 и оно немонотонно - при s/h = 0 угол истечения минимальный, а с увеличением размера тупика начинает увеличиваться до значений s/h = 0,1, после чего при дальнейшем увеличении s/h угол опять уменьшается и при s/h > 0,5 уже принимает свое постоянное значение. Этот характер изменения ß может объясняться перестройкой течения в углу торцевой стенки канала с последним боковым

отверстием, где образуется вихревая зона (рисунок 198а). При этом в случае отсутствия тупика (т.е. при s/h = 0) вихревая зона образуется только в нижнем углу и имеет такую форму, что воздух в канале подтекает к отверстию и истекает далее из него с минимальной деформацией, вследствие чего наблюдается минимальный угол истечения. Небольшие размеры тупика и наличие вихревой зоны в нижнем углу тупика заставляют струю разворачиваться, что приводит к увеличению угла истечения (в сторону нормали к плоскости стенки канала - s/H = 0,1, рисунок 198а). При дальнейшем увеличении тупика вихревая зона уже начинает занимать весь тупик (s/H > 0,5, рисунок 198а), что уменьшает деформацию потока, и струя начинает истекать с несколько меньшим углом к плоскости стенки.

Таким образом, можно сделать вывод, что для отверстий, где размер тупика s/H достаточно большой (s/H > 0,5), угол истечения ß зависит только от размеров отверстия h/H, и его значение с достаточной точностью для исследованного диапазона размеров отверстий 0,3< h/H < 2) может определяться при помощи аппроксимирующей зависимости. На рисунке 199, значками показаны результаты численных исследований, линией - аппроксимация по формуле:

ß = 64,081- h/H-0,212 (64)

85 75 65 55 45

0 0,4 0,8 1,2 1,6 h/H

Рисунок 199 - Изменение угла наклона струи ß от размеров отверстия h/H для

больших размеров тупика

Для анализа характера развития струи построены графики изменения продольной скорости в поперечных сечениях. Для этого первоначально вводится

новая система координат, где ось у' направлена вдоль оси струи, ось х' перпендикулярна оси струи (см. рисунок 190). Профили строятся в безразмерных величинах как зависимость относительной продольной скорости иу/иос от относительной координаты х'/у' (рисунок 200), где иу' - скорость в рассматриваемом сечении у' на расстоянии х' от оси струи, а иос - осевая скорость в этом сечении. Там же на рисунке штриховой линией показан экспоненциальный профиль Райхардта, определяемый формулой (59), при значении экспериментальной константы с = 0,082, характерной для свободной струи.

0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1 0 0,1 0,2 0,3 0,4 х'/у'

Рисунок 200 - Профили относительной скорости (для задачи с Н=0,16; к=0,3;

5=0,016)

Видно, что даже для задачи с большим отверстием и соответственно углом наклона оси струи отличным от 90° (в данном случае 55°) профили струи в поперечных сечениях практически симметричны. Однако подобия профилей не наблюдается, что объясняется недостаточностью размеров внешней расчетной области для развития струи, то есть смоделирован лишь начальный участок. На рисунке 201 показано изменение коэффициента с, характеризующего полноту профиля скорости в поперечном сечении струи, а также кинематического

коэффициента приточного отверстия т по длине струи. Для расчета коэффициента т

используется формула: т = (иос/и0х'/к), где иос - осевая скорость, м/с; и0 -

скорость истечения из отверстия, м/с; к - ширина отверстия, м. Однако вопрос в том,

как определять и0. Обычно для этого используется среднерасходная скорость и01=

¿о/^о [120] (Ь0 - объемный расход воздуха на истечении, м3/с; - площадь

приточного отверстия, м2). В случае неравномерного профиля скорости на истечении

осевая скорость будет выше среднерасходной, и поэтому отношение иос/и0 на

начальном участке струи оказывается больше единицы, что не физично [21]. т, и

3 2 1 0

0 1 2 3 4 5 х'/Л

Рисунок 201 - Изменение безразмерной осевой скорости и коэффициентов т и с по

длине струи для задачи Н=0,16; к=0,3; 5=0,016

Поэтому использование среднерасходной скорости и01 может быть лишь при равномерном профиле скорости на истечении, в то время как при неравномерном профиле истечения более правильно использовать максимальную скорость в отверстии. При этом для струй, истекающих под углами отличными от 90° к отверстию, возникает также вопрос о большей корректности использования проекции вектора максимальной скорости на ось струи и02 = мшах • cos|a-p| или модуля

максимальной скорости и03 = |мша1, так как на начальном участке струя изогнута и

угол наклона а максимального вектора скорости в приточном отверстии не совпадает с углом наклона в оси струи.

т 3,0 2,0

1,0 о

- ! - ПО Нш ---по и02 -----по Ищ

/ ' у ^ - -

* , ** ' ✓

0 I 2 3 4 5 x'/h

Рисунок 202 - Изменение коэффициента m по длине струи

На рисунке 202 показано, найденное с использованием трех значений скорости u0 изменение значения коэффициента m по длине струи для геометрии с размером отверстия h/H = 1,875 и размером тупика s/H=0,1. Для осреднения кинематического коэффициента m по основному участку струи за его начало принималось такая координата x0 = x'/ h, где отклонение Sm от среднего значения было менее 5%. Результаты расчетов представлены в таблице 28.

Таблица 28 - Значения коэффициента m при разных способах определения u0 и

истечения из «реального» отверстия

Скорость u0, м/с Кинематический коэффициент m Начало основного x = x'/ h участка 0 ' Отклонение Sm, %

u0i=2,721 3,37 4 1,9

Uo2=4,443; а=19,43°; ß=56,57° 1,998 2,95 4,1

u03= 5,574 1,593 2,95 4,1

Известно, что для свободной струи, выходящей из щелевого отверстия, коэффициент т = 2,62 [21], также имеются попытки расчетного определения

коэффициента т по начальному распределению скорости и давления в отверстии (рисунок 190); в работе [208] получена следующая зависимость:

где их = их/и0 и иу = иу/и0- значения относительных компонент скорости на истечении; и0 - среднерасходная скорость на истечении из отверстия, м/с; рс =рс/рд -

относительное статическое давление в отверстии; рс - статическое давление, Па; рд -динамическое давление в отверстии, рассчитанное по скорости и0, Па; с -экспериментальная константа в экспоненциальном профиле продольного профиля скорости в поперечных сечениях струи. При расчете по формуле (65) с использованием распределений компонент скорости и давления, полученных из численного решения, значение коэффициента т =2,395 при с=0,082, и т = 2,286 при с=0,09 (значение, полученное ранее для струи, истекающей из бокового отверстия). Видно, что величины коэффициента т по таблице 28 и значения по формуле (65) сильно отличаются друг от друга, то есть зависят от способа определения. Причина этому видится в несимметричном распределении параметров в отверстии. Если вместо реального отверстия, предположить истечение из «условного» отверстия, которое расположено в первом наклонном сечении (рисунок 191), перпендикулярном оси струи, то распределение давления и компонент скорости в нем будет симметричным, и условно можно считать, что истечение происходит не из бокового, а из торцевого отверстия. Границами отверстия в этом случае считался участок первого сечения, где значение продольной скорости составляло не менее 6% от осевого значения. В рассматриваемом случае ширина такого «условного» отверстия составила к'=0,2312м. Результаты расчетов кинематического коэффициента т для истечения из «условного» отверстия приведены в таблице 29.

При расчете по формуле (65) значение т = 2,081 при с = 0,082 и т = 1,986 при с = 0,09.

Таблица 29 - Значения коэффициента т при разных способах его определения и

истечения из «условного» отверстия

Скорость и0, м/с Кинематический коэффициент т Начало основного участка х0 = х'/ к' Отклонение 5т, %

и01=5,896 1,77 5,0 1,9

и02=5,411; а=52,15°; р=56,57° 1,912 5,2 1,5

и03= 5,428 1,906 5,2 1,5

Как видно из сравнения данных таблицы 29 между собой и с расчетом по аналитической формуле значения кинематического коэффициента очень близки, что показывает, получение более корректных результатов с использованием «условного» отверстия.

8.3 Свободноконвективные течения вблизи теплоисточников разной формы

При проектировании систем вентиляции помещений с теплоисточниками для правильного расчета воздухообмена и воздухораспределения необходимо знать закономерности их теплоотдачи и полей скорости. Информация о теплоотдаче содержится в критериальной форме в специальных справочниках, но обычно ограничена простыми конфигурациями и даже для пластин, например заглубленных относительно окружающей поверхности такая информация уже отсутствует. То же касается и распределения скорости в конвективных струях - имеются лишь редкие исследования, например, осевой скорости [21, 22] и допущения об аналогичности распределения скорости и избыточной температуры в поперечных сечениях свободной турбулентной и конвективной струи. Используя методы вычислительной гидродинамики, можно смоделировать такие течения и получить необходимые закономерности.

8.3.1 Горизонтальные и вертикальные пластины

Для горизонтальных и вертикальных пластин, заделанных заподлицо в окружающую поверхность, очень хорошо исследованы и известны закономерности теплоотдачи и изменения осевой скорости в течениях, возникающих над горизонтальной пластиной и вблизи вертикальной пластины, что может использоваться для подробной валидации численной модели, и для дальнейшего ее использования при моделировании неисследованных геометрий.

При численном исследовании конвективных потоков около вертикальных поверхностей для валидации наиболее рационально использовать задачу о свободной конвекции вдоль вертикальной нагретой пластины, для которой имеется большое количество работ, посвященных исследованию, как теплоотдачи, так и образующегося при этом течения.

В нашем исследовании были численно смоделированы случаи с разной высотой пластины и температурой ее стенки [210], в диапазоне 4,42 105<Ra< 2,98 10й, то есть от ламинарного до развитого турбулентного режимов течения. Для валидации проверяются наиболее часто используемые модели турбулентности: три разновидности k-s модели - «стандартная» (SKE), «ренормализованных групп» (RNGKE) и «реализуемая» (RKE), а также «стандартная» k-ю модель (SKO) и модель Рейнольдсовых напряжений (Reynolds Stress Model - RSM). Для k-s моделей в пристеночной области использовались разные варианты пристеночного моделирования - стандартные пристеночные функции (Standard Wall Functions -SWF), неравновесные пристеночные функции (Nonequilibrium Wall Functions -NeWF) и расширенное пристеночное моделирование (Enhanced Wall Treatments -EWT).

На рисунке 203 приведено сравнение результатов численного моделирования безразмерным скорости и температуре при ламинарном режиме, для нижних сечений пластины, где Rax<109.

Рисунок 203 - Валидация: безразмерные скорость и температура при ламинарном режиме. Сравнение с данными Östrach [165], Schmidt [162], Cheesewright [166]

0 1 2 3 4 5 V;„, Рисунок 204 - Валидация: безразмерные скорость и температура при турбулентном режиме. Сравнение с данными Östrach [165], Schmidt [162], Cheesewright [166]

Для следующих по высоте пластины сечений, где наблюдается турбулентный режим (сечения выше 1м, Rax>109), результаты сравнения приведены на рисунке 204. Можно видеть, что наиболее близкие результаты с данными других авторов (различие ~14%) имеет сочетание моделей Я8М ЕЖТ.

При определении теплоотдачи - локальной и средней, также хорошее согласование с известными данными, в том числе с сохранением характерного перегиба графика при переходе от ламинарной теплоотдачи к турбулентной для локального числа (рисунок 205) показало сочетание Я8М ЕЖТ.

10э 104 105 106 107 108 109 Ю10 10я Ра, Рисунок 205 - Изменение локального числа

Для среднего числа данные имеющихся литературных источников по теплоотдаче имеют некоторый разброс значений, и поэтому практически все численные модели показали достаточно неплохие результаты в этой области (рисунок 206).

Таким образом, для моделирования свободной конвекции вблизи вертикальных нагретых поверхностей, наиболее хорошие результаты показало сочетание модели Рейнольдсовых напряжений (Я£М) и расширенного пристеночного моделирования (ЕЖТ).

Ю3 10* 105 106 10' 108 109 Ю10 10'1 Ка Рисунок 206 - Изменение среднего числа №

Такая валидация проведена для горизонтальной пластины заделанной заподлицо в окружающую поверхность, при этом использованы не только турбулентная постановка задачи, но и ламинарная, то есть, по сути - прямое численное моделирование. В результате исследования с использованием ламинарной модели [211] получены графики распределения параметров струи по ее высоте для

_ g • в•( - т.)3

разных чисел Ra0 _

V

(число Рэлея подсчитанное по средней

температуре поверхности теплоисточника Тп) (рисунок 207) и вводятся локальное

число Rax= Ra0+ARax, где ЛRa х

g • в •(Т - тв)

х

V

- добавка к Rao, учитывающая

изменение температуры и плавучести струи по ее высоте, а также относительное локальное число Raх _ Raх/Ra0.

Видно, что с некоторой высоты плавное течение струи нарушается и параметры начинают колебаться; при увеличении Ra0 эта высота уменьшается. Здесь наблюдается переход от ламинарного течения в струе к турбулентному, причем ее

характеристики становятся ближе к аналитически определенным в предположении, что струя развивается как турбулентная (к примеру, относительная скорость аналитически определенная в [212]).

Рисунок 207 - Изменение относительных характеристик по высоте струи от Ra0 при использовании ламинарной модели: а - осевая скорость, б - осевая избыточная

температура, в - текущее число Рэлея

Это позволяет говорить о возможности исследования струи методом прямого численного моделирования. Для проверки наиболее подходящей модели турбулентности построено распределение по высоте локального числа Ra* и

относительной скорости ux = u

gQk

^pX

при использовании трех модификаций к-е

модели турбулентности - «стандартная» (SKE), «реализуемая» (RKE) и

«ренормализованных групп» (RNGKE), и двух модификаций модели Рейнольдсовых напряжений устанавливающих связь между корреляциями давления и напряжений -линейной (RSM LPS) и квадратичной (RSM QPS).

Рисунок 208 - Изменение локального числа Rax и относительной скорости их для

разных моделей турбулентности

Результаты исследований (рисунок 208) показали удовлетворительное согласование всех трех модификаций модели к-е с линией изменения относительной скорости, построенной аналитически, особенно на основном участке, хотя на разгонном участке модели к-е показывают несколько заниженные значения скорости.

Далее с использованием стандартной к-е модели проводится исследование теплоисточника в виде горизонтальной пластины выступающей или заглубленной

относительно окружающей плоскости. Такая ситуация часто встречается на практике, однако закономерностей по определению ее теплоотдачи нет, как нет и закономерностей развития струи над таким теплоисточником. В результате проведенных численных исследований [212-216], определены критериальные уравнения теплоотдачи, а также параметры течения, возникающего над нагретой горизонтальной пластиной, находящейся не на одной высоте относительно окружающей плоскости - заглубленной и выступающей (рисунок 209).

При численном исследовании проведены все необходимые этапы валидации и верификации численной модели [213], в результате которой выбрано наиболее подходящее сочетание моделей - «стандартная» к-е и «стандартные» пристеночные функции (SKE SWF) . Выбранное сочетание моделей также приводит к достаточно хорошему согласованию параметров струи полученных численно и аналитически

Рисунок 209 - Геометрия расчетной области

[212] - относительных продольной скорости

избыточной

температуры

и расхода

(рисунок

Рисунок 210 - Изменение относительных значений продольной скорости ых;

\т Т

избыточной температуры х и расхода х по высоте струи

В результате численного моделирования получены критериальные зависимости конвективной теплоотдачи в виде № = / (Да, к). Для выступающих над окружающей поверхностью теплоисточников:

Ш = (-0,0127А + 0,0845) • Ra0'0095k+0'3186, а для заглубленных в окружающую поверхность теплоисточников: лЧ. = |-о о гг.г■ = (-0,0138к + 0,0923)-Яас

(66)

,0,0125к +0,3223

(67)

где к = к / Ь - относительная высота/глубина, № = к=0 - относительное число

№. Получены также зависимости изменения параметров струи (относительных продольной скорости йх; избыточной температуры АТх и расхода Тх) по высоте в

зависимости от заглубления к = к / Ь горизонтальной пластины в окружающую поверхность (рисунок 211, основные результаты были опубликованы в [214, 215]). При этом вертикальная координата отсчитывается от условной точки, расположенной в середине незаглубленной пластины, то есть х = х/Ь + к/Ь

-0,5 0 0,5 1 1,5 2 щ 2 4 6 8 Д Тх 4 8 12 Ьх Рисунок 211 - Изменение относительных продольной скорости их; избыточной

температуры АТх и расхода Ьх по высоте струи в зависимости от заглубления к

Видно, что на разгонном участке струи скорость и избыточная температура сильно зависят от заглубления теплоисточника, однако на основном участке это различие практически исчезает и они могут быть описаны зависимостями:

йх « 2,165; ДТх « 2,2/х (68)

Аналогичные исследования для выступающего теплоисточника [216] показали, что осевые безразмерные скорость и избыточная температуры очень хорошо совпадают с рассчитанными аналитически, если вертикальную координату записать в виде

х = — -к - рисунок 212 и основные различия для скорости и избыточной Ь Ь

температуры также наблюдаются лишь на разгонном участке, в то время как для безразмерного расхода, совпадение с аналитическим выражением [212] наблюдается для чисел Ra ~ 7 10, а при более высоких значениях Ra возрастание расхода с высотой происходит интенсивнее. Нужно отметить, что в ряде источников процесс теплообмена с обращенной вверх горизонтальной пластиной, считается развитым

турбулентным при Ra > 210 (как указано, например, в [160, 217, 218]), а в некоторых при Ra > 1109 (например, в [153]), что может объяснять различие в расходах воздуха Ьх для разных чисел Ra (рисунок 212).

0 0,5 1 1,5 2 йх 2 4 6 8 АТХ 4 8 12 Ьх Рисунок 212 - Изменение относительных продольной скорости йх; избыточной

температуры АТх и расхода Ьх по высоте струи в зависимости от высоты

теплоисточника Н/Ь

Поэтому для расчета расхода воздуха удаляемого от отсоса над-заглубленными или выступающими над окружающей плоскостью горизонтальными теплоисточниками можно пользоваться приведенными графическими зависимостями как на разгонном, так и на основном участке. При этом конвективную составляющую можно определять по найденным критериальным уравнениям (66), (67).

8.4 Движение частиц пыли под действием круглого зонта и набегающего потока

С использованием метода дискретных вихрей решается задача о течении воздуха к работающему в условиях действия внешнего течения - набегающего

потока круглому раструбу-зонту, в сочетании с расчетом траекторий пылевых частиц [195]. Такой подход позволяет определить эффективность работы данного местного отсоса в зависимости от его геометрии - длины полки и угла ее наклона, для пылевых частиц разного размера и в условиях набегающего потока. Такой же подход был использован и при расчете бокового отсоса без набегающего потока [219].

В качестве критерия эффективности работы всасывающего зонта в данной задаче может быть принят коэффициент аспирации. Чем выше коэффициент аспирации для данной пылевой частицы, тем эффективней местный отсос. С целью минимизации количества величин, влияющих на коэффициент аспирации, для характерстики пылевых частиц используется скорость витания, которая включает в себя их плотность, диаметры, коэффициенты формы и лобового сопротивления.

8.4.1 Методика

На всасывающий зонт с углом наклона а и длиной I набегает воздушный поток со скоростью (рисунок 213).

Рисунок 213 - Схема течения задачи о течении к зонту при набегающем потоке

Зонт расположен вертикально - ускорение силы тяжести направлено в противоположном направлении скорости всасывания и0.

Поле скоростей среды определялось методом дискретных вихревых колец, алгоритм расчета описан в подразделе «Разработка вычислительных алгоритмов расчета отрывных течений на входе в раструбы при помощи метода дискретных вихрей» главы 2. Свободные вихревые кольца образуются на острой кромке А. Скорость набегающего потока равна ида. Траектории пылевых частиц строились с использованием системы дифференциальных уравнений:

^рх _ 8 8

8 (рх Уах ^

& С

dx _ & ~ Урх,

& (69)

" С

IX _-8-К(у _ у )

6 \урх ах

_

&=Ург.

с начальными условиями х = 100Е +d•cos(a); г=Я; ух = иж+с; уг _ 0, где с _ —рт

_ р р • 8 •

скорость витания (осаждения) пылевой частицы; га(уах, уаг) _ скорость воздуха; ра _

плотность воздуха; ур(урх, ург) _ скорость частицы; рр _ плотность частицы; &е _

эквивалентный диаметр частицы (диаметр равного по объёму шара); 8 _ ускорение

свободного падения; Бт _ л&е2/4 _ площадь миделевого сечения частицы; % _

коэффициент ее динамической формы; у _ нормированный коэффициент лобового

сопротивления частицы (отношение коэффициента сопротивления к коэффициенту сопротивления при стоксовском режиме обтекания), вычисляемый по формулам Стокса, Клячко, Адамова:

1,еслиRe < 1,

(1 + 1/6 ■ Re2/3 ),если1 < Re < 103, (70)

(1 + 0,065 Re2/3 ), если Re > 103,

ра V - и ёе , , „

где Re = —!-1—, ц - коэффициент динамической вязкости воздуха.

При движении пылинки со скоростью V = {у1т, у1п} (у1т - тангенциальная и у1п -нормальная составляющие скорости) она может столкнуться со стенкой. Тогда пылевая частица приобретёт составляющие скорости, которые вычисляются по формулам:

^2п = , ^2т = VlT + п/(1+£>1п, (71)

где / - коэффициент трения скольжения; к - коэффициент восстановления при ударе; п= -(2У1Х)/(7 /(1+к>1п), при условии -(2У1Х)/(7 /(1+к>1п) < 1 и п =1 в другом случае.

Определение предельной траектории осуществлялось с использованием метода половинного деления. В переменную и помещалась ордината частицы, улавливаемой патрубком, а в переменную ир - осаждающейся. Задавались начальные приближения для иг и ир. Вычислялось значение Яс = (и/ + ир) / 2. Далее организовывался цикл, который выполняется до тех пор, пока истинно условие (ир -и) > е = 10-9. Во вложенном цикле строились траектории частиц. При выходе из внутреннего цикла проверялось попадание частицы в патрубок. Если она улавливалась всасывающим отверстием, то переменная иг = в противном случае ир = Бг. После выхода из внешнего цикла величина Яс (рисунок 213) получала своё окончательное значение.

После построения предельных траекторий пылевых частиц строились зависимости коэффициента аспирации от угла наклона раструба

А = (Яс/Я)2 V , (72)

где V = их/и0. При этом результаты на рисунках представлены в безразмерном виде. Величина скорости витания отнесена к скорости во всасывающем сечении С = с/и0.

Сравнение графиков коэффициента аспирации от скорости внешнего потока при разных числах Стокса представлено на рисунке 214. Наблюдается хорошее согласование расчетов с использованием разработанной вычислительной процедуры и расчетов, проведённых в [142], в рамках модели вязкой несжимаемой жидкости. Для построения предельных траектории пылевых частиц в данном случае использовалась следующая система дифференциальных уравнений их движения:

= их - ух &Х = v = иг - V ^ = у (73)

& т & Х & т & г'

где т = - время релаксации, Stk - число Стокса; иХ, иг - составляющие

скорости среды; vx, уг - составляющие скорости частиц, ^ - время.

Максимальное различие наблюдается при Stk = 0,1 и V = -0,2, но и оно не

превышает 7%.

Рисунок 214 - Графики зависимости коэффициента аспирации А от скорости V

8.4.2 Предельные траектории

Вид предельных траекторий представлен на рисунке 215 штриховой линией, цифра над которой обозначает безразмерную скорость витания.

а)

в)

б)

г)

Рисунок 215 - Линии тока и предельные траектории пылевых частиц при 2Я; V _ —0,1, с углом наклона полки раструба: 0°(а); 30°(б); 60°(в); 90°(г)

Как видно, предельные траектории пылевых частиц могут заканчиваться на внешней стороне отсоса (рисунок 215а, б), на внутренней (рисунок 215в, г) для

частиц С = 0,000625 и вне границ зонта (рисунок 215в, г) для частиц С = 0,05 ^ 0,15. В последнем случае показаны не сами предельные траектории, а траектории частиц чуть выше и ниже предельной траектории.

а)

б)

Рисунок 216 - Зависимость коэффициента аспирации А от угла наклона а при длине

& = Я: а) V = -0,1; б) V = -0,2; в) V = -0,5

При скорости набегающего потока V = -0,1 (рисунок 216а) наибольшее значение коэффициента аспирации достигается при а = 0° для всех рассмотренных скоростей витания пылевых частиц. При малых скоростях витания коэффициент аспирации близок к единице во всем диапазоне изменения угла наклона. При увеличении С график изменения коэффициента аспирации А начинает прогибаться в районе а = 60°, достигая минимума. Точка минимума смещается к а = 30° при росте С до 0,5. При дальнейшем росте безразмерной скорости витания график становится более монотонным, величина коэффициента аспирации убывает с ростом угла наклона а.

При скорости набегающего потока V = -0,2 (рисунок 216б) наибольшее значение коэффициент аспирации достигает при а = 0° только для больших значений скорости витания. На рисунке это демонстрирует график при скорости С = 0,15. Для остальных рассмотренных значений коэффициент аспирации достигает наибольшего значения в районе а = 90°. Для С = 0,1 и С = 0,05 график зависимости А = А (а) возрастает, скорость роста этой величины падает по мере увеличения угла, начиная с а = 60°. При уменьшении скорости витания изменение величины А приобретает не монотонный характер и приближается к единице. При дальнейшем росте скорости набегающего потока до V = -0,5 (рисунок 216в) наибольшее значение коэффициента аспирации достигается при а = 30° для С = 0,001. С дальнейшим ростом скорости витания максимум смещается к величине а = 60°. Наблюдается наложение графиков для С = 0,1 и С = 0,2. С увеличением скорости витания до С = 0,4 наибольшее значение коэффициент аспирации достигает при а = 30°. Существует и минимум в районе а = 60°.

Для раструба длиной & = 2Я (рисунок 217) и V = -0,01 для частиц пыли, увлекаемых воздушным потоком коэффициент аспирации близок к постоянной величине (рисунок 217а). Наибольшего значения величина А достигает при а = 30° для частиц со скоростью витания С = 0,000625 ^ 0,0025. Для более крупных частиц со

скоростью витания С _ 0,005 наибольшее значение A достигается при а = 0°, и график монотонно убывает. При увеличении скорости до V _ _0,02 (рисунок 217б) воздушным потоком увлекаются более крупные частицы С _ 0,01 +0,015, для которых коэффициент аспирации убывает при увеличении угла наклона а. Убывает величина A и для частиц С _ 0,0025 ^ 0,005, но не столь резко. Для самых мелких рассматриваемых частиц С _ 0,000625 + 0,00125 коэффициент аспирации близок к единице, наибольшее значение имеется вблизи а = 30°. Для скорости набегающего потока V _ _0,05 (рисунок 217в) и частиц со скоростью витания С _ 0,0025 ^ 0,04 наибольшего значения величина A достигает при а = 0°, она убывает при росте угла, достигая минимума при а > 60°, затем наблюдается незначительный ее рост. Для скорости набегающего потока V _ _0,1 (рисунок 217г) и крупных частиц С _ 0,05 ^ 0,09коэффициент аспирации убывает, для остальных частиц характер изменения этой величины не монотонный. При С _ 0,01 ^ 0,02 наибольшее значение достигается для а = 0°, но внутри промежутка рассматриваемых углов существует минимум и максимум величины А. Для более мелких частиц с величиной с _ 0,000625 ^ 0,005 перепад значений коэффициента аспирации не столь существенный, наибольшее значение и максимум достигается внутри промежутка изменения углов наклона. При V _ _0,2 (рисунок 217д) наибольшее значение коэффициента аспирации наблюдается для крупных частиц С _ 0,15, где он резко убывает, достигает минимума при а > 60°, затем возрастает до конца рассматриваемого промежутка. Для остальных частиц наибольшее значение достигается внутри промежутка изменения угла наклона, смещаясь вправо при росте а. В случае V _ _0,5 (рисунок 217е) для всего диапазона рассматриваемых частиц наибольшее значение и максимум достигается внутри промежутка угла а, смещаясь вправо от угла а = 30°.

Для раструба длиной & = 4Я (рисунок 218) и V = -0,01 для частиц пыли С = 0,0025 + 0,005, коэффициент аспирации убывает с ростом а (рисунок 218а). Для частиц С = 0,000625 ^ 0,00125 величина А практически постоянна, но наибольшее значение достигается в районе а = 30°. При увеличении скорости до V = -0,02 (рисунок 218б) коэффициент аспирации убывает практически для всех рассматриваемых частиц С = 0,00125+0,015, за исключением С = 0,000625. В последнем случае А « 1, но наибольшее значение внутри промежутка. Для скорости набегающего потока V = -0,05 (рисунок 218в) и частиц со скоростью витания С = 0,00125 + 0,04 наибольшего значения величина А достигает при а = 0°, она убывает при росте угла достигая минимума при а > 60°, затем наблюдается незначительный ее рост. Для С = 0,000625 характер изменения остается прежним. Для скорости набегающего потока V = -0,1 (рисунок 218г) и крупных частиц С = 0,005 ^ 0,05 коэффициент аспирации изменяется не монотонно, но его наибольшее значение остается при а = 0°, для остальных частиц максимум величины А - внутри промежутка. При V = -0,2 (рисунок 218Э) для крупных частиц С = 0,15 коэффициент резко убывает вплоть до 0, т.е. в определенном диапазоне углов частица не улавливается. Для С = 0,1 характер изменения не монотонный, но наибольшее значение остается при а = 0°. Для частиц с меньшей скоростью витания наибольшее значение А достигает внутри промежутка. В случае V = -0,5 (рисунок 218е) для всего диапазона рассматриваемых частиц наибольшее значение А достигается внутри промежутка угла, при этом наблюдается значительный перепад этой величины.

"О 30 60 90 (I.'

Рисунок 217 - Зависимость коэффициента аспирации А от угла наклона а при длине

& = 2Я: а) V _ _0,01; б) V _ _0,02; в) V _ _0,05; г) V _ _0,1; д) V _ _0,2; е) V _ _0,5

а)

б)

в)

г)

д) е)

Рисунок 218 - Зависимость коэффициента аспирации А от угла наклона а при длине й = 4Я: а) V = -0,01; б) V = -0,02; в) V = -0,05; г) V = -0,1; д) V = -0,2; е) V = -0,5

С увеличением длины зонта (рисунок 219) при V = -0,1 и скоростях витания с = 0,00065 ^ 0,2коэффициент аспирации близок к единице, при больших величинах с коэффициент аспирации снижается (рисунок 219а). В случае V = -0,2, а = 30° величина А либо достигает максимума при й= 2Я, либо, начиная с этой длины медленно возрастает до й = 4Я (рисунок 219б). При V = -0,5, а = 30° наблюдается максимум величины А для частиц со скоростью витания с = 0,01;0,2 и монотонное возрастание для частиц с величиной с = 0,05;0,1 (рисунок 219в). Для углов а = 60° и а = 90° характер изменения коэффициента аспирации подобен случаю а = 30°. При набегании потока со скоростью V = -0,1 коэффициент аспирации убывает или изменяется незначительно (рисунок 219г,ж). Наблюдается максимум в диапазоне й = Я- 2Я при V = -0,2 (рисунок 219д,з). В случае V = -0,5, а = 30° коэффициент аспирации возрастает; при а = 60° максимум имеется в случае й = 2Я. В случае

а = 90° наблюдается либо возрастание коэффициента аспирации с увеличением длины раструба, либо максимум в диапазоне <Л = Я+- 2Я (рисунок 219е, и).

Рисунок 219 - Зависимость коэффициента аспирации от длины полки зонта: a-a = 30°; v =-0,1; б-a = 30°; v =-0,2; в- a = 30°; v =-0,5; г- a = 60°; v =-0,1; д-a = 60°; v = -0,2; е-a = 60°; v =-0,5; ж-a = 90°; v =-0,1; з-a = 90°; v = -0,2; u-a = 90°;

v =-0,5

При помощи метода дискретных вихревых колец в стационарной постановке разработана достоверная и адекватная математическая модель движения воздушного потока, набегающего на круглый всасывающий зонт и динамики пылевых частиц в найденном поле скоростей.

Исследовано изменение коэффициента аспирации в зависимости от длины и угла наклона зонта. В диапазоне изменения отношения скорости набегающего потока к скорости всасывания V = ию/и0 от 0,01 до 0,05 наибольшее значение коэффициента аспирации А пылевых частиц с отношением скорости витания к скорости всасывания С = с/и0 больше 0,0001 наблюдается для круглого

всасывающего патрубка. При меньшем значении с изменение коэффициента аспирации незначительно и близко к единице. При дальнейшем увеличении V характер изменения величины А становится не монотонным, наблюдаются минимумы и максимумы этой величины, причём ее колебание возрастает с увеличением скорости V и длины зонта. Данное явление объясняется увеличением влияния тормозящего эффекта зонта на поток и, как следствие, приближением предельной траекторий пылевых частиц с большими скоростями витания к оси отсоса. При этом наибольшее значение коэффициента аспирации достигается при острых углах наклона зонта.

Строгого практического указания, какие угол а наклона и длина полки зонта наиболее эффективны для улавливания набегающего пылевоздушного потока, дать нельзя. Построенные графические зависимости дают возможность подобрать более эффективный зонт для заданных отношений скорости набегающего и всасываемого воздушных потоков V, а также отношения с скорости витания пылевых частиц к скорости всасывания. Всасывающий патрубок без зонта рекомендуется для улавливания пылевых частиц при набегании потока со скоростью до V = 0,05; при V = 0,1 и с = 0,0025 ^ 0,09; при V = 0,2 и с = 0,15. Для частиц пыли со скоростью витания с < 0,0025 и V = 0,1 более эффективен всасывающий зонт с углом наклона полки а = 90° и длиной й = 2Я. При V = 0,2 эффективней зонт с углом а = 90° и длиной й=Я для улавливания пылевых частиц со скоростью витания с = 0,1, а при с < 0,1 с углом а = 60° и длиной й = 2Я. При скорости набегающего потока V = 0,5 рекомендуется зонт с углом а = 30° и длиной й=Я для улавливания частиц со скоростью витания с = 0,4 ; с углом а = 60° и длиной й = 2Я для с = 0,2; с углом а = 30° и длиной й = 4Я для с < 0,1.

8.5 ВЫВОДЫ ПО ВОСЬМОЙ ГЛАВЕ

1. Методами вычислительной гидродинамики определены зависимости для КМС и кинематических характеристик струй истекающих из боковых отверстий -среднего и последнего, от расхода и размера отверстия.

2. Методами вычислительной гидродинамики найдены зависимости - для определения теплоотдачи, относительной осевой скорости и избыточной температуры, расхода в свободноконвективном течении развивающимся над горизонтальной пластиной возвышающейся или заглубленной относительно окружающей поверхности.

3. При помощи метода дискретных вихревых колец в стационарной постановке разработана достоверная и адекватная математическая модель движения воздушного потока, набегающего на круглый всасывающий зонт и динамики пылевых частиц в найденном поле скоростей.

4. Построены зависимости коэффициента аспирации от длины и угла наклона зонта.

5. Получено, что для диапазона относительной скорости набегающего 0,01 < ида / и0 < 0,05 наибольшее значение коэффициента аспирации А пылевых частиц с относительной скоростью витания с / и0 > 0.0001 наблюдается для круглого всасывающего патрубка (угол наклона полки раструба 0°). Для с / и0 < 0.0001 А ~ 1. Для других сочетаний диапазонов иж / и0 и с / и0 нужно выбирать наиболее эффективную конструкцию отсоса по разработанным зависимостям.

9 ОСНОВНЫЕ НАПРАВЛЕНИЯ ПРАКТИЧЕСКОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ

ПОЛУЧЕННЫХ РЕЗУЛЬТАТОВ

9.1 Профилирование 9.1.1 Использование профилированных фасонных деталей

При проектировании системы вентиляции на этапе трассировки при выборе фасонных деталей принимается решение о возможности использования скругленных фасонных деталей, в случае если это позволяют габариты пространства для размещения воздуховодов. При этом рекомендуется использовать скругление радиусом не менее 0,5 ширины воздуховода. В случае если пространство ограничено, для снижения потерь давления рекомендуется использовать профилирование по очертаниям вихревых зон. Для фасонных деталей в виде несимметричного равностороннего тройника, внезапного расширения, входных отверстий в виде последнего и среднего отверстия, а также отсосов-раструбов (круглого и плоского) можно использовать зависимости найденные в этом исследовании. Общая схема такая (рисунок 220): первоначально используя геометрические размеры фасонной детали по графическим зависимостям или для вытяжных отверстий с использованием масштабного коэффициента определяется очертание вихревой зоны, использующееся для профилирования. Затем с использованием найденных зависимостей коэффициентов местного сопротивления для профилированной фасонной детали определяется КМС, и далее используется при проведении аэродинамического расчета системы. На этапе определения профиля данные об очертании в виде файла любого САПР формата, распознающегося станками с ЧПУ для металла (например, dwg, dxf), передаются в цех для раскройки металла и изготовления фасонной детали.

Проектирование воздуховодов системы вентиляции

Расчет профиля

ш

Расчет КМС

графические зависимости, аппроксимации

Файл в формате ви/д, dxf

Снижение

потерь давления

Уменьшение

размера вентилятора

Конструирование воздуховодов системы вентиляции

Станок плазменной резки с ЧПУ * Изготоалени е фасонной детали + Сборка звеньев системы » Монтаж системы ш Энергоэффект ивная система вентиляции

Рисунок 220 - Общая схема использования энергоэффективных профилированных

элементов

На фасонный элемент с профилирующими вставками, с целью уменьшения сопротивления выдан патент на изобретение [220]. Для случая внезапного расширения предлагаемое решение выглядит как показано на рисунок 221. На рисунке 221а показана характерная картина течения, полученная после визуализации результатов расчета движения текучей среды в канале 1 переменного сечения типа «внезапное расширение» методами вычислительной гидродинамики. Вихревые зоны 2 и 4 за острыми кромками 6 и 7 канала 1 ограничены линиями тока 3 и 5. На рисунке 221 б показан тот же канал 1 переменного сечения с вариантами профилирующих вставок 8 и 9 за острыми кромками 6 и 7 в углах расширения 10 и 11 канала 1, выполненных в виде скривленных поверхностей, профили которых совпадают соответственно с линиями тока 3 и 5 (последние на рисунке 221 б не отмечены).

Рисунок 221 - Реализация энергоэффективной фасонной детали в виде внезапного расширения. Использование профилирующей вставки: а) течение во внезапном расширении; б) профилирование путем закрепления скривленной поверхности; в)

профилирование путем закрепления вставки

На рисунке 221 в показан тот же канал 1 переменного сечения с вариантом профилирующих вставок 8, 9 в виде полых или сплошных элементов.

Рисунок 222 - Крепление профилирующей вставки

Во избежание смещений в процессе эксплуатации предусматривается фиксация обоих вариантов профилирующих вставок (рисунок 222), например, на

слое адгезива или механическим способом (для упрощения чертежей фиксация на слое адгезива 14 и самонарезающих винтах 15 показана только для варианта профилирующей вставки в виде полого элемента), здесь 13 - стенка полой вставки и 12 стенка воздуховода на которую крепится вставка. Вариант полой вставки, при невысоких противопожарных требованиях может быть реализован из пластмассовых материалов, к примеру способом экструзионно-выдувного формования, или из листового металла при более высоких противопожарных требованиях. Сплошная вставка может быть например изготовлена при помощи аддитивных технологий из горючих и негорючих материалов.

Второй (более технологически простой) вариант реализации профилирования это скривление самой стенки фасонного элемента - показано на примере несимметричного тройника (рисунок 223).

Рисунок 223 - Профилирование стенки фасонного элемента

Такое скривление выполняется при изготовлении фасонной детали. Поэтому наиболее применимо при строительстве новых объектов, в то время как профилирующие вставки могут быть более актуальны для реконструкции существующих сетей воздуховодов.

9.1.2 Программа для расчета - Онлайн калькулятор КМС

Для упрощения использования найденных зависимостей КМС профилированных энергоэффективных фасонных деталей, а также непрофилированных стандартных деталей, в том числе также полученные из вышеприведенных исследований, разработан и внедрен «Онлайн калькулятор КМС» - специальная программа, размещенная на странице сайта КГАСУ в сети Интернет, со свободным доступом. Программа реализована на языке web-программирования PHP, разметки HTML с элементами Java-script. Программа состоит из модулей -«Онлайн расчеты КМС» для каждого из исследованных видов фасонных деталей и постоянно дополняется новыми данными.

Рисунок 224 - Общий вид окна интернет-браузера с программой «Онлайн калькулятор КМС» открытой на модуле вытяжной несимметричный равносторонний

профилированный тройник

Здесь в более удобной форме, можно рассчитать соответствующий КМС и падение давления. Для этого в текстовые окна необходимо занести значения расхода,

размеров фасонной части, в соответствии с ее схемой и нажать на кнопку рассчитать, и далее в соответствующих окнах появятся искомые значения (рисунок 224).

9.1.3 Примеры использования при аэродинамическом расчете

9.1.3.1 Вентиляция общественных зданий

Проводится аэродинамический расчет системы вытяжной общеобменной вентиляции (В1), аксонометрическая расчетная схема которой представлена на рисунке 225:

L3000 ^ L1000

Рисунок 225 - Аксонометрическая схема системы В1

Далее в таблицах 30 и Таблица 31 приведены результаты аэродинамического расчета и расчета коэффициентов местного сопротивления фасонных деталей по участкам основной магистрали. При этом показаны значения КМС стандартной и профилированной конструкций фасонных деталей, разработанных в этой работе. Для деталей в виде среднего отверстия, поскольку исследован один типоразмер, снижение от профилирирования для остальных двух отверстий принято на том же уровне, что и для исследованного (выделено желтым цветом).

Таблица 30 - Аэродинамический расчет системы В1

№ Уч Расход L, м3/ч длин а уч., 1, м размеры Скорос ть, V, м/с Re Па/м Рд, Па ДРтр, Па ДРкмс, Па ДРуч, Па 2^про Ф ДРкмс, Па ДРуч, Па

А h F, м2 Dэкв

1 1000 2 400 300 0,12 343 2,31 52699 0,415 6,484 0,830 5,130 33,261 34,091 4,340 28,139 28,969

2 2000 2 400 300 0,12 343 4,63 105399 1,456 25,934 2,911 0,950 24,638 27,549 0,205 5,317 8,228

3 3000 2 600 300 0,18 400 4,63 122965 1,201 25,934 2,401 0,628 16,282 18,683 0,164 4,260 6,661

4 4000 2 600 400 0,24 480 4,63 147558 0,956 25,934 1,912 0,420 10,892 12,804 0,100 2,593 4,505

5 5000 6 700 400 0,28 509 4,96 167679 1,008 29,772 6,046 3,607 107,397 113,442 1,653 49,224 55,269

6 10000 6 1000 600 0,6 750 4,63 230559 0,547 25,934 3,283 1,651 42,808 46,091 -0,163 -4,219 -0,936

7 15000 10 1300 600 0,78 821 5,34 291233 0,635 34,528 6,351 1,251 43,195 49,546 1,251 43,195 49,546

Итого 302,21 152,24

Таблица 31 - Результаты определения КМС

№уч Вид детали с ^проф

1 вытяжная решетка 2,200 2,2

посл, бок, отв 2,930 2,14

Итого 5,130 4,34

2 проход мимо средн,отв 250x250 канал 400x300 отношение F=0,52, отн Ш/Ш= 0,5 0,700 0,14

внез, расш, 300x600 0,250 0,065

Итого 0,950 0,205

3 проход мимо средн,отв 250x250 канал 600x300 отношение F=0,347 (~0,32), отн Go/Gk= 0,33 0,565 0,101

внез, расш, 300x400 0,063 0,063

Итого 0,628 0,164

4 проxод мимо средн,отв 250x250 канал 600x400 отношение F=0,26, отн Go/Gk= 0,25 0,400 0,08

внез, расш, 0,020 0,02

Итого 0,420 0,1

5 отвод острый 1,494 1,494

внез, расш, 700x400 на 1000x600 0,284 0,074

тройник несимм кмс на проxод 1,829 0,085

Итого 3,607 1,653

6 внез, расш, 1000 на 1300 0,053 0,053

тройник несимм кмс на бок отв 1,598 -0,22

Итого 1,651 -0,16

7 отвод острый 1,251 1,251

Расчеты КМС проводились с использованием разработанной программы «Онлайн калькулятор КМС». По результатам аэродинамического расчета системы В1 с использованием стандартных фасонных деталей потери давления составили 302Па, а с использованием профилированных 152Па. При использовании программы подбора для таких параметров предлагаются следующие варианты крышных вентиляторов (таблица 32):

Характеристика Вентилятор для «непрофилированного» варианта Вентилятор для «профилированного» варианта Разница, ед.изм/%

Название модели DVG-H 630EC/F400 DVC 710-P0C (3Ph/400V)

Рабочая точка - 15000 15000

расход, м3/ч

Рабочая точка - 302 152 150/49,7

давление, Па

Потребляемая 3102,6 2028,6 1074/34,6

мощность N Вт

SFP, Вт/м3/ч 0,2068 (4,17) 0,1352 0,0716/34,6

(кВт/м3/с)

Стоимость, € 5943 4698 1245/20,9

Таким образом при односменной работе системы вентиляции экономия потребленной электрической энергии в год составит Э = 1074 Вт • 8ч • 244 раб. дней = 2096,5 кВтч в год. При двухсменной работе эта величина будет в два раза больше.

Для потребителей электроэнергии в республике Татарстан, для 2 полугодия 2019года для мелких и средних потребителей (менее 670кВт) тариф составляет Т = 5,93руб/кВтч. Таким образом снижение эксплуатационных затрат (ЭЗ) для этой системы составит: ЭЗ = AN8 244 T = 1,074 8 244 5,93=12431руб/год. Также рассчитывался показатель эффективности потребления энергии вентилятором SFP («Specific Fan Power») - удельная мощность вентилятора расходуемая на перемещение 1 м3/ч воздуха в конкретной рассматриваемой системе [3].

Удельное снижение ЭЗ^ (тыс.руб) в год на кВт исходной затрачиваемой мощности составит: ЭЗ^ = ЭЗШ = 12,431/3,1 = 4тыс.руб/кВт в год. Снижение капитальных затрат (КЗ) за счет покупки другого вентилятора: КЗ = 1245 € • 80руб/€ ~ 99600 руб.

9.1.3.2 Вентиляция промышленных зданий

Проводится аэродинамический расчет системы вытяжной местной вентиляции (В2) от отсосов в виде воронок типа Совплим КиА-М^ - с круглыми воронками размерами: длина полки 2,9^ угол раскрытия 30°, аксонометрическая расчетная схема которой представлена на рисунке 225:

Рисунок 226 - Аксонометрическая схема системы В2

Далее в таблицах 33 и 34 приведены результаты аэродинамического расчета и расчета коэффициентов местного сопротивления фасонных деталей по участкам основной магистрали. При этом показаны значения КМС стандартной и профилированной конструкций фасонных деталей, разработанных в этой работе.

Таблица 33 - Аэродинамический расчет системы В2

№у ч Расхо д L, м3/ч длин а Уч,= 1, м размеры Скоро сть, V, м/с R, Па/м Рд, Па ДРтр, Па ДРкмс, Па ДРуч, Па 2^про Ф ДРкмс, Па ДРуч, Па

A h F, м2 Dэк в

1 1000 4 300 300 0,09 300 3,09 0,823 11,526 3,293 10,392 119,783 123,076 2,366 27,272 30,564

2 2000 2 300 300 0,09 300 6,17 2,917 46,106 5,834 0,655 30,215 36,049 0,130 6,009 11,843

3 3000 2 600 300 0,18 400 4,63 1,201 25,934 2,401 0,325 8,432 10,833 0,083 2,159 4,560

4 4000 2 600 300 0,18 400 6,17 2,036 46,106 4,072 0,524 24,136 28,208 0,126 5,821 9,893

5 8000 6 800 300 0,24 436 9,26 3,876 103,738 23,256 1,480 153,532 176,788 1,480 153,532 176,788

Итого 374,95 233,65

Таблица 34 - Результаты определения КМС

№уч Вид детали Z ^проф

1 зонт 0,064 0,046

отвод острый 1,928 1,928

тройник несимм кмс на проход 8,400 0,392

Итого 10,392 2,366

2 внез, расш, 300x600 0,250 0,065

тройник несимм кмс на проход 0,405 0,065

Итого 0,655 0,1303

3 тройник несимм кмс на проход 0,325 0,083

Итого 0,325 0,0833

4 внез, расш, 600 на 800 0,111 0,111

тройник несимм кмс на бок отв 0,413 0,0153

Итого 0,524 0,1263

5 отвод острый 1,480 1,48

В системе по расчетному направлению 9 фасонных элементов. Потери на трение составляют 38,86Па,на местные сопротивления: 194,79Па.

Расчеты КМС проводились с использованием разработанной программы «Онлайн калькулятор КМС». По результатам аэродинамического расчета системы В2 с использованием стандартных фасонных деталей потери давления составили 375Па, а с использованием профилированных - 234Па. При использовании программы подбора для таких параметров предлагаются следующие варианты крышных вентиляторов (таблица 35):

Характеристика Вентилятор для «непрофилированного» варианта Вентилятор для «профилированного» варианта Разница, ед.изм/%

Название модели DVC 560-P (3Ph/400V) DVC 560-P (3Ph/400V)

Рабочая точка - 8000 8000

расход, м3/ч

Рабочая точка - 375 234 141/37,6

давление, Па

Потребляемая 1932,1 1524,4 407,7/21,1

мощность N Вт

SFP, Вт/м3/ч 0,2415 0,1906 0,0509/21,1

Стоимость, € 5109 5109 —

Таким образом, при односменной и 5ти дневной в неделю работе системы вентиляции, экономия потребленной электрической энергии в год составит Э = 407,7 Вт • 8ч • 244 раб. дней = 795,8 кВтч в год. При двухсменной работе эта величина будет в два раза больше.

Для потребителей электроэнергии в республике Татарстан, для 2 полугодия 2019года для мелких и средних потребителей (менее 670кВт) тариф составляет Т = 5,93руб/кВтч. Тогда снижение эксплуатационных затрат (ЭЗ) для одной системы составит: ЭЗ = Д№8-244-Т = ЭТ = 795,8 5,93=4719,3 руб/год.

Удельное снижение ЭЗШ (тыс.руб) в год на кВт исходной затрачиваемой мощности составят: ЭЗл = ЭЗШ = 4,719/1,9 = 2,5 тыс.руб / (годкВт)

9.1.3.3 Оценка экономии электроэнергии при использовании профилированных фасонных деталей

Минимальная величина ЭЗ^ по расчетам двух видов систем составила 2,5 т.р. / кВт в год при снижении потребляемой мощности на 21,1%. При расчете рассмотренных систем были использованы разработанные в работе профилированные фасонные детали в виде несимметричных тройников, внезапных расширений и вытяжных боковых отверстий и отсосов-раструбов. Вообще при конструировании систем вентиляции используется большое разноообразие фасонных элементов, многих из которых имеют большой потенциал для снижения сопротивления - острые отводы, тройники симметричные, тройники приточные, крестовины. Поэтому дальнейшее развитие работы заключается в расширении видов усовершенствованных деталей. Также, ясно, что эффект от использования профилированных фасонных деталей будет зависеть от их количества в системе, по сравнению с прямыми участками. В таблице 36 показаны данные о соотношениях потерь давления по результатам аэродинамических расчетов 9 вентиляционных систем разного рода зданий - кинотеатров, промцехов и другое (№№1-9), а также по двум примерам рассмотренным выше - В1 и В2.

Таблица 36 - Соотношения потерь давления в системах вентиляции

Проект № колво КМС ЛРтр, Па АРмс, Па Доля АРТР, % доля Лpмc, %

1 135 44,69 549,11 7,53 92,47

2 7 13,74 138,57 9,02 90,98

3 4 8,98 44,90 16,67 83,33

4 15 44,78 339,44 11,66 88,34

5 7 34,86 358,13 8,87 91,13

6 10 59,49 318,45 15,74 84,26

7 23 29,20 92,39 24,01 75,99

8 8 42,97 174,48 19,76 80,24

9 27 5,30 51,49 9,34 90,66

В1 14 23,7 278,5 7,84 92,16

В2 9 38,86 336,1 10,36 89,64

Среднее значение доли потерь давления на местных сопротивлениях в общих потерях давления в сети воздуховодов составляет 86,4% при среднем отклонении в 4,2%. Видно, что полученная доля потерь на местные сопротивления в общей величине потерь давления в воздуховодах для большинства систем имеет примерно одинаковое значение, в том числе и для выбранных, в качестве примеров в предыдущих разделах, вытяжных систем В1 и В2. Поэтому полученные по результатам их аэродинамического расчета удельные значения снижения электропотребления могут быть распространены на другие системы.

Для оценки перспектив и объемов использования профилированных фасонных деталей, приведем пример аэродинамического расчета вентиляционных систем 5х этажного офисного центра общей площадью 20 000 м2, где для вентиляции основных функциональных помещений (обслуживаемая площадь 15 000м2) используется 10 приточно-вытяжных систем разной производительности, разветвленности и протяженности с общей исходной мощностью вентиляционных агрегатов 82,4 кВт. Используя ранее найденные минимальные значения снижения потребляемой мощности в 21,1% и удельного снижения эксплуатационных затрат в 2,5 т.р./кВт в год, получаем потенциальное значение снижения потребляемой мощности на величину 18,2 кВт или 1,2Вт/м2 обслуживаемой площади до значения 67,8кВт, а снижение эксплуатационных затрат на величину в 211 т.р. в год или 14,1руб/м2 обслуживаемой площади. Также при таком существенном уменьшении необходимой мощности вентиляционных установок, становится возможным изменить их типоразмер в сторону уменьшения, что приведет к сокращению и капитальных затрат.

Проведя аэродинамический расчет указанных выше систем, с использованием данных о сопротивлении разработанных профилированных фасонных деталей, где это возможно, а также скругленных конструкций - для остальных элементов, были получены следующие величины снижения потребляемых мощностей вентиляционных агрегатов для каждой из систем (таблица 37).

Таблица 37 - Рассчитанные параметры вент. систем офисного здания

Номер системы Потребляемая мощность, кВт Экономия

Исходная система Усоверш. система % кВт

ПВ1 0,8 0,74 7,50 0,06