Аэродинамика осевых вентиляторов - Брусиловский И.В.
Скачать (прямая ссылка):
58
120 110 WO 90 80 70 60 SO Чи ?*°
'n<. 2.21. Зависимость угла поворота потока от угла выхода по Бунимовнчу— (,пи тгорову
— сечение «горла», наименьшего расстояния между нрофи-
HMIl).
Формула (2.43) получается из условия отсутствия конфузорного ¦гчоння в начальном участке мелелопаточного канала и рекомендуется ли т = I ... 2,6; 0Г = 50 ... 90°; <рх + фа = 5 ... 85°, симметричный ірофиль типа А-40; относительная толщина профиля с = IO %, 0 e=s 0,4. Средняя линия профилей задана в виде параболы
у X ' 1 — Xі
где ц\ и ф2 через суммарный изгиб профиля определяются выражениями
= JPl+SLu +2 (1 - 2xj)], Фг= -H±2L[1 - 2 (1 - Чх,)\.
Мри (Cp1 -|- ф2) ^ 55° в качестве, средней линии использовалась дуга окружности (фА = <р2, = 0,5).
Зависимость поворота потока в решетке A?* от угла выхода потока ?| при различных густотах т по данным работы [8] приведена на рис. 2.21. Эта зависимость получена для режима максимального качества решетки 1/(.1 р. Обратное качество решетки рр введено Г. 11. Гинзбургом [13] и представляет собой отношение сил FJR11 (см. рис. 2.1). Величина и.р связана с обратным качеством профиля и решетке [Xy = cjCy соотношением
(.Ip = Uy/Sin2 Poo (1 -h Vy Ctg ?oo).
Систематическое исследование плоских решеток профилей про-!«•депо А. П. Комаровым [24]. Выполненное им обобщение этих ис-
59
следований позволило получить ряд эмпирических формул для определения угла атаки osf, угла отставания а|, а также коэффициента потерь t* на режиме максимального качества решетки 1/цр. Формулы для а? имеют вид
. «Г = 6 - -1 fplTtФ2 [1,вЗ — (2*;)*]. (2.44)
где т* = т при т ^ 1, а при т < 1 т* = 1/(2 —т).
Эмпирическими формулами работы [24] рекомендуется пользоваться для профилей, средняя линия которых—парабола; х, = = 0,4 ... 0,55, с = 3 ... 9 %; Фг + <р, =0 ... 60°; ЄГ — (фх + ф.) = = 10 ... 70°; т = 0,65 ... 2,5.
В работе [43] опубликованы результаты систематических испытаний плоских решеток профилей NACA серии 65. Обобщение результатов этих испытаний с целью получения данных, необходимых для выбора густоты решетки, угла атаки, а также для определения угла установки и кривизны профилей при аэродинамическом расчете, выполнено в ряде работ. В работах [2, 5] исходным при этом принимался режим максимального качества профиля в решетке.
На рис. 2.22, б приведены взятые из работы [5] результаты такого обобщения для определения оптимального угла атаки в плоской решетке профилей данных геометрических параметров. Характерной особенностью профилей из работы [43] является то, что их средняя линия близка к дуге окружности, а величина с = 10 %.
В работе [12] для определения оптимального угла атаки также в основу положены результаты работы [43], однако они были дополнены результатами испытаний кольцевых решеток некрученых лопаток с большим относительным диаметром втулки с профилями, имевшими среднюю линию в виде параболы с величиной xf = 0,3 ... 0,5, а также другими материалами. Формула из работы [12 ] имеет вид
of = 1,2 + 5,9ЛГ% + /H10 (Фі + ф,) + 33с - 0,11 (90 - ft) X
X (Фі -f cp2) (0,5 - x.f)\ (2.45)
Коэффициент ml0 определяется по номограмме, приведенной в [12]. Формула (2.45) рекомендуется для следующего диапазона параметров: т =0,75 ... 1,75; с =0,03 ... 0,12; X1 =0,3 ... 0,5; ?x = = 10 ... 90°, Фі. -І- фз = 0 ... 90°.
Представляет интерес сравнить различные способы определения густоты решетки и оптимального угла атаки.
Сравнение методов выбора густоты т выполним, сопоставляя
зависимости относительного отклонения потока в решетке A?* = = A??/A?x_i на номинальном, расчетном режиме обтекания от густоты т (рис. 2.23, а). Там же, на рис. 2.23, б по разным источникам приведена зависимость номинального отклонения потока A?* (?|)
при т = 1. Как видно, при одном и том же значении A?* выбор т, например по кривой /, приводит при t > 1 к значительно большей ее величине, чем по кривой 2, а в области т < 1, наоборот, — к меньшей. Учитывая, что при % = 1 (см. рис. 2.23, б) при данном значении
60
Рис. 2.22. Графи-
ки для определения угла атаки, соответствующего максимальному качеству профиля в решетке при данном треугольнике скоростей (а) и данных геометрических параметрах (б):
= 10%; Zf = 0,5; профили NACA-65; к — касательная; — — — интерполяция
I1O
4
1*°
*0
4/3?
*5
а)
2,0
W
20
10
X
Ni
/
W WO SO 80 IU ' 60 50 40 30 й*°
Рис. 2.23. Сопоставление ¦ способов выбора густоты решетки по обобщенным данным испытаний плоских решеток профилей:
а — зависимость относительного отклонения потока Д|3* = Др^/др^_] от густоты т.; б — занисимость номинального отклонения потока Др* от номинального угла выхода потока р* при т=1. Обозначения крипых: / — по Хауэллу; 2 — и.ч [8]; 3 — из [2]; 4 — из |о]
?S по кривой / допустимо несколько меньшее отклонение потока, разница в значениях т, определяемых этими способами, возрастет еще больше. Покажем это на примерах. Определим по трем кривым, приведенным на рис. 2.23, необходимую величину т для двух треугольников скоростей * (у первого A?* = 2Г, ?jj = 51°; у второго A?* = 10°, ?| = 37° 30'), характерных для рабочего колеса вентилятора с высоким значением коэффициента давления и со средним его значением соответственно. Сведем результаты вычислений в табл. 2.2.
