Научен ръководител: проф дтн Серафим Влаев

Получените резултати са обособени паралелно в същите две основни групи: разбъркващи устройства с модифицирани прави лопатки; разбъркващи устройства с модифицирани наклонени лопатки.

1. 
   Конструкции с прави лопатки
   

Като изходна конструкция, на базата на която бяха въведени измененията във формата, бе използвана турбинна бъркачка тип Ръштън (FB), която представлява плосък диск с 6 вертикално монтирани през 60° прави (плоски) лопатки.

Тъй като перфорирането, изрязването на част от ръба или огъването му не е априорно известно и в литературата и няма достатъчно систематизирана информация до какви локални хидродинамични промени ще доведат тези изменения във формата на лопатките, за обект на анализ бяха избрани следните образци разбъркващи устройства (фиг.3):

• 
  FB (от flat blades): изходен стандартен тип турбина Rushton;
  
• 
  AB (от angled blade): модифицирани прави лопатки с водещ горен ръб подвит под ъгъл 45° и 20% по голяма проектирана обща повърхност (без данни в литературата);
  
• 
  CB (от concave blade): дъгообразно огъната лопатки тип „полу-тръба“ (прототип на турбинната лопатка на Smith) (за сравнение);
  
• 
  PuB (от punched blade): симетрично щанцовани (изрязани) лопатки тип „опашка на риба“ (без данни в литературата);
  
• 
  PfB (от perforated blade): симетрично перфорирани с осем кръгли отвора лопатки (недостатъчна информация в литературата);
  
• 
  SB2 (от slotted blade with 2 slots): права лопатка със симетрично перфорирани два правоъгълни прореза (без данни в литературата);
  
• 
  SCB (от slotted concave blade): дъгообразно огъната лопатка тип „полу тръба“ с два симетрични правоъгълни прореза (без данни в литературата).
  

Фиг. 3 Общ изглед на обектите за анализ тип дискова турбина с модифицирани лопатки.

Изборът на тези модификации бе наложен, от една страна за да се намали съпротивлението на формата с цел енегоспестяване, и от друга – за да се осигури предполагаемо преразпределяне на обтичащите лопатката потоци и редуциране на разликите в налягането пред и зад лопатката, причинени от характера на вихрообразуването.

За охарактеризиране хидродинамичното поле на изложените на фиг.3 модификации бяха изпълнени следните процедури:

(1) Изготвен бе точен геометричен макет (реален и виртуален) и изчислителна 3D мрежа от клетки за CFD с общ брой крайни обеми възлизащ на 8.10⁵;

(2) Формулирани бяха транспортните уравнения в RANS моделът с използването на турбулентен модел Realizable k-ε;

(3) Зададена бе хидродинамична спецификация по геометричната структура вкл. гранични условия;

(4) Приложен бе подход за третиране на изчислителната мрежа чрез организиране на референтни рамки (MRF модел);

(5) Проведени бяха изчислителни итеративни процедури, за определяне на: полетата на скоростта и налягането за целия обем от съда, вкл. по и около разбъркващото устройство; областите по повърхността на лопатката с отрицателни градиенти на налягане; мощностните характеристики (критерий на мощността и специфична мощност); помпения капацитет на разбъркващите устройства, охарактеризиран чрез циркулационни коефициенти.

(6) В лабораторен експеримент отделно бяха определяни някои величини за валидизиране на изчислителните данни, както и за установяване на някои други показатели: критерий на мощност (експериментален), време на хомогенизация; динамични коефициенти на масообмен при аерация.

(7) Сравнена бе ефективността на различните модификации.

Тъй като валидността на RANS модела е доказана от редица автори, като особено за целите на дизайн на нови разбъркващи устройства е сочен, като най-удачният, то валидизацията в настоящата работа касае по скоро изчислителните мрежи построени с GAMBIT, а не моделите с които са извършени изчисленията. Получените данни за числото на мощността (Р_о), циркулационния коефициент (F_l) и тангенциалната деформация, бяха сравнени с наличните литературни данни за известните вече разбъркващи устройства. Например стойността Ро = 5.67 получена по изчислителен път за класическата турбина с прави лопатки FB за вода и Ро = 3.15 за CB се препокриват много добре с експерименталните литературни данни: 5.5 ± 0.5 за турбината FB и 3 ± 0.3 за турбината на Smith. Аналогично, изчислените данни за Fl = 0.86 при FB и Fl = 0.77 за CB са в унисон с литературните Fl = 0.75 ± 0.15 докладванr за турбина Rushton и Fl = 0.76 за турбината на Smith (полу-тръба). Подобно сравнение бе направено и със скоростта на деформация която за FB имаше стойност 6600s^-1 измерена по рано от Wichterle и сътр. - 7000 s^-1.

Анализа на генерираната хидродинамична информация от решенията за модифицираните плоски лопатки започна със сравняване на скоростните профили в близост до ротора (показани на фиг.4А за 600 rpm, флуид вода) и в обема на съда (фиг.4В). На диаграмата са нанесени осреднени по напречни сечения стойности на скоростта за 10 равнини разпределени по височината на съда, с начало равнината на разбъркващото устройство нагоре и със стъпка 0.05 m.

Установено е, че в зоната близо до разбъркващото устройство, пиковия диапазон варира в интервал от 2m/s (между 1,5m/s и 3,5m/s респ. за SCB и PuB). Най-ниска скорост има потокът генериран от перфорираният овален образец SCB. Максимална скорост на изхвърляне се наблюдава при щанцованите лопатки тип „опашка на риба“, където водещите горен и долен ръб са изрязани симетрично. Образците с перфорации (PfB) и наклонен горен водещ ръб (AB), демонстрират сходни скорости, надвишаващи с 1m/s скоростта на класическия вариант FB.

4 А) 4 В)

Фиг.4 Вертикално изменение на средната скорост в: А) в зоната на бъркачката, В) в зоната извън разбъркващото устройство.

В останалата част от обема, скоростта на флуида варира в рамките на 0,15 m/s, като преобладаващо максимални скорости на флуида се наблюдават отново при PuB, PfB и АВ. Класическата права лопатка FB, заема междинно положение, следвана от овалните образци.

Като следващ етап бяха изследвани два основни макро-параметъра – критерият на мощността (P_o) - за сравняване на енергоразхода и коефициентът на циркулация (F_l) - за сравнение на конвективния капацитет (помпеното действие) на различните модификации. Табл.2 и фиг.5 обединяват получените резултати. Критерият на мощност показва изменение в интервала 2.5 – 6. Очаквано, класическата турбина FB има най-голяма стойност за P_o, без това да обезпечава максимални скорости в данните по-горе. Минимален критерий на мощност се наблюдава при перфорираната овална лопатка SCB, което е в унисон със сравнително ниските средни скорости на флуида, показани при нея. Двата перфорирани варианта PfB и SB2 се характеризират с най-нисък критерий на мощност от групата на правите лопатки. Циркулационните коефициенти варират в тесен интервал. Резултатите сочат, че загубите на полезна мощност, могат да се редуцират с изменение във формата на лопатките, така че да се обезпечи същата динамика на флуида в обема на съда, като при това намаляването на хидравличните загуби води до енергоспестяване. Демонстрирано е близо 35% икономисване на енергията спрямо конвенционалния тип, при относително запазени циркулационни коефициенти. Липсата на съществени различия по отношение на F_l гарантира, че ниския енергоразход, не е за сметка на конвективния капацитет/изпомпващата способност на разгледаните модификации.


Фиг.5 Разпределение на P_o и F_l по конструктивни модификации на правата лопатка.

Таблица 2 Стойности на критерия на мощност и коефициент на

За да се изясни хидродинамичната природа на този ефект, по нататък в труда бе направено локално изследване на налягането от задната страна на лопатките при различните модификации. За еднозначност бе използван безизмерния коефициент на налягане C_p, дефиниран от изразa:, където Δp е разликата между локалното статично налягане по повърхността на лопатката и референтното нулево налягане в близост до оста на диска. Относителната скорост между лопатките и флуида е приравнена на периферната скорост на въртене.

Резултатите за различните конструктивни модификации са представени с контурни диаграми на фиг.6. Демонстрирана е една благоприятна тенденция на намаляване до изчезване на черните зони (съответстващи на най-ниски коефициенти на налягане), което може да се разгледа като резултат от въведените модификации във формата, а именно перфорации, прорези или огъвания. Например, там където при FB се наблюдава най-широка зона на ниско налягане, при PuB този участък е щанцован. При SB2 и AB зони с коефициенти на налягане в интервала (-1,64 до -1,13) почти липсват. Ефекта на перфорациите е още по добре изразен при образеца PfB, където екстремалния диапазон от стойности не се наблюдава. Последните две хидро-обтекаеми форми (CB и SCB) са с положителни градиенти на налягане върху сянката, като ефекта на перфорациите при SCB е запазен

Фиг. 6 Разпределение на контурите на коефициентите на налягане от задната страна на лопатката

Ефектът може да се демонстрира и в три-измерно изображение, например при сравнението на повърхнините с еднакви под-налягания при FB и AB (фиг.7).

Фиг. 7 Изо-повърхнини за -10 кPa, -7 kPa -5 kPa от задната страна на лопатките при FB и AB.

На фиг.7, ефектът от огъване на горния водещ ръб изменя формата на полето на налягането, така че изо-повърхнините му са с видимо редуцирана форма и различно разпределение.

По-нататък в изследването бе анализирана друга важна за разбъркването хидродинамична величина – скоростта на тангенциална деформация. На фиг.8 е изобразена средната скорост на срязване в обема с отдалечаване от разбъркващото устройство.

Предвид деформационния тип на всички разбъркващи устройства анализирани в тази група, средните стойности на скоростта на срязване в обема на съда са близки и варират е интервала (11 - 33) 1/s. Конвенционалния тип устройство демонстрира маргинален превес в средната 1/3 от обема в съда. В останалите 2/3 от обема, стойностите при FB се изравняват с тези на останалите разбъркващи устройства.

Фиг.8 Средна скорост на тангенциална деформация в обема на флуида.

Данните сочат, че внесените модификации не влияят съществено в макро-аспект извън централната зона на разбъркване върху скоростта на срязваща деформация. Влиянието им обаче на ниво на микро-смесване може да се види в следващата таблица 3, която съдържа средно-интегрални скорости на срязване и съответно за вътрешния /inner/ обем на разбъркващото устройство и за външния обем на флуида /bulk/.

Таблица 3 Средни скорости на тангенциална деформация

разбъркващо устройство	, s-1	, s-1
FB	368	21
AB	348	20
CB	213	18
PuB	327	21
PfB	389	19
SB2	453	18
SCB	266	17

Скоростта на срязване отнесена към мощността за единица обем, би могла да послужи като оценка за енергийната ефективност на модификациите, по отношение на деформационните им свойства, т.е. каква деформация се получава за единица заложена мощност. Таблица 4 съдържа мощност e_v за единица обем и отнесените към нея средно-интегрални стойности на тангенциалната деформация за зоната около бъркачките и в останалия обем .

разбъркващо устройство	Мощност за единица обем ev., Wdm-3	J-1dm3	J-1dm3
FB	4.71	78.1	4.45
AB	3.50	99.4	5.71
CB	2.62	81.3	6.87
PuB	4.17	78.4	5.03
PfB	2.94	122	6.46
SB2	2.92	155	6.16
SCB	2.19	121	7.76

Разглеждайки резултатите, най-висока енергийна ефективност във вътрешния обем съответно 121(SCB), 122(PfB) и 155(SB2) J^-1dm³ се наблюдава при трите перфорирани образци. Ефективността в зоната на външния обем спрямо тази на класическата турбина с прави лопатки FB също е значително повишена (близо 30% при SB2 и PfB), като максимална стойност тя регистрира при перфорираната хидро-обтекаема турбина SCB (42% по голяма ефективност спрямо FB). Турбината без перфорации с огънат горен ръб AB показва междинни стойности.

При работа в турбулентни условия, удобна хидродинамична величина, имаща отношение към процесите на разбъркване е турбулентната кинетична енергия k, която средствата на CFD-методиката позволяват да бъде анализирана. Дефинирана за единица маса:

, m²s^-2, (7)

Известно е, че максимална турбулентна кинетична енергия имат потоците влизащи в непосредствен контакт с разбъркващото устройство. Там в зависимост от направлението, което те предават на потока, зоните с висока турбулентна кинетична енергия се насочват в радиална или осева посока и бързо дисипират. До толкова до колкото интензивността на ротиращите течения са пряко зависими от турбулентната кинетична енергия, тя би могла да послужи, като сравнителен критерий за хидродинамична оценка на разглежданите в настоящия труд модификации на рабъркващи устройства.

На графиката (фиг.9) в зоната на лопатките, максимални стойности на k отбелязват класическия вариант FB и щанцованите лопатки PuB. Като цяло вариационния интервал за k е в рамките на 0,2 m²/s². В зоната извън разбъркващото устройство (фиг. 10) на диаграмата ясно се групират перфорираните и неперфорираните модификации. Изглежда, че перфорациите не водят до промяна (повишаване) на турбулентната кинетична енергия, но не водят и до значимо понижаване. Също така е възможно, причината за характера на тези резултати да се дължи на RANS моделът, който разглежда всички ротационни структури като изотропни.

Фиг.9 Турбулентна кинетична енергия в зоната на лопатките.

Фиг.10 Турбулентна кинетична енергия в обема на флуида.

С цел валидизиране на изчислителните данни, лабораторно изследване на характеристиките за мощност и деформация, както и за определяне на някои масообменни характеристики, като масообменни коефициенти, образците SB2, PfB и PuВ, показали най-добри резултати от числения експеримент CFD, бяха дадени за реална изработка.

Фиг.11 съпоставя мощностната характеристика (P_o/Re) на изследваните бъркачки получена по експериментален и изчислителен път. Отчетено е добро съвпадение (предвид грешка от порядъка на 5% при лабораторния експеримент) между предсказаните чрез CFD числа на мощността и лабораторно намерените такива.

Фиг.11 Лабораторни и изчислителни критерии на мощност при различен режим на потока

Тенденцията на енергоспестяване се запазва – перфорациите (при PfB и SB2) значително намаляват високото енергийното потребление характерно за класическата турбина (FB) с прави лопатки, което ги прави енерго-спестяващи устройства. Спрямо FB, за лопатките PfB и SB2 е отчетена около 37%, а за лопатките PuB - около 10% по-ниска стойност на безизмерна мощност, в съчетание със запазени и в някои случаи подобрени хидродинамични показатели.

Лабораторните изследвания включваха определяне на времето за хомогенизация. Както обаче се очакваше, поради близките циркулационни коефициенти, особени различия не бяха установени. Модификациите демонстрират приблизително еднаква бързина с която хомогенизират системата в сравнение с класическия образец. Този факт е благоприятен, предвид ниското енергийно потребление и показва по-ефективно оползотворяване на вложената мощност.

Финалния етап от изследването на турбините с прави лопатки бе тестването им в двуфазна система вода-въздух с цел определяне и сравнителна оценка на масообменните коефициенти, характерни за различните модификации. Средна грешка при определянето на този параметър бе 8,5%. Резултата е онагледен на фиг.12, на която обемният коефициент на масопренасяне газ-течност, K_La, е корелиран със специфичната мощност Р/V. Конвенционалния образец отчита най-ниски стойности на масообмения коефициент, при това при най-голяма консумирана специфична мощност. Известно подобрение се наблюдава при модификацията с изрязани горни ръбове PuB. Най-високи масообменни коефициенти при значително по-малък енергоразход се наблюдава при перфорираните модификации PfB и SB2. Данните са в потвърждение на заложената идея за намаляване кавитачния ефект наблюдаван при FB, чрез въвеждане на перфорации, който да променят характера на потока около лопатката с цел редукция на зоните с ниски налягания, както и предотвратяване задавянето на турбината с газови възглавници.

Фиг.12 Съпоставка между масообменните коефициенти и специфичната мощност.

В резюме за прави лопатки: разкрити са различията в хидродинамичното поле породени от малки изменения в геометрията на разбъркващи устройства с прави лопатки. Енергийните изисквания, помпеният ефект, срязващата деформация и турбулентната кинетична енергия са определени и сравнени. Данните са валидизирани лабораторно, чрез измерване критерия на мощност и скоростта на срязване. Открити са доказателства в полза на подобряването на работните характеристики на перфорираните разбъркващи устройства. От изследваните седем модификации със сходен циркулационен коефициент, перфорираните от тях демонстрират 35% по ниска консумирана мощност и 20% по-висока скорост на деформация спрямо класическата турбина с прави лопатки Открита е корелация между подобренията в работните характеристики и разпределението на налягането от задната страна на лопатката в посока намаляване зоните с локално ниско налягане. Ефекта е потвърден с лабораторно установен по-ефективен масообмен при понижен енергоразход.