Меню
Главная
Авторизация/Регистрация
 
Главная arrow Математика, химия, физика arrow Безмашинные методы энергоразделения газовых потоков

Система измерения и неопределенности

Во время проведения экспериментального исследования фиксировались следующие параметры: полные температуры (Г0; ТсХ) и давления 0 ’ Рс) в форкамерах 1 и 9; статическое давление потока на срезе сверхзвукового сопла; давление и температура потока перед расходомерной шайбой 7и перепад давления на ней. Зондами, закрепленными на координатных устройствах, измерялись профили полной температуры с2; Ти2) и полного давления (Рс2) в ресиверах 10 и 11. Полное давление (Рh2) на выходе из ресивера сверхзвукового канала было близко к атмосферному. Область измерения зондом Т02 находилась на выходе из ресивера 11 и составляла 20 мм в диаметре на глубине 10 мм от выходного сечения ресивера. Зонды перемещались в поперечном направлении с шагом 0,5 мм. Диаметр трубки приемника зонда составлял 1,2 мм.

Для фиксации распределения статического давления вдоль рабочей части внутреннего канала внешняя труба 5 снималась (рис. 5.1, в). В латунные секции 3 монтировалось 19 приемников давления. Одновременно тепловизором ТИегшаСАМЗООО измерялась температура внешней поверхности секций, которая предварительно покрывалась слоем = 0,1 мм черной матовой краски со степенью черноты 0,9.

Температурные измерения проводились хромель-алюмелевыми термопарами. Для дублирования показаний начальной температуры потоков в форкамерах 1 и 9 дополнительно располагались термометры сопротивления с отдельным цифровым монитором. Давление измерялось абсолютными и дифференциальными емкостными датчиками. Сбор и обработка экспериментальных данных осуществлялись с помощью современного измерительного оборудования, подключенного к высокопроизводительному ПК. Все каналы данных (кроме тепло-визионной камеры) в ходе проведения эксперимента опрашивались с частотой в 1 кГц, сигналы с датчиков давления поступали на многоканальный аналогово-цифровой преобразователь N1 USB-6255, термопары подключены к многоканальному аналогово-цифровому преобразователю N1 USB-9213.

Все используемые датчики предварительно тарировались в исследуемом диапазоне параметров. Термопары тарировались при помощи термометра сопротивления с собственной неопределенностью U = ±0,1 К в диапазоне 273—373 К; датчики давления — задатчика давления PC-6 Pro в диапазонах 0-0,1 МПа и 0,1-0,5 МПа с t/ = 0,025%; в диапазоне 0,5—1,7 МПа с использованием образцового манометра с U = 0,35%. Расходные характеристики шайб и сверхзвуковых сопел определялись по ротаметрам с рабочими диапазонами 0—30 нм3/ч и 30—90 нм3/ч с собственной неопределенностью U=± 1% каждый.

Оценка неопределенностей измеряемых и расчетных величин получена для 95%-го доверительного интервала согласно изложенному в работе [104] методу. Результаты представлены в табл. 5.1.

Таблица 5.1

Значения неопределенностей при проведении экспериментов

Измеряемая

величина

Диапазон измерения

Неопределенности

гп1п

шах

тт

тах

Измеряемые

1

т*

1 0

299 К

343 К

0,3 К

2

Т*

1 с 1

299 К

343 К

0,3 К

3

Т'с2

279,4 К

333,5 К

0,3 К

4

Т'И 2

295,3 К

346,0 К

0,3 К

5

Ла

299 К

350 К

0,3 К

6

т

1 а

288 К

298 К

0,3 К

7

т

Л н?

273,6 К

322,7 К

1 К

8

К

1,05 МПа

1,7 МПа

5,95 кПа

9

Кх

1,05 МПа

1,7 МПа

5,95 кПа

10

Кг

0,3 МПа

1,7 МПа

5,95 кПа

И

Р

10 кПа

0,25 МПа

0,104 кПа

0,5 кПа

12

ЛЛ*

14 кПа

0,15 МПа

0,16 кПа

13

Л/г 1

1,05 МПа

1,7 МПа

5,95 кПа

14

Л/г 2

1 МПа

1,7 МПа

5,95 кПа

Расчетные

1

р/р1

0,01

0,23

0,7%

7%

2

Кг/Кх

0,5

1

0,5%

0,8%

3

М

1,6

2,7

0,1%

0,9%

4

Г

0,853

0,874

0,6%

0,7%

5

0,0038 кг/с

0,047 кг/с

2,5%

6,2%

6

0,0434 кг/с

0,053 кг/с

1,5%

1,6%

7

т

0,078

0,9586

2,9%

6,4%

8

Т*

274,4 К

326,3 К

0,7 К

1 К

9

<3

-25,56 К

-4,95 К

0,4 К

10

а т;

0,34 К

6,38 К

0,4 К

И

а г;/г;

-0,074

-0,0228

1,6%

8%

12

ати/Т*о

0,0036

0,0185

6,3%

114%

Примечание. Если приведен диапазон изменения неопределенности, то большее значение неопределенности соответствует меньшему значению измеряемой либо расчетной величины.

Методика проведения экспериментального исследования и обработки данных

Исследование параметров сверхзвукового потока

Эксперименты проводились в два этапа. На первом этапе определялось распределение параметров потока в сверхзвуковом канале. На втором этапе исследовалось температурное разделение потоков при различных режимах работы стенда.

На первом этапе установка работала по схеме, показанной на рис. 5.1, в. Сперва экспериментально определялось давление Р0 в форкамере /, необходимое для запуска сверхзвукового течения во внутреннем канале рабочей части стенда, для трех сопел Мй = 1,8; 2,0; 2,5 и трех значений Т0 = 299; 313; 343 К. Запуск канала происходил следующим образом. Плавное открытие редуктора 6 вызывало рост массового расхода воздуха через внутренний канал и, следовательно, рост Р0. Это вело к перемещению области резкого роста статического давления (псевдоскачка) вниз по течению. Одновременно нагревателем Т0. Величина Р0 , при которой псевдоскачок покидал внутренний канал (1), принималась за давление запуска системы. Для данной пары Р0 и Т0 фиксировались профили статического давления вдоль канала и температура внешней поверхности канала. Все измерения проводились

после выхода системы на стационарный режим.

Полученные профили статического давления сопоставлялись с результатами расчета течения воздуха в системе «сверхзвуковое сопло — внутренний канал» в одномерном приближении. Рассматривалось течение совершенного газа с трением в коническом и цилиндрическом каналах. Другие воздействия отсутствовали. Начальные параметры воздуха и геометрия расчетной области брались из эксперимента. Расчет велся от критического сечения сверхзвукового сопла, в котором принималось М = 1 и Р=Р0.

Ниже приведены уравнения, которые использовались для определения основных параметров потока 1105]. Распределение числа Маха вдоль продольной координаты х в канале с поперечным сечением

А =

определялось из соотношения

(1-М2) с1М2

  • ( У — 1 21
  • 1+ г м2

М2

1 2 )

и-м

с!х

о

(5.1)

Здесь и в дальнейшем для оценки коэффициентов трения и теплоотдачи в сжимаемом потоке использовался метод, изложенный в [106]. Влияние сжимаемости учитывалось через специальную функцию Ч'(М). Тогда

/ с с/

/

У

'/о )

I)

_Ыл

У ^и0 JRC[)

= ^(М) =

агс!§

ь

7-1

г—

2 )

М.І

1гу-1

(5.2)

/

где г = л/Рг; Сд) и Nu0 определены по критериальным зависимостям для несжимаемого течения при том же Яе0, что и в искомом сжимаемом течении.

При этом теплофизические параметры потока определяются при 7^. В первом приближении для определения коэффициента трения в канале использовалось выражение для турбулентного разви

того течения в трубе ?,0 = 0,316 Яе д0,25

С/ = с/0У(М) =

^У(М) =

[107]:

0,316Яе^°’25

Ч^М).

(5.3)

Изменение полного давления вдоль канала определялось через выражение для массового расхода через поперечное сечение канала Л, см., например, [105]:

Далее определялось статическое давление в искомых сечениях:

У

р_

р*

В двух областях изменения угла раскрытия канала (в коническом сопле и при переходе с конического на цилиндрический участок в сверхзвуковом канале) учитывалось изменение параметров потока в возникающих слабых скачках уплотнения [108]:

  • -^-М?ып20-
  • 7-1
  • 7-1.

л 5

у + 1

  • 1ап(0 - Р) =
  • 7-1

/

у +1

1 +

у

у - 1 М? 8ІП20

/

  • 1ап0.
  • (5.6)
  • (5.7)

В данных выражениях индексы 1 и 2 означают параметры до и после скачка, (3 — угол отклонения потока за скачком, 0 — угол между фронтом скачка и направлением скорости набегающего потока.

Приведенные выражения (5.1)—(5.7) позволяют рассчитать изменение осредненных параметров потока М, Р , Р вдоль продольной координаты при заданной геометрии канала и начальных параметрах потока Р0 и Т0.

На рис. 5.3, а представлены экспериментальные данные по распределению статического давления в сверхзвуковом канале и результаты расчета РиМ для трех типов сопел с М,Л. = 1,8; 2,0; 2,5 и соответствующих им начальных Р0 и Т0. Можно отметить, что простейший одномерный подход дает результаты, верно отражающие характер распределения статического давления. Существенное отличие экспериментальных значений Р от расчетных в выходном сечении канала связано с тем, что зона псевдоскачка не полностью покинула канал. Следует отметить, что значения чисел Маха на срезе сопел, определенные по изложенному методу (с учетом трения и потерь в скачке), отличаются от значений, соответствующих изоэнтропическому расширению газа в данном сопле. Так, М, = 1,8 соответствует М = 1,63; Мй = 2,0 - М = 1,93; а М& = 2,5 - М = 2,3.

На рис. 5.3, б приведены экспериментальные значения температуры внешней поверхности сверхзвукового канала 7^ для трех пусков с разными Мй и при Т0 = 299 К (кривые 4—6). Также показаны значения адиабатной температуры стенки (кривые 1—3), полученные расчетным путем (из выражения (5.8)) с использованием определенного в эксперименте среднего значения коэффициента восстановления температуры. Коэффициент восстановления определялся следующим образом. Используя измеренные значения Ги,, а также пренебрегая перетечками тепла в продольном направлении, можно определить распределение адиабатной температуры стенки Тац) для данных Т0 и Мй. С учетом вышесказанного для /-го сечения канала запишем условие непрерывности теплового потока от окружающей среды с температурой Та через стенку канала к сверхзвуковому потоку:

1

«,-А

+ —1п ^ А

2А.

IV

+

где коэффициент теплоотдачи со стороны сверхзвукового потока а,-определяется из выражения Диттуса—Болтера с учетом сжимаемости:

Распределение параметров потока вдоль сверхзвукового канала

Рис. 5.3. Распределение параметров потока вдоль сверхзвукового канала

Г0* = 299 К, /)0 = 6 мм:

а — 1—3 — расчет числа М по (5.1); 4—6 — расчет статического давления по (5.5); 7—9— экспериментальные данные; /, 4, 7— Рц = 1,05 МПа, Мй= 1,8; 2, 5, 8— Р^ = 1,15 МПа, М/? = 2,0; 3, 6, 9— Р0* = 1,65 МПа, М/5 = 2,5; б— 1—3— расчет адиабатной температуры стенки Там> по (5.8) при г - 0,864; 4— 6 — температура стенки Т„, измеренная тепловизором; 1,4— Р0- 1,05 МПа,

М„ = 1,8; 2, 5— Р0*= 1,15 МПа, М„ = 2,0; 3,6-Р^= 1,65 МПа, М„ = 2,5

Ш,- = 0,02Кео°’*?г°’4'?(М1);Ш1 = ^р-;К&0

X

4(Лир

Щи'

Значения М, брались из вышеприведенного расчета. Теплофизические параметры воздуха определялись при средней температуре

стенки Ту,.

Коэффициент теплоотдачи со стороны окружающей среды аои1 принимался постоянным и определялся из выражения [109]

N11 = 0,686(СгРг)0,25

Рг

0,25

+ 0,52

А

оШ

г

Л

Ч

1 + 1,05Рг

/

Ъшк-<зх = X

где Nu -

Теплофизические параметры воздуха определялись при температуре окружающей среды Та.

Полученные значения Т*к, позволяют определить распределение коэффициента восстановления температуры. Из выражения (4.1) следует:

П

- Т,

ОМ;

т,

о

' 2

,(у-1)м,2

+ 1 .

/

(5.8)

Результаты расчета приведены на рис. 5.4. Для повышения точности определения г было проведено 10 пусков для различных сочетаний Т0 и Мй, при которых как меньше, так и больше Та. Для исследованных значений величина г лежит в интервале 0,864±0,01 и практически постоянна подлине канала для конкретного Т0 и М Причем чем меньше Ту, отличалось от Та, тем ближе г к величине 0,864. Также при увеличении аоШ в 2 раза разброс г снижался с ±0,01 до ±0,0075. Для одного и того же М и разных Т0 коэффициент восстановления температуры был как больше, так меньше средней величины 0,864. Следовательно, основная причина разброса в значении /' — теплообмен между сверхзвуковым потоком и окружающей средой, а не влияние на г числа М и начальной Т0.

Значение г, экспериментально определенное в данных пусках для осесимметричного канала, ниже значения г~ 0,89, характерного при обтекании плоской пластины турбулентным воздушным сжимаемым потоком. Авторам известна только одна работа [87], в которой проводилось экспериментальное определение коэффициента восстановления температуры при течении сверхзвукового потока в цилиндри-

0 ЯЯ-

. 2

/1 у

й 8

И

/ / /1 / / / / / 1 / / / 1 /

• ! 1 !

и,о э

0,84-

е

^------------

1 * 1

! 1 1

............ В 1 В 6

в 2 Я 7

А ? А Я

Ь 4 0 9

А 5 А 10

п

  • 1
  • 2
  • 1 , .
  • 0 40 60 80 100 х/?>0

Рис. 5.4. Распределение коэффициента восстановления температуры вдоль

сверхзвукового канала. Расчет по (5.8):

  • 1-3 - Г0* = 299 К; 4, 5 - Г0* = 313 К; 6-8 - Г0* = 324 К; 9, 10 - Г0* = 343 К;
  • 11 средняя величина г-0,864; В — М^= 1,8; 0 — М.= 2,0; А — М/5= 2,5
  • 0,88-
  • 0,87-
  • 0,86-

ческой трубе (см. рис. 4.13). В указанной работе для турбулентного пограничного слоя при изменении расчетного среднерасходного числа М с 1,6 до 2,4 г изменялся с 0,8 до 0,87. Однако при определении г по расчетной величине М на оси трубы значение /-составляло 0,895 и не зависело от М. Возможно, использование заниженного среднерасходного числа М в нашем случае приводит к снижению г относительно величины, определенной по параметрам на оси канала. Однако использование среднерасходных величин удобно при анализе течений простыми и наглядными методами термодинамики газовых потоков.

Следует отметить, что расчеты, проводимые на первом этапе, никак не влияют и не используются при экспериментальном определении температурного разделения на втором этапе. Их цель — оценка параметров сверхзвукового потока, которые будут использоваться в гл. 6 при определении путей повышения эффективности температурного разделения в исследуемом устройстве.

Методика исследования температурного разделения в устройстве

Второй этап экспериментального исследования был непосредственно посвящен определению величины температурного разделения потоков в зависимости от следующих параметров: начальная температура потоков, число Маха на входе в сверхзвуковой канал, массовая доля дозвукового потока т, схема организации течения (противоточная, прямоточная), интенсификация теплообмена в дозвуковом канале.

Стенд работал по схеме, показанной на рис. 5.1, а. Начальные параметры сверхзвукового потока 0 и Т0 для данного М/5) устанавливались равными определенным на первом этапе. Массовый расход воздуха через сверхзвуковой канал не менялся. Изменение т осуществлялось за счет регулирования массового расхода воздуха через дозвуковой канал. Для каждого т температура в форкамере дозвукового потока устанавливалась равной температуре в форкамере сверхзвукового потока (Тс] = Т0). Начальные давления потоков отличались только на режимах при М/5 = 2,5, что было вызвано особенностью работы стенда при высоких давлениях в форкамере (1,65— 1,69 М Па). Основные параметры потоков для различных режимов работы стенда сведены в табл. 5.2.

На рис. 5.5 приведены профили полной температуры, измеренные зондами в ресивере дозвукового потока и на выходе из ресивера сверхзвукового потока (см. рис. 5.1, а), для различных значений т. Из рис. 5.5 видно, что профили температуры практически прямолинейны для всех значений т. Следовательно, температура, фиксируемая зондами в данном сечении, фактически равна среднемассовой температуре потока в данном сечении. Течение в области измерения существенно дозвуковое, поправка на собственный коэффициент восстановления зонда составляла 0—0,5 К.

Одновременно с температурными измерениями фиксировались давления потоков на стенке в ресиверах дозвукового и сверхзвукового потоков. Давление в ресивере сверхзвукового потока было близко к атмосферному. Давление в ресивере дозвукового потока существенно изменялось в зависимости от РсЬ т и наличия/отсутствия интенси-фикаторов теплообмена в дозвуковом канале. Поэтому после проведения температурных измерений проводилось измерение профилей полного давления в ресивере дозвукового канала для тех же значений массового расхода, что и при температурных измерениях. На месте температурного зонда в ресивере дозвукового канала устанавливался

Начальные параметры потоков в форкамерах дозвукового и сверхзвукового каналов, массовые расходы воздуха в каналах, схема организации течения, наличие/отсутствие интенсификаторов теплообмена. Параметры для расчета температурного разделения в модельном канале (Ме?, г, Ое(/), соответвующие данному режиму. Обозначение режима на рис. 5.10

пус

ка

м*

т*

1 ИЪ

К

Тс1> К

Р*иь

МПа

Р* *с’

МПа

кг/с

СшЬ> кг/с

т

Схема

течения

Интен-сифика-торы (±)

ма/

Г

°е<г

ММ

№ линии на рис. 5.5

диапазон

диапазон

1

1,8

299,0

298,9

1,05

1,05

0,0491

0,00528-0,0369

0,108-0,752

тт

2,35

0,864

11,76

2

1,8

299,0

298,9

1,05

1,06

0,0491

0,00935-0,0473

0,114-0,959

и

2,35

0,864

11,76

3

1,8

299,0

298,9

1,05

1,05

0,0490

0,00528-0,0369

0,108-0,752

тт

2,35

0,864

11,76

4

1,8

299,0

298,8

1,05

1,05

0,0491

0,00381-0,0356

0,078-0,724

тт

+

2,35

0,864

11,76

1

5

1,8

299,2

298,8

1,05

1,05

0,0492

0,00452-0,0385

0,092-0,696

тт

+

2,35

0,864

11,76

1

6

2

299,2

298,8

1,17

1,17

0,0490

0,00407-0,0388

0,083-0,718

тт

+

2,39

0,864

11,76

2

7

2,5

299,1

298,8

1,65

1,17

0,0455

0,00398-0,0380

0,087-0,701

тт

+

2,62

0,864

11,76

2

8

2,5

343,9

343,4

1,68

1,26

0,0434

0,00424-0,0311

0,098-0,716

тт

+

2,62

0,864

11,76

6

9

2,5

313,8

313,4

1,68

1,25

0,0454

0,00404-0,0354

0,089-0,778

тт

+

2,62

0,864

11,76

5

10

2,5

299,1

298,8

1,65

1,17

0,0455

0,00398-0,0319

0,087-0,701

тт

+

2,62

0,864

11,76

4

11

1,8

299,0

298,8

1,05

1,05

0,0491

0,00381-0,0356

0,078-0,724

тт

+

2,35

0,864

11,76

1

12

2

299,0

298,9

1,17

1,08

0,0530

0,00431-0,0351

0,081-0,661

тт

+

2,39

0,864

11,76

2

13

2

299,1

298,7

1,17

1,17

0,0490

0,00416-0,0349

0,085-0,712

тт

+

2,39

0,864

11,76

2

14

2

299,0

298,8

1,17

1,17

0,0531

0,00768-0,0335

0,144-0,634

тт

+

2,39

0,864

11,76

2

15

2

314,0

313,5

1,20

1,20

0,0531

0,00472-0,0391

0,089-0,734

тт

+

2,39

0,864

11,76

3

296 --/-в

284 -

т- 0,13

Н /Ду2АА 5^?^ ^5 ^ ^ 76 $ ^ ? 9Й С /0 га /Л

  • —Г"
  • 0,0

~Г"

0,4

у/г

т

т

  • -0,8
  • -0,4
  • 0,8

Рис. 5.5. Профили температуры потоков в ресиверах сверхзвукового (точки закрашены сверху) и дозвукового (точки закрашены снизу) каналов при То ~ Т*сХ = 299 К, РХ) = РсХ = 1,05 МПа, М. = 1,8 и различных т:

  • 7-/л = 0; 2-0,13; 5 - 0,18; 4 - 0,26; 5 - 0,33; 6-0,44; 7-0,50; ?-0,59;
  • 9— 0,69; 70-0,77; 11- Т1=Т*СХ

зонд полного давления. Воздушный поток в сверхзвуковом канале отсутствовал. Значения Рс1 и Гс1 в форкамере дозвукового потока соответствовали значениям при температурных измерениях. Профиль Рс2, измеренный зондом, оказался также прямолинейным во всем диапазоне массовых расходов. Используя полученные значения, определялись потери полного давления в дозвуковом канале, которые включали в себя также местные потери во входном и выходном патрубках. Профиль полного давления на выходе из сверхзвукового канала не измерялся.

Как указывалось выше, на разность полных температур оказывает влияние процесс дросселирования реального газа. Перепад давлений между форкамерой и ресивером сверхзвукового канала составлял от 1,05 до 1,69 МПа. Для воздуха при адиабатном расширении с 1,05 МПа и Т= 300 К до 0,1 МПа падение температуры при дросселировании составляет ~ 2 К, с 16,9 до 1 — = 3 К [110]. В настоящей работе данная величина определялась экспериментально. Для каждого М/5, Р0 и Т0 производилось измерение температуры потока в ресивере при адиабатном расширении (на рис. 5.5 кривая ТИ2, соответствующая режиму при т = 0). Значение 7}*2 = 0) принималось за начальное для отсчета температурного разделения в сверхзвуковом канале, вызванного только эффектом энергоразделения в пограничном слое сжимаемого газа. Таким образом, нагрев газа в сверхзвуковом канале при т ф 0 (при наличии дозвукового потока) определялся выражением

АТ*(т) = Т*2(т)-Т;2(т = 0). (5.9)

Проведенные исследования показали, что падение давления потока в дозвуковом канале существенно меньше, чем в сверхзвуковом, и зависит от Рс1, т, наличия/отсутствия интенсификаторов теплообмена. Изменение полной температуры при адиабатическом течении в дозвуковом канале без интенсификаторов составило 0,2—0,7 К при расходах, соответствующих т - 0,07— 1. В канале с интенсификаторами 0,2—0,5 К при расходах, соостветсвующих т = 0,07—0,5 и 0,5—1,5 при т - 0,5—0,7. При определении охлаждения потока в дозвуковом канале данная поправка не учитывалась. Таким образом, охлаждение газа в дозвуковом канале определялось выражением

АТст) = Т*2(т) - Тс = Гс2(т) - Г0*. (5.10)

Основные экспериментальные результаты и обсуждение

Влияние схемы организации течения

На рис. 5.6 приведены данные по нагреву сверхзвукового А7}*

и охлаждению дозвукового АТ* потоков в зависимости от массовой доли дозвукового потока т. Результаты получены для прямоточной и противоточной схем организации течения потоков в устройстве. В обоих случаях начальные параметры потоков одинаковы (см. табл. 5.2, пуски № 1 и № 2): Р0* = 1,05 МПа, Г0* = 299 и М. = 1,8. Также приведены результаты расчета нагрева/охлаждения для прямоточной и противоточной схемы по выражениям (6.12), (6.13) и (6.18). Данные для расчета также приведены в табл. 5.2. Из результатов следует, что чем меньше массовый расход через дозвуковой канал, тем больше эффект охлаждения. С другой стороны, наибольший нагрев сверхзвукового потока достигается при наибольших расходах через дозвуковой канал. В диапазоне исследованных параметров схема организации течения не оказывает заметного влияния на нагрев (охлаждение) потоков.

Нагрев сверхзвукового

Рис. 5.6. Нагрев сверхзвукового (значки закрашены сверху) и охлаждение дозвукового (значки закрашены снизу) потоков при прямоточной ТТ и проти-воточной Тсхемах организации течения в зависимости от массовой доли дозвукового потока т. Г0 = 299 К, Р0 - 1,05 МПа, Мй = 1,8:

1,2 — эксперимент; 3,4 — расчет по (6.14), (6.15) и (6.18)

Влияние интенсификации теплообмена в дозвуковом потоке

На рис. 5.7, а приведены данные по нагреву/охлаждению потоков в устройстве и потери полного давления (рис. 5.7, б) потока в дозвуковом канале при наличии интенсификаторов теплообмена в дозвуковом канале и без них. Форма и размеры интенсификаторов показаны на рис. 5.1, в. В обоих случаях начальные параметры потоков одинаковы (см. табл. 5.2, пуски № 3 и № 5) Г0* = 299 К, Р0* = = 1,05 МПа, М/5 = 1,8. Введение интенсификаторов приводит к росту эффекта охлаждения во всей области исследованных т, при этом потери полного давления в области малых т < 0,2 практически не меняются. Однако с ростом т потери полного давления заметно увеличиваются.

  • 0,0 0,2 0,4 0,6 т
  • б)

Рис. 5.7. Нагрев сверхзвукового (значки закрашены сверху) и охлаждение дозвукового (значки закрашены снизу) потоков (а) и потери полного давления дозвукового потока (б) при наличии интенсификаторов теплообмена в дозвуковом канале и без них в зависимости от массовой доли дозвукового потока т. Т0 =299 К, Р0 = 1,05 МПа, М/? = 1,8:

1 — без интенсификаторов теплообмена в дозвуковом канале; 2-е интенсификаторами

Влияние числа Маха сверхзвукового потока

На рис. 5.8 показано влияние начального числа Маха потока на температурное разделение в устройстве. Использовалось три сменных сверхзвуковых сопла с М&= 1,8; 1,9; 2,5. Расчетные распределения чисел Маха потока вдоль канала, соответствующие данным пускам, показаны на рис. 5.3. В дозвуковом канале были расположены ин-тенсификаторы теплообмена (рис. 5.1, б). Начальные температуры потоков поддерживались одинаковыми Т0 = 299 К (см. табл. 5.2, пуски № 5—7). Массовые расходы через сверхзвуковой канал для пусков с разными Мй немного отличались друг от друга. Для поддержания массовых расходов одинаковыми необходимо было для сопел М. = 1,8 и М/5 = 2,5 повысить полное давление в форкамере сверхзвукового потока. Однако в таком случае давления в форкамере не были бы равны минимально необходимым для «запуска» сверхзвукового канала, что являлось условием в данном экспериментальном исследовании. Из рис. 5.8 видно, что увеличение начального числа Маха приводит к росту величины температурного разделения во всем диапазоне т. Рост тем выше, чем меньше т.

Нагрев сверхзвукового

Рис. 5.8. Нагрев сверхзвукового (значки закрашены сверху) и охлаждение дозвукового (значки закрашены снизу) потоков для различных чисел Маха на входе в сверхзвуковой канал в зависимости от массовой доли дозвукового потока тн Т0 - 299 К. Схема течения противоточная. Дозвуковой канал с ин-

тенсификаторами теплообмена:

/- />0*= 1,05 МПа, М— 1,8; 2- Р0*= 1,17 МПа, Мй =2,0; 3 - Р0*= 1,65 МПа,

М-2,5

Влияние начальной температуры

На рис. 5.9 показано влияние начальной температуры потоков на их нагрев/охлаждение. В сверхзвуковом канале использовалось сопло М/5 = 2,5. Начальные и режимные параметры приведены в табл. 5.2, пуски № 8—10. Увеличение Т0 приводило к росту абсолютных величин ДГЛАТ*. При этом рост АТ*по абсолютной величине

оказался больше, чем рост ДГЛ*, особенно заметно это проявлялось при снижении расхода воздуха через дозвуковой канал (снижение т).

Нагрев сверхзвукового

Рис. 5.9. Нагрев сверхзвукового (значки закрашены сверху) и охлаждение дозвукового (значки закрашены снизу) потоков для различных значений Г0 в зависимости от массовой доли дозвукового потока т при М„. = 2,5. Схема течения противоточная. Дозвуковой канал с интенсификаторами теплообмена:

/- Г0*= 299 К;2- Г0*= 313 К; 3-Г0*= 343 К

На рис. 5.10 приведены результаты всех пусков, проведенных в исследовании, при наличии интенсификаторов теплообмена в дозвуковом канале. Нагрев и охлаждение представлены в безразмерном виде (отнесены к соответствующей величине Т0). Параметры пусков приведены в табл. 5.2, пуски №4—15.

Опираясь на результаты проведенных экспериментальных исследований, можно сделать следующие заключения. Зафиксировано охлаждение дозвукового и нагрев сверхзвукового потоков во всем исследованном диапазоне параметров. Причем с ростом скорости

Относительная величина нагрева сверхзвукового

Рис. 5.10. Относительная величина нагрева сверхзвукового (значки закрашены сверху) и охлаждение дозвукового (значки закрашены снизу) потоков в зависимости от массовой доли дозвукового потока т. Дозвуковой канал с интенсификаторами

теплообмена:

1 — Г0* = 299 К, Р0*= 1,05 МПа, Мй= 1,8, режимы № 4, 5, 11 табл. 5.2; 2— Г0*= 299 К, =1,15 МПа, М^= 2,0, режимы № 6, 7, 12-14 табл. 5.2; 3 — Г0* = 313 К, Р0* = 1,2 МПа, М/5= 2,0, режим № 15 табл. 5.2; 4— Г0* = 299 К, Р^ = 1,65 МПа, Мй=2,5, режим № 10 табл. 5.2; 5— Г0* = 313 К, Р*}= 1,68 МПа, Мй=2,5, режим № 9 табл. 5.2; 6— Г0*= 343 К, Р0* = 1,68 МПа, М,^= 2,5, режим № 8 табл. 5.2

сверхзвукового потока нагрев и охлаждение увеличиваются по абсолютной величине. Такое же влияние оказывает интенсификация теплообмена в дозвуковом потоке. Однако это приводит к росту потерь полного давления дозвукового потока. Влияние схемы организации течения теплоносителей не обнаружено. Наибольшее охлаждение дозвукового потока фиксируется при наименьших относительных массовых расходах через дозвуковой канал, при этом практически сохраняется полное давление дозвукового потока. С ростом массовой доли дозвукового потока его охлаждение снижается, потери полного давления растут, при этом также растет величина нагрева сверхзвукового потока. Однако максимальный разогрев сверхзвукового потока примерно в 3—3,5 раза меньше, чем максимальное охлаждение дозвукового потока.

 
Если Вы заметили ошибку в тексте выделите слово и нажмите Shift + Enter
< Пред   СОДЕРЖАНИЕ   След >
 

Популярные страницы