Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса, цель и задачи исследования 10
1.1. Современное состояние разработок по расширению рабочей зоны осевых вентиляторов 10
1.2. Цель и задачи исследования 18
2. Опытные установки и методика экспершшнтальных исследовании 21
2.1. Краткая характеристика испытательных стендов и опытных установок 21
2.2. Методика экспериментов . 23
2.3. Датчики давления 25
2.4. Методика исследования обтекания перфорированных лопаток осевых вентиляторов с помощью математического моделирования с применением ЭГДА 28
3. Исследование аэродинамики моделей шахтных осевых вентиляторов с перфорированными лопатками РК 40
3.1. Общие представления об обтекании профилей лопаток на закритических утлах атаки 40
3.2. Результаты экспериментальных исследований некоторых известных противосрывных устройств 50
3.3. Результаты экспериментальных исследований обтекания перфорированных лопаток РК на установке ЭГЛА 53
3.4. Результаты экспериментальных исследований моделей одно- и двухступенчатого осевых вентиляторов и EBB с перфорированными лопатками РК .63
3.5. Исследование влияния перфорации лопаток РК на амплитудно-частотный спектр статического давления 82
4. Исследование влияния цилиндрических колец на аэро динамические характеристики моделей шахтных осевых вентиляторов 101
4.1. Теоретические и экспериментальные предпосылки по применению цилиндрических колец для улучшения условий устойчивости работы осевых вентиляторов 101
4.2. Результаты экспериментальных исследований влияния цилиндрических колец на аэродинамические характеристики моделей осевых вентиляторов 105
4.3. Исследование влияния цилиндрических колец на амплитудно-частотный спектр статического давления 115
5. Исследование аэродинамики моделей осевых вентиляторов с перфорированными лопатками рк и цилиндрическими кольцами 126
5.1. Результаты экспериментальных исследований влияния перфорации лопаток РК и цилиндрических колец на аэродинамические характеристики осевых вентиляторов 126
5.2. Влияние противосрывных устройств на амплитудно- частотный спектр статического давления 142
5.3. Влияние противосрывных устройств на уровни шума и на эффективность реверсирования модели ВВВ 149
6. Результаты промышленных аэродинамических исштании и практическая реализация работы 156
6.1. Особенности эксплуатации В0Д-ІІ на шахте 1ё I СУ Жинвали ГЭС 156
6.2. Краткая характеристика промышленной установки 157
6.3. Результаты аэродинамических испытаний промышленной установки В0Д-ІІ 159
Заключение 168
Литература
Приложение
- Методика исследования обтекания перфорированных лопаток осевых вентиляторов с помощью математического моделирования с применением ЭГДА
- Результаты экспериментальных исследований обтекания перфорированных лопаток РК на установке ЭГЛА
- Исследование влияния цилиндрических колец на амплитудно-частотный спектр статического давления
- Влияние противосрывных устройств на амплитудно- частотный спектр статического давления
Введение к работе
В материалах ХХУІ съезда КПСС, касающихся основных направлений экономического и социального развития СССР на 1981-1985 годы и на период до 1990 года, в разделе "Развитие промышленности", ставится задача к 1985 году добыть до 770-800 млн. тонн угля. Для решения поставленной задачи наряду с другими мероприятиями предлагается увеличить производственные мощности угольного машиностроения с целью полного удовлетворения потребности народного хозяйства в надежном и высокопроизводительном горношахтном оборудовании с одновременным улучшением условий труда и техники безопасности.
Важнейшим направлением технического прогресса в горнорудной промышленности является дальнейшее повышение надежности, срока службы и экономической эффективности шахтных вентиляторов главного проветривания. Проблема существенного улучшения аэродинамических характеристик осевых вентиляторов в настоящее время становится актуальной в связи с тем, что повышается глубина разработки полезных ископаемых, увеличивается суточная добыча из забоев и др. Кроме того, на рудниках и шахтах нередко применяется последовательное и параллельное включение вентиляторов.
Вентиляторы осевые и центробежные широко применяются во многих областях народного хозяйства, нередко являются необходимой частью технологического процесса. Укажем, что до 10$ вырабатываемой в СССР электроэнергии затрачивается на их привод /I/.
Ввиду особенностей, которыми характеризуется работа горнорудных предприятий, рабочие режимы установленных на шахтах и рудниках вентиляторов являются переменными. В связи с этим редко удается обеспечить работу вентиляторов в области максимума кривой к.п.д. и, следовательно, их высокие аэродинамические показатели используются далеко не полностью.
В настоящее время аэродинамические показатели новейших вентиляторов близки к практически достижимому максимуму. Кроме того, в связи с разработкой систем автоматического управления проветриванием шахт и рудников, особую важность приобретают вопросы устойчивости работы вентиляторов главного проветривания.
В XI пятилетке предусмотрен дальнейший прогресс по усовершенствованию шахтных вентиляторов. Это очень важно для повышения безопасности ведения добычных работ и снижения энергетических затрат на проветривание шахт.
Действительно, для различных типоразмеров вентиляторов, потребляющих в год 5-40 млн. квт. час на одну установку /2/, главным показателем эффективности является средневзвешенный к.п.д. Он определяется по ГОСТ 11004-75 и характеризует экономичность работы вентиляторов в наиболее вероятной области их эксплуатации. Для вентиляторов, запущенных в серию в годы X пятилетки, средневзвешенный к.п.д. на 6-8$ выше, чем у вентиляторов, выпущенных в 1960-70 гг.
Известно, что в некоторых случаях неправильный выбор вентиляторов становится причиной их эксплуатации на предельных или малоэффективных режимах.
В случае же неожиданного (непроизвольного) изменения условий проветривания создаются предпосылки для перехода рабочего режима в неустойчивую область и, следовательно, работы вентилятора в помпажном, либо срывном режиме. В подобных случаях должна срабатывать система регулирования проветриванием шахт. Кроме того, для исключения перехода режимной точки в область неустойчивых режимов, становится необходимой применение противосрывных устройств в осевых вентиляторах /2/.
Вопросами уменьшения или полного устранения неустойчивого участка на кривых давлений осевых турбомашин и, соответственно, расширения их рабочей зоны в течении ряда лет занимались и занимаются такие ведущие институты в области аэродинамики турбомашин, как ДАТИ, ЦИАМ, ВНИИГМ им. М.М.Федорова, ДОНГИ-ПРОУГЛШАШ, ИШ АН Грузинской ССР, Новочеркасский политехнический институт им. С.Орджоникидзе и др. Большие исследования проведены в этом направлении и за рубежом - в США, ФРГ, Франции, Японии, Польше, ЧССР и др.
В связи с вышеизложенным, обеспечение устойчивости работы осевых вентиляторов является актуальной задачей современного вентиляторостроения.
Цель диссертационной работы. Исследование и разработка аэродинамической схемы шахтного осевого вентилятора с перфорированными лопатками РК и противосрывными кольцами с целью повышения эффективности их работы.
Идея работы. Расширение рабочей зоны осевых вентиляторов, оснащенных перфорированными лопатками рабочего колеса (РК) и противосрывными кольцами, за счет выбора оптимальных параметров перфорации и колец.
Методы исследований. Использовались метод электрогидродана-мической аналогии (ЭГДА) для установления характера обтекания одиночных и решеток профилей, а также экспериментальные аэродинамические исследования противосрывных устройств на моделях и промышленных установках осевых вентиляторов.
Основные положения, защищаемые в работе включают: разработку противосрывных средств, обеспечивающих расширение рабочей зоны осевых вентиляторов всех типов, а в ряде случаев - полное устранение впадины и обратного склона на их напорных характеристиках;
определение методом ЭГДА и лабораторных аэродинамических экспериментов оптимальных параметров противосрывного устройства;
амплитудно-частотный анализ характера течения воздушного потока в межлопаточном канале осевых вентиляторов различных типов при использовании противосрывного устройства;
рекомендации по практическому применению противосрывных устройств в шахтных осевых вентиляторах.
Научная новизна работы заключается в следующем:
- показано, что применение метода ЭГДА. является эффективным средством для изучения характера обтекания перфорированных профилей лопаток РК бесциркуляционным потоком при закритических углах атаки;
- выявлены особенности вращающегося срыва вентилятора встречного вращения (ВВВ), заключающиеся в качественном отличии физических процессов, происходящих в ВВВ и обычных осевых вентиляторах при обтекании лопаток РК на закритических углаха атаки;
- установлены закономерности влияния геометрических параметров перфорации лопаток РК и цилиндрических колец на характер их обтекания воздушным потоком при закритических углах атаки;
- получены напорные характеристики ВВВ без обратного склона и впадины и расширены рабочие зоны одно- и двухступенчатых осевых вентиляторов.
Достоверность научных положений, выводов и рекомендаций, сформулированных в диссертационной работе, обоснована применением для исследований апробированных положений теории ЭГДА, проведением специальных аэродинамических испытаний осевых вентиляторов на стендах и в промышленных условиях с использованием современной измерительно-регистрирующей аппаратуры, сходимостью результатов теоретических и экспериментальных исследований.
Практическая ценность. Разработаны осевые вентиляторы с противосрывным устройством (а.с, GCCP & 568748, а.с. СССР В 802623). Определены рациональные параметры перфорации лопаток РК и цилиндрических колец. Полученные напорные характеристики ВВВ исключают все ограничения по устойчивости, вводимые ГОСТ 11004-75, вследствие чего верхняя граница их рабочей зоны будет ограничиваться только величиной минимально допустимого к.п.д.
Реализация работы. Результаты исследований внедрены на вентиляторной установке В0Д-ІІ шахты № I СУ Жинвали ГЭС с экономическим эффектом 28794 рублей.
Результаты диссертационной работы будут использованы ЕНИЖМ им. М.М.Федорова при выполнении поисковой темы 0740206000 по созданию новых шахтных вентиляторных установок главного проветривания в части разработки способов и средств повышения устойчивой работы шахтных осевых вентиляторов.
Апробация работы. Основные положения диссертационной работы и ее отдельные разделы были доложены и одобрены на научном семинаре ХХУП научно-технической конференции профессорско-преподавательского состава Новочеркасского ордена Трудового Красного Знамени политехнического института им. Серго Орджоникидзе (г. Новочеркасск, 1979 г.), П Республиканской научно-технической конференции молодежи "Проблемы наук о земле" (г.Тбилиси, 1980 г.), Ш Республиканской научно-технической конференции молодежи "Совершенствование технологии и механизации добычи полезных ископаемых" (г. Тбилиси, 1982 г.), объединенном семинаре лабораторий рудничной гидроаэромеханики и динамики бурильных машин и установок, горной теплофизики, канатных дорог, горных машин, гидротранспорта и гидромеханизации, рудничной газодинамики ИГМ АН ГССР (г.Тбилиси, 1984 г.), объединенном научно-техническом семинаре секции "Турбомашини" ВНИИГМ им. М.М.Федорова (г.Донецк, 1984 г.), техническом совещании отдела шахтных вентиляторов института ДОНГИПРОУГЛЕМАШ (г. Донецк, 1984 г.).
Публикация. По результатам выполненных исследований опубликовано 7 печатных работ, получены 2 авторских свидетельства на изобретение.
Объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, шести глав, заключения, изложенных на 179 страницах машинописного текста, содержит 3 таблицы и 79 рисунков, список использованной литературы из 80 наименований и приложения на 6 страницах.
Диссертационная работа выполнялась в соответствии с планом ИГМ АН ГССР им. Г.А.Цулукидзе по темам 213а. 254а, 251 за 1975 - 1982 гг., государственные В регистрации 73019668, 79009861, 0І82008394І, соответственно.
Методика исследования обтекания перфорированных лопаток осевых вентиляторов с помощью математического моделирования с применением ЭГДА
Для изучения характера обтекания одиночных профилей или плоских решеток профилей был применен метод математического моделирования с применением ЭГДА, моделирующей процесс на электропроводящей бумаге.
По сравнению с другими видами моделирования (моделирование в электролитической ванне, на электрической сетке, методы магнитодинамической и гидродинамической аналогии), метод моделирования на электропроводящей бумаге является наиболее простым и наглядным.
Как известно, задачи обтекания одиночного профиля или решеток профилей являются пространственными и только натурные аэродинамические эксперименты позволят составить более полное представление о характере процесса, происходящего в межлопаточном пространстве.
Основным допущением, которое может внести существенное искажение при электрическом моделировании, является то, что рассматривается плоская задача вместо пространственной. При этом решетка рассматривается как неподвижная, а поток жидкости считается идеальным. Однако, многочисленные сопоставления картин обтекания профилей лопаток, полученные с помощью аэродинамического эксперимента и метода электромоделирования обуславливают возможность и целесообразность использования в ряде случаев метода ЭГДА.
Чем обосновано применение метода ЭГДА? Для изучения обтекания перфорированных лопаток с целью определения их оптимальных геометрических параметров, пришлось бы проводить многочисленные, трудоемкие натурные эксперименты, так как механизм их обтекания вследствие его большой сложности, как будет показано ниже, недоступен чисто теоретическому исследованию. Следовательно, применение электромоделирования может значительно облегчить решение поставленной задачи, а именно, найти такие параметры перфорированных лопаток (место расположения, количество , диаметр и наклон отверстий), которые обеспечили бы затягивание срыва потока с профилей лопаток при закритических углах атаки с сохранением высокого к.п.д.
Вышеотмеченное дает нам основание использовать метод элект ромоделирования на токопроводящей бумаге для изучения характера обтекания перфорированных лопаток. Вместе с тем надо отметить, что при этом методе можно получить не только качественную картину о влиянии перфорации вдоль хорды лопатки на поток воздуха при разных углах атаки, но и приближенную количественную оценку явления, которая далее будет уточнена натурными аэродинамическими экспериментами. Что касается взаимного влияния перфорации вдоль длины лопатки, то его можно определить также только с помощью аэродинамических экспериментов.
Вопросы, связанные с применением ЭГДА для изучения обтекания крыловидного профиля, рассмотрены в ряде работ /58,59,60/. Поэтому здесь коротко рассмотрим теоретические основы ЭГДА применительно к изучению обтекания перфорированных профилей лопаток на больших углах атаки.
Течение жидкости и электрического тока подчиняются одному и тому же дифференциальному уравнению Лапласа /60/ При изучении того или иного конкретного физического явления функция у в уравнении (2.2) будет изменять только свой физический смысл. В частности, подставляя потенциал электрического поля ц вместо V , получим уравнение потенциала электрического ПОЛЯ Для потенциала скорости уравнение Лапласа где LP - потенциал скорости жидкости. Уравнение Лапласа для функции электрического тока имеет где \Х/ - функция электрического тока. Аналогичное уравнение для функции тока течения жидкости где U/ - функция линии тока жидкости. Как известно линия, вдоль которой потенциал скорости if сохраняет постоянное значение ( \ - ODffio ), называется эквипотенциальной линией. Аналогично, линия, вдоль которой функция U/ = СОПЬЬ , называется линией тока. Эквипотенциальные линии и линии тока в неособых точках поля пересекаются под прямым углом, образуя тем самым ортогональную сетку. На той части границы области, где Lp = ООП tit , линии тока \l) подходят ортогонально, т.е. функция "Ш в направлении, нормальном к эквипотенндалъным линиям, будет сох-ранять постоянное значение, так что У = 0. Исходя из вышеизложенного, получаем, что граничное условие ф= const может быть заменено эквивалетным ему условием = 0. Аналогично, граничное условие Ш = ООп ь м0-жет быть заменено граничным условием При электрическом моделировании различают два вида аналогий: аналогия А и аналогия В /60/. При аналогии А, линии равного потенциала скорости LP соответствуют линиям равного потенциала электрического поля (J а линии тока жидкости Ц] соответствуют силовым линиям электрического поля IX/ . В данном случае обтекаемый контур должен быть выполнен из диэлектрика.
Результаты экспериментальных исследований обтекания перфорированных лопаток РК на установке ЭГЛА
На электропроводной бумаге моделировались обтекание одиночного профиля и решетки профилей подели осевого вентилятоpa K-84 согласно методике, изложенной в 2.4. Длина хорды лопатки х = 120 мм, относительная толщина профиля С =0,12, положение максимальной толщины вдоль хорды 5Сс =0,26, шаг решетки і = 112 мм. На рис. 3.8, а показана картина обтекания одиночного профиля при угле установки лопатки У = 35 (при этом угол атаки о\= 22-23), полученная при электромоделировании, а на рис. 3.8,6 дается график распределения скоростей потока вблизи ее выпуклой и вогнутой поверхностей, вычисленной по формуле (2.4). Как видно из рис. 3.8,а, картина обтекания профиля лопатки, полученная с помощью электромоделирования, идентична картине, которая наблюдается в реальных условиях (рис. 3.2,а).
На выпуклой поверхности лопатки скорость движения потока по направлению к задней острой кромке постепенно уменьшается и становится равной нулю на расстоянии 0,15 о от задней кромки профиля. Следовательно, в данной точке имеет место отрыв потока. С вогнутой поверхности лопатки линий тока, находящиеся в непосредственной близости от поверхности профиля, огибают заднюю острую кромку.
Следует отметить, что скорость потока на большей части профиля распределена таким образом, что она значительно больше на выпуклой поверхности лопатки, чем на вогнутой. Скорости на выпуклой и вогнутой поверхностях становятся равными приблизительно на расстоянии 0,34 ъ от задней кромки лопатки. На рис. 3.9,а - 3.13,а даны картины обтекания одиночных перфорированных лопаток, а на рис. 3.9,6 - 3.13,6 - графики распределения соответствующих скоростей потока вокруг профи ля лопаток.
Очевидно, что основным критерием оценки эффективности параметров перфорации является степень смещения точки отрыва потока в сторону задней кромки лопатки. При моделировании обтекания профилей перфорированных лопаток определялось влияние следуїсщих параметров: диаметра отверстий d , угла наклона относительно хорды профиля о , места расположения, количества отверстий по длине хорды.
При наличии отверстий в передней части профиля с диаметрами 5 мм и 6 мм (рис. 3.9,а и 3.10,а) и их наклоне относительно хорды профиля на 17 и 20 соответственно, получаем почти одни и те же результаты. В частности, точка отрыва по сравнению со сплошным профилем перемещается ближе к задней кромке (здесь точка отрыва расположена на расстоянии 0,115 от задней кромки). Из рис. З.П,а видно, что при диаметре отверстий 3 мм картина обтекания профиля почти не изменяется по сравнению со сплошным профилем.
При расположении отверстий вблизи задней кромки (рис. 3.12,а) наблюдается некоторая перестройка потока вокруг профиля лопатки, точка срыва смещается в сторону задней кромки и находится от него на расстоянии 0,107о. При наличии отверстий в передней и задней частях профиля (рис. 3.13,а) получаем относительно лучшую картину по сравнению о предыдущими случаями с точки зрения плавности обтекания профиля бесциркуляционным потоком.
Как видно из рис. 3.9,6 - 3.13,6, в местах выхода отверстий на выпуклой поверхности профиля наблюдается увеличение скорости потока, что в свою очередь должно способствовать безотрывному обтеканию лопаток на больших углах атаки.
Исследование влияния цилиндрических колец на амплитудно-частотный спектр статического давления
Получение наилучших результатов при применении двух концентрично расположенных колец в случае ВВБ объясняется тем, что форма их напорных характеристик, как отмечалось выше, с точки зрения устойчивости значительно лучше по сравнению с напорными характеристиками обычных осевых вентиляторов. Рассмотрение характеристик (рисунки 4.7, 4.8, 4.9) для всех моделей указанных осевых вентиляторов позволяет отметить закономерность уменьшения максимума давления на кривых напорных характеристик. Из приведенных экспериментальных материалов также видно, что рассмотренные приспособления на моделях ВВВ дают сравнительно лучшие результаты, чем в одноступенчатых и двухступенчатых вентиляторах. Однако, во всех случаях применение только колец с целью устранения неустойчивого участка на кривой давления вентиляторов недостаточно. Представляет интерес оценка влияния щшшдрических колец, концентрично расположенных относительно оси вентилятора, на величину аэродинамического сопротивления в месте их установления. С этой целью известным путем вычислим аэродинамическое сопротивление входной части Ко вентилятора на ширину устанавливаемых колец.
Далее уменьшение проходного сечения определяется величиной суммарной тороидальной площади двух колец. Согласно известной формуле где of, - коэффициент аэродинамического сопротивления, L - ширина каждого кольца, м; для модели К - 84 с = 0,6 м, L = 0,13 м; Р - периметр проточного сечения, м; в нашем случае Р= ТтЗЗ+ Псд , где Ї) И а диаметры кожуха и втулки соответственно; о0- площадь проточной части УГ; Толщина цилиндрических колец С - 0,002 м остается постоянным для любого Т\ . где С - площадь проточной части с злетом колец, УГ; д5 - суммарная площадь обеих колец, м ; где ch Ог - наружные диаметры щлиндрических колец; для данной установки Q. = 0,57 м, С1г = 0,51 м. Учитывая (4.1) и (4.2), получим RD = 0,016796 Нсек М" Kj = 0,01778 НсекМ . Следовательно, увеличение аэродинамического сопротивления для 5D = 0,6 м составляет Аналогичные расчеты были проведены для осевых вентиляторов, выполненных по схеме К-84 с диаметрами 1,1 м, 1,6 м, 2,1 м,и 3 м. Результаты этих расчетов показаны на рис. 4.10. Сог ласно этому графику, по мере увеличения диаметра вентилятора влияние цилиндрических колец на аэродинамическое сопротивление в % убывает гиперболически. Можно предположить, что по мере увеличение диаметра вентилятора отрицательное влияние колец (уменьшение к.п.д., уменьшение полного давления) постепенно нивелируются. Рассмотрим по отдельности для каждого из моделей осевых вентиляторов амплитудно-частотный спектр статического давления при наличии установленных перед РК цилиндрических колец. При испытании одноступенчатого вентилятора, выполненного по схеме К+СА с утлом установки лопаток РК Ук= 40, 9 q= 82, в режимной точке j\ (рис. 4.7) как со стороны входа, так и со стороны выхода, осциллограммы колебания давления (рис. 4.II, а) мало отличается от осциллограмм, которые были получены при начальной схеме, т.е. без цилиндрических колец (рис. 3.29, а). При переходе в неустойчивую зону напорной характеристики (рис. 4.7, режимная точка В ), осциллограммы колебания статического давления имеют вид, показанный на рис. 4.11,6,
Как видно из осциллограмм, частота вращающегося срыва уменьшается с 10,5 Гц, до 9,6 Гц, т.е. на 9%, а их амплитуды в сечениях 1-І и II-II, с 100 Па до 40 Па и с 180 Па до 90 Па, соответственно. Резко уменьшается также амплитуда давления в зоне срыва потока. В частности, в сечении 1-І они уменьшаются с 600 Па до НО Па, т.е. более чем на 80%, а со стороны нагнетания с 250 Па до 130 Па, т.е. более чем на 40%. Таким образом, с использова ванием цилиндрических колец при одноступенчатой схеме уменьшаются как частота, так и амплитуда вращающегося срыва, в особенности последняя. Отмеченное подтверждается осциллограммой изменения статического давления в зависимости от изменения сопротивления внешней сети (рис. 4.12). Как видно из него, пульсации статического давления существенно уменьшаются в области неустойчивого участка. Рассмотрим осциллограммы колебания статического давления, полученные при испытании модели двухступенчатого вентилятора, с углом установки лопаток РК bK = 40, Ucfl= 82 (рис, 4.13, а). На устойчивой ветви напорной характеристики, в режимной точке А (рис. 4.8), амплитуды низкочастотных колебаний почти такие же, как и при начальной схеме, т.е. без установки колец (рис. 3.33, а). В сечении II-II амплитуды указанных колебаний уменьшаются с 280 Па до 180 Па, т.е. на 35%. Амплитуды высокочастотных компонент, как и в предыдущих случаях, сильно искажены. На неустойчивой ветви напорной характеристики амплитуда вращающегося срыва уменьшается в сечении 1-І с 200 Па до 100 Па, а в сечении II-II с 335 Па до 200 Па (рис. 4.13, б). Частота вращающегося срыва практически не изменилась (11,7 Гц). Амплитуда давления в зоне срыва потока, частота которой совпадает с частотой вращающегося срыва, со стороны всасывания уменьшается с 450 Па до 320 Па, т.е. примерно на 30%, а со стороны нагнетания с 460 Па до 400 Па, т.е. на 13%. Сравнительно лучше также форма осциллограммы изменения статического давления при дросселировании сети (рис. 4.14). На нем величина угла наклона обратного склона и глубина впадины заметно уменьшаются. При испытании ВЕВ были получены следующие результаты (рис.
Влияние противосрывных устройств на амплитудно- частотный спектр статического давления
Ввиду того, что форма кривой давления при QK = 35 более благоприятна, чем при ик = 40, то на осциллограмме статического давления (рис. 5.15) обратный склон и впадина почти отсутствуют. При двухступенчатой схеме были получены следующие результаты. На устойчивой ветви напорной характеристики (рис. 5.3, точка Я ) амплитуды низкочастотной компоненты в сечении 1-І и II-II уменьшаются до 20 Па, т.е. на 50% и до 130 Па, т.е. на 53$ (рис. 5.16, а), соответственно. При переходе режима работы вентилятора в неустойчивую зону (рис. 5.16, б) уменьшаются как частота (с 11,8 до 10 Гц), так и, в особенности амплитуда вращающегося срыва /77/. В частности, амплитуда вращающегося срыва со стороны всасывания уменьшается с 200 Па до ПО Па, т.е. на 45$, а со стороны нагнетания - с 335 Па до 235 Па, т.е. на 30$. Уменьшается также амплитуда давления в зоне срыва потока. В сечении 1-І она составляет 200 Па, т.е. уменьшается на 55$, а в сечении II-II -360 Па, т.е. на 22$. На осциллограмме изменения статического давления путем дросселирования (рис. 5.17) можно проследить за переходом режима работы в область неустойчивого участка. Если сравнить осциллограмму рис. 5.17 с осциллограммой рис. 3.34, то можно обнаружить как качественное, так и количественные изменения при наличии противосрывных приспособлений. Во первых, крутизна обратного склона в случае рис. 5.17 меньше. Во вторых, если при обычной схеме (рис. 3.34) можно заметить так называемые "биения" статического давления, т.е. рез кое проявление срыва потока с лопаток РК, то при наличии про-тивосрывных устройств упосянутые "биения" существенно сглажн-ваются. Рассмотрім теперь результаты экспериментальных исследований, полученные на ВЕВ с углом установки Ци /Цкг = 40/25 /80/. На устойчивой ветви напорной характеристики (рис. 5.6, точка м ) в сечении 1-І, амплитуда низкочатотной компоненты давления (рис. 5.18, а) уменьшается с 40 Па до 10 Па, т.е. на 75%, а в сечешш ІІ-ІІ с 200 Па до 170 Па, т.е. на 15%, В режимной точке
В (рис. 5.6) напорной характеристики осциллограммы колебания статического давления имеют следующий вид (рис. 5.18, б). Частота срыва потока уменьшается 11,8 Гц до 5,9 Гц, т.е. в два раза, а их амплитуды в сечешш 1-І с 180 Ш до 130 Па, т.е. на 28%, а в сечешш ІІ-ІІ - с 280 Па до 240 Па, т.е. на 14%. Здесь необходимо отметить следующее. При исследовании вращающегося срыва в осевом компрессоре Г.А.Борисов, Е.А.Локшта-нов и Д.Е. Ольштейн указывают /22/, что "отличие скорости вращения срывных зон от скорости вращения РК определяется в основном тормозящим воздействием неподвижных лопаточных венцов и участков воздушного тракта, примыкающих к лопаточным венца перед и за компрессором. Аналогичным образом можно объяснить значительное (в 2 раза) уменьшение частоты срыва потока с лопаток РК в ВВВ при одновременном применении перфорации лопаток РК и расположенных перед РК концентрических цилиндрических колец. Между тем следует отметить еще раз, что их поочередное применение в вентиляторах встречного вращения на величину час-торы практически не влияло.
Следовательно, применение комбинированного противосрывного способа изменило характер течения в моделях вентилятора встречного вращения не только количественно, но и качественно. Укажем здесь же, что уменьшение частоты вращающегося срыва в одно- и двухступенчатых вентиляторах также можно объяснить некоторым замедлением потока как перед подвижными лопаточными венцами вследствие воздействия щлиндричес-кпх колец, так и в самом межлопаточном канале из-за наличия перфорации, хотя это происходит с меньшим эффектом, чем в вентиляторах встречного вращения. На осциллограмме изменения статического давления при непрерывном дросслеировашш (рис. 5.19) практически отсутствует неустойчивый участок. Если сравнить друг с другом рис. 5.19 (ВВВ противосрывным устройство), рис. 3.38 (ВВВ со сплошными лопатками) и рпс. 3.34 (двухступенчатый вентилятор, исходная схема), то в последнем случае прослеживается наличие вращающегося срыва. При этом, судя по осциллограмме, в выходном сечении сплошность потока не нарушается. В ВВВ со сплошными лопатками после перехода в неустойчивую область наблюдаются кратковременные нарушения сплошности потока, что объясняется периодическим прывом потока с лопаток. Об этом указывают также высокочастотные составляющие статического давления. Следует здесь же указать, что работа ВВВ в неустойчивой зоне,аак и двухступенчатого вентилятора, характеризуется возникновением "биений" статического давления, но другой природы, т.е. отсутствием вращающегося срыва в чистом виде. На рпс. 5.19 также наблюдается срыв с лопаток РК при переходе режимной точки в неустойчивую область, но их амплитуда в два раза меньше, чем в предыдущем случае.
