книги / Экология. Энергосбережение. Экономика
.pdfту-сварки под сходящимся углом,а удаление вредностей.происходит из•образованного защитным газом ,конуса вращения.
Характер движения результирующего пылегазового потока при этом'определяется одновременным взаимодействием следующих факто ров: ‘
-динамического и теплового воздействия полидисперсной струи, образованной продуктами горения сварочной проволоки в среде защитного газа;
-стеснения и закручивания тепловой струи потоком защитно го газа;
-изменения характера результирующего потока под влиянием вторичного потока, образующегося при крутке защитного газа;
- воздействия на тепловую струю спектра' всасывания отсоса; - влияния потока низкотемпературной плазмы сварочной дуги. Изучение закономерностей формирования разгонного участка
стесненной конвёктивной струи под воздействием вышеперечисленных составляющих потока в данном способе удаления вредностей при пол ной их локализации и рациональным использованием энергии потока защитного Газа проводилось -путем численного моделирования. Для этого была составлена система дифференциальных уравнений потоков на основании законов сохранения массы, импульса и энергии:
аь * Щ* А + л-*-Яс =о,
Л |
( $ ■ |
* № ' V ' |
* 7'р * |
= °> |
|||
Ц |
- |
♦ |
( к * т |
* |
у/хс * |
* у * - |
о, |
где I |
- |
индекс, обозначающий фазу гетерогенной смеси; |
|||||
Ц - |
удельная суммарная энергия среды, В |
* |
|||||
I V - |
вектор завихренности с р е д ы , V |
( И - вектор ско |
|||||
I |
|
рости точки среды); |
|
|
|||
- текущий момент |
времени; |
|
|
||||
У |
- |
плотность среды; |
|
|
|
||
0- тензор полного давления;
^- удельная внутренняя энергия среды;
1- кинетическая энергия среды;
У- суммарная сила, действующая со стороны газа на дисперс ную частицу в единице объема;
81
- интенсивность, лучистой теплоотдачи; д* - интенсивность конвективной теплоотдачи;
XI - объемное содержание в смеси соответствующей фазы. При описании процесса использован ряд допущений, обоснован,
ных в работе /3/ при решении задач механики сложных многофазных
сред:
- размеры дисперсных частиц и расстояние между ними счита ются малыми по сравнению с характерными линейными размерами те чений;
- столкновение, дробление и коагуляция частиц в дисперсной фазе отсутствуют;
- теплопроводность и вязкость фаз учитывается лишь в про цессе межфазного взаимодействия.
Кроме того, не учитывалось влияние потока низкотемператур ной плазмы, возникающей при сварке, на движение результирующего потока в виду того, что через проводящую область прокачивается только поток плазмы, обусловленный собственными электромагнит ными силами, а остальной газ вытесняется в окружающую дугу прост ранство /2/; т.е. воздействие сварочной дуги определяет состав гетерогенной смеси, но оказывает пренебрежительно малое влияние на аэродинамику результирующего потока.
Для выполнения расчетов были конкретизированы законы меж фазного взаимодействия. -Так, расчет интенсивности теплового и си лового-взаимодействия дисперсной частицы с окружающей средой вы
полнялся при условии, |
что сама частица может быть представлена |
|||
сферой с диаметром $ . |
С учетом этого допущения использованы еле |
|||
дующие зависимости: |
|
|
|
|
Я “ |
$ ‘ <Х>( 72 ~ Т?) — |
1Я-$'31.1' МиСГг “ |
7т)л |
|
Ч е = П ^ г -Мт1--^-, |
, |
(2) |
||
А/и= |
Ю * 0,6Не 5■ |
|
|
|
где И - число дисперсных частиц в единице объема;
Л. коэффициент теплопроводности;
Л- коэффициент теплоотдачи;
Л* - коэффициент динамической вязкости;
Силовое взаимодействие между фазами с учетом нестационар ных эффектов, возникающих при обтекании частиц потоком газа представлено в виде
|
Р = |
* Гр * Рт , |
О ) |
где Те/ - сила |
вязкостного |
трения; |
|
Та- архимедова сила; |
|
|
|
Тт - сила |
присоединенной массы. |
|
|
Составляющие силового воздействия рассчитывали по зависи мостям, приведенным в работе /з/.
Взаимодействие потоков защитного газа и конвективной струи учитывали изменением скорости результирующего потока и вводили в систему дифференциальных уравнений как дополнительное слагае мое результирующей скорости теплового потока. Эту составляю щую рассчитывали при условии, что линии тока с достаточной точ ностью определяются параболической зависимостью /5/
|
упг) = С-гг +6-г * с , |
" |
(4) |
где ^ |
- удельный расход удаляемого воздуха; |
|
|
I - расстояние от точки сварки до сопла подачи защитного |
|||
|
газа; |
|
|
6 - радиус сопла подачи защитного газа; |
|
|
|
Ъ- расстояние от оси до рассматриваемой |
точки данного се |
||
|
чения. |
|
|
Причем в сечениях выше сопла отсоса С |
, а в сечениях ниже |
||
сопла |
С = 0. |
/5/ э что наиболь |
|
Исследования зависимости (4) показывают* |
|||
шая вертикальная скорость, направленная вниз, возникает в наруж ном слое потока защитного газа, а с уменьшением радиуса скорость уменьшается, обращаясь в ноль средней части сечения, и затем ме няет направление, повышаясь с увеличением радиуса. Из этого сле дует, что существует коническая поверхность, внутри которой ско рость движения потока направлена.вверх, а вне ее - вниз, т.е.
максимальная эффективность удаления вредностей данным способом возможна, когда‘конвективная гетерогенная струя, образующаяся при полуавтоматической сварке, "вписывается" в эту коническую поверхность. При этом достигается наибольшая степень использо вания энергии защитного газа для удаления вредностей, а сама составляющая определяется из следующих уравнений;
83
Л дчг
гдг >
Щг) = о ' п ри 2 = X* » (5)
щъ)=Ъ-г1* 8-г* с . )
Для замыкания полученной системы уравнений, описывающих движение стесненной потоком защитного газа конвективной струи при взаимодействии ее со всасывающим • спектром отсоса, опреде лены уравнёния состояния фаз гетерогенной смеси и задан метод расчета теплообмена .на оснований выполненного расчета термохими ческого состава струи.
Численное моделирование исследуемого процесса осуществляли путем использования модифицированного метода "Крупных частиц" /3/, состоящего в расщеплении по физическим процессам явлений, описанных системой дифференциальных уравнений сохранения массы, импульса и энергии.'
Сопоставление полученных полей направления скорости несущей фазы позволило сделать вывод, что при.отсосе-40 м3/ч воздуха про исходит полная локализация продуктов горения сварочной дуги, и *зак рученный поток защитного газа не имеет разрывов, т.е. тепловая г ф - терогенная-’.стрУя вписывается'в конус,, образованный вращением по- ‘ тока защитного газа, и "поджимается" вторичными его вихрями. -
При меньших объемах удаляемого воздуха ( I* =10-30 м3/ч) образу ющаяся при сварке тепловая гетерогенная струя не вписывается в ко нус. вращения, образованный защитным газом и, расширяясь,' прорывает последний, попадая в воздух рабочей зоны.
При больших .объемах удаляемого воздуха ( /. =50 м 3/ч, Ь = * 60 мэ/ч) и стабильном расходе защитного газа происходит "охлопы
вание" отсоса, т.е. начинается прямой переток защитного газа в соп ло отсоса. При этом нарушается защитный слой сварочной дуги, что ухудшает качество сварочного шва, а конвективная струя не попада ет в зону эффективного действия.отсоса, прорываясь в рабочую зону.
Таким образом» анализ полей скоростей движения несущей фазы, при предложенном способе удаления вредностей от полуавтоматической сварки в .среде защитного газа показал, что оптимальным,является расход воздуха 4* ■ 40 м3/ч.
Проведенные экспериментальные исследования отсоса, встроен84
кого в сварочную горелку, показали,' что максимальная эффектив ность удаления вредностей достигает 96 %.при Ъ= 43 М3/ч, что подтверждается результатами численного эксперимента.
На основании проведенных теоретических и. экспериментальных исследований разработаны опытно-промЫшленные образцы отсоса и проведены их промышленные*испытания на' действующих технологичес ких линиях .сварки кузовов автомобилей, в-результате -чего была снижена концентрация вредных веществ в воздухе'рабочей зоны до предельно допустимой.
Библиографический список
1.А.с. № 1812024. В23К 9/173. Способ удаления вредностей при полуавтоматической сварке в защитном газе. ОИСИ / Н.И. Стоя нов, 0..Н. Зайцев, С.К. Бандуркин, С.В. Семенов. Заявл. 02.01.91. Бюл. № 38.
2.Кайнаков А.Ж. и др. Магнитодинамические потоки в сильноточных электрических дугах малой длины // Язв. АН. СССР. МК и Г. 1983. № 5 . С. 138-145.
'3. Модифицированный.метод "крупных частиц" для расчета не стационарных волновых-процессов, ’в многофазных дисперсных средах:// вычислительная Математика и математическая физика. 1977. М 6.
С.1531-1534.
.4. Писорендо .В.Л., Рогинский. М.Л. Вентиляция рабочих мест
всварочном производстве. М . : Машиностроение, Т961.’*120 с.
5.Рожнева В.К., Боярышников В.В. Теоретические исследова
ния структуры потока в гидроциклоне // Изв. вузов. Горный журнал. 1977. » 10. С. 126-130.
Получено 20.01.94
УДК 697.92
И.М. КВАШИН, Ю.И. ШКЕРОВ
(Пензенский государственный архитектурно- строительный институт)
АНАЛИЗ КОМБИНИРОВАННОГО СПОСОБА УПРАВЛЕНИЙ
ПУСКОВЫМ МОМЕНТОМ ОСЕВОГО ВЕНТИЛЯТОРА
Рассмотрены способы разгрузки двигателя при запуске вентиляторного агрегата .Дан расчет режима запуска агрегата при мини мальном расходе пускового воздуха.
Актуальность конвертирования одновальных авиационных тур бовинтовых двигателей (ТВД), отработавших летный ресурс (списан ных)* для привода осевых вентиляторов (ОБ) большой подачи с фик сированным углом установки лопастей рабочего колеса (РК) показа на в работе Уб/. Основными преимуществами такого вентиляторного агрегата (ВА) является его высокая удельная энерговооруженность
(2...3 кВт/кг) |
при малых габаритах,большая подача (1.10^ ... |
|
с |
• |
с •* |
... 2-10° м3/ч), транспортабельность и полная автономность. Мас са ВА не превышает 4000...5000 кг. Он может найти применение,осо бенно в качестве аварийного ВА, на шахтах в горных выработках, в металлургическом и других производствах повышенной опасности, связанных с выделением большого количества вредностей. Однако
при запуске такого ВА определенную трудность представляет согла сование совместной работы его элементов - ТВД и ОБ, .так. как не на всех этапах пускового режима ТВД развивает избыточный момент, необходимый для увеличения частоты вращения роторов ВА. На каж дом этапе запуска справедливо равенство
« а - * е г * Н.т - - " в (1)
где Мш- момент, необходимый для увеличения частоты вращения ро торов ВА;
МрМт- момент, соответственно развиваемый стартером и турбиной; Мл- момент, необходимый для раскрутки ротора двигателя; М&- пусковой момент вентилятора.
Раскрутка роторов ВА возможна только при условии Мау> 0. Надежность и время запуска, аварийного ВА относятся к основным па раметрам, характеризующим его совершенство.
Из (I) видно, что повышение надежности запуска может быть достигнуто, например, путем снижения М$ . В связи с этим пред ставляет интерес проблема управления пусковым моментом вентиля тора.
Анализ различных способов управления величиной Мц выполнен на примере натурного ВА, состоящего из ТЕД АИ-24 и жестко соеди ненного с ним осевого вентилятора О В - Ш /I/.
Для определения предельно допустимого момента вентилятора =М»поел при запуске, были проведены испытания ВА. В них
величина варьировалась от 0 до М%- МАпред путем измене ния угла установки лопаток 6 РК вентилятора от 0 до предельной
величины 6* „и,* • РК вращалось в свободном пространстве. Мощность
К ПрСО
РК в этом случае
"8 = * Г • X
где |
- объемный расход воздуха через Р К ,(1-№($2” |
Яр /?2 ~ внутренний и внешний радиусы проточной части венти лятора;
V - окружная скорость на среднемоментном радиусе;
-угол входа потока в РК;
.'Р - плотность воздуха;
-скорость потока на выходе из РК.
Испытания показали, Что величине Мцпре$ соответствует ®кпред л^0°. Из уравнения (2) получим
|
|
^ |
. (3 ) |
где Л - среднемоментный радиус, г-У- (^1 ~ |
, |
/%/-. |
|
Ж >У**2 ~ Углы входа и выхода потока |
в*РК при величине |
||
20°. |
' . |
|
|
В рассматриваемом ВА разгрузка двигателя при запуске может быть осуществлена, например, следующими способами:
1. Путем установки лопаток РК в режиме запуска под углом 9К< После выхода на рабочий режим величина 9% изменя ется в зависимости* от требуемого режима работы ВА с помощью спе циального поворотного устройства. Этот способ разгрузки позволяет изменять величину М& в широком диапазоне. Основной недоста ток способа - сложность конструкции и, как следствие, низкая надежность, особенно в тяжелых условиях работы, например при об леденений.
2. С помощью входного направляющего аппарата (НА). Разгрузка
осуществляется путем |
закрутки потока в-НА перед РК. Поток закру |
|
чивается по. вращению РК. После |
выхода на рабочий режим лопатки |
|
НА устанавливаются в |
положение, |
соответствующее выбранному режи- - |
му работы ВА. Конструктивно этот способ разгрузки проще предыду щего, надежнее, однако.достигаемая при этом величина разгрузки
меньше., /1,2/. |
7 |
3. Струйной закруткой воздушного потока перед РК в направ лении вращения* Закрутка осуществляется путем вдува высокоскорост ных струй (например тангенциальных или хордальных) перед РК в
плоскости, перпендикулярной его оси. После выхода на рабочий режим вдув прекращается.' Способ отличается высокой надежностью, однако исследован недостаточно. Недостаток способа - потребность в источнике пускового воздуха (например,в баллоне с воздухом высо кого давления).
4. С помощью комбинированной закрутки воздушного потока пе ред РК (рис. I). Закрутка осуществляется в, два э т а п а с помощью входного 1 НА с поворотными закрылками 2 и дополнительная за крутка потока воздушными струями, истекающими из сопел 3 непосред ственно перед РК 4 . За счет, струйной закрутки предполагается увеличить диапазон регулирования М& .
В этом способе сочетаются преимущества рассмотренных спосо бов разгрузки, а их недостатки.в зависимости от напорно-расход ных характеристик струйной системы и величины Ощ частично или полностью устраняются.
Основные допущения, принятые в расчете:
-трение в проточной части вентилятора отсутствует;
-параметры потока не изменяются по радиусу - расчет выпол няется по параметрам на среднемоментном радиусе РК;
- потери при смешивании, струй с основным потоком |
отсутствуют. |
В общем случае возможны следующие варианты вдува |
струй: на |
радиусе В] ; на радиусе В% (см. рис. I); комбинированный |
вари |
|
ант - вдув |
струй на радиусах В^ и В% одновременно. Вез |
нару |
шения общности, рассуждений, анализ комбинированной разгрузки |
||
может быть |
выполнен на примере одного из' перечисленных вариантов. |
|
В качестве |
исходного принят вариант вдува струй на радиусе |
В% |
(см. рис. 1,0).
Применив уравнение моментов в сечениях 1-1 и П-П |
|
|
Сц-? + |
$СпдС-({+е)‘Си2-Г = 0 , |
(4) |
определим окружную составляющую скорости в сечении П-П:
*__ ^ ‘ Л + й • С •
и+в)-г >
где Сщ
С1
-окружная составляющая скорости потока в сечении 1-1;
-скорость истечения струй;
Л- угол, образованный вектором скорости'0 и радиальным направлением на срезе сопла (см. рис. 1,(5*);
I - объемный расход воздуха в струях и в сечении 0-0,
со
(О
Рис. I. Принципиальная схема комбинированной закрутки потока
С учетом.^ = |
Сфд • |
получим расчетную формулу |
^ |
_ &’С*• ЗСП С |
*во |
|
|
1+& |
где С0о - осевая составляющая скорости в сечении 0-0; <? - угол отклонения потока от осевого направления за НА
(определяется по данным работ; /2,5/ ), & = /(% ) ■ Изменение статического давления по радиусу вращающегося по
тока 'з/ |
где й |
- радиус текущий; |
Су - окруж |
ная доставляющая скорости. |
Тогда |
сила, действующая |
в осевом на |
правлении на элемент потока между сечениями 0-0, П-П,
|
2 -х -р /Н Г I |
|
||
|
|
|
'$ / * ) * * - |
|
■Три1, • ( Г - 1 - |
2 ■СпЩ Сщ -р<-е. с'- В Ш О 1 |
|||
" |
Т |
Щ |
й Ж |
— |
где К - д - , 2 |
- осевая ордината. |
|
||
Из убиения количества движения для сечений 0-0 и П-П в |
||||
осевом направлении |
|
|
|
|
V |
- V |
V : / - = * |
|
|
определим величину осевой составляющей скорости в сечении П-П:
/» |
_ |
КСС^’Г* + в,'С8ЬПс2) |
/еч |
|
с° ^ |
г-сад-гЧ м ? |
> |
||
где 1*2 “ объемный расход воздуха |
в сечении П-П,^ |
1*с » |
||
|
|
В.г -1 -П п % |
|
|
Величина |
, соответствующая полной разгрузке двигателя |
|||
( Мф ж0), |
определяется из уравнения (6) при условии |
Сд |
||
, |
, |
_ , |
г-с-с'аикьт/Щ |
|
^ |
|
|
|
• (7) |