• Ешқандай Нәтиже Табылған Жоқ

ДАНА ХАЛЫҚ ҰСТАЗЫ – ҚАЗАҚ ҚЫЗЫ

Сурет 6 Жел турбинасының электр қуатын өндіру графигі 3. Орташа деңгейді есептеу

Сурет 5 –Есептеу нәтижесі

6.0811 4.3679 17.3751 4.1966 8.7677 18.3517 13.9761 9.9363 3.0039 2.7496 16.5233 2.5333 3.0151 10.7854

Сурет 6 – Жел турбинасының электр қуатын өндіру графигі

(8) Осы интегралдарды тауып, осы өрнегімен алмастырамыз:

Сурет 7 –Интегралды есептеу

Интегралдарды есептеу нәтижелерін (6) теңдеуге қойған соң, жел қоз,алтқышының орташа қуатын есептеуге арналған теңдеуді аламыз.

Peavg = subs(C_1 * int1, u, u_r) - subs(C_1 * int1, u, u_c) + subs(C_2 * int2, u, u_r) - subs(C_2 * int2, u, u_c) + subs(Per * int1, u, u_f) - subs(Per * int1, u, u_r)

Сурет 8 – Есептеу нәтижесі Қорытынды

Біз Symbolic Math Toolbox пакетін жел қозғалтқышының орташа қуатының мәнін есептеу үшін пайдаландық. Бұл теңдеуді қозғалтқыштың әртүрлі конфигурациясын модельдеу үшін және де көптеген есептеулер жүргізу үшін пайдалансақ болады.

Аңдатпа

Жел генераторының көмегімен электр энергиясын өндіру бойынша зерттеулер жүргізіліп, жаңартылатын және экологиялық таза электр көздері құрылды. Біздің міндетіміз - жел қозғалтқышын пайдалану мүмкіндігін тексеру, жел қозғалтқышымен өндірілетін орташа қуаттың параметрлік аналитикалық өрнегін зерттеу және шығару.

Кілттік сөздер: жел қозғалтқышы, аналитикалық өрнек, Вейбулл (Weibull) үлестірімі, жел жылдамдығы

Аннотация

Проведены исследования полученя электроэнергии с помощью ветрогенератора и созданы возобновляемые и безопасные для окружающей среды источники электроэнергии. Наша задача, проверить возможность использования ветрогенератора, исследовать и вывести параметрическое аналитическое выражение для средней мощности, произведенной ветряным двигателем.

Ключевые слова: ветряной двигатель, аналитическое выражение, распространение Вейбулла, скорость ветра

Аbstract

Research has been carried out on the generation of electricity using a wind generator, and renewable and environmentally friendly sources of electricity have been created. Our task is to check the possibility of using a wind turbine, to investigate and derive a parametric analytical expression for the average power produced by a wind turbine.

Keywords: wind engine, analytical expression, Weibull distribution, wind speed Пайдаланылған әдебиеттер тізімі

1. https://www.mathworks.com/products/symbolic.html

2. https://docs.exponenta.ru/symbolic/evaluating-the-average-power-delivered-by-a-wind- turbine.html

УДК 620.91: 621.383

ИССЛЕДОВАНИЕ СОЛНЕЧНОГО МАГНИТНОГО ДВИГАТЕЛЯ Дмитрий Семенович Стребков 1,

доктор технических наук, академик РАН, научный руководитель центра ВИМ;

Николай Юрьевич Бобовников 1, 2, аспирант, генеральный директор АНОЭНОВВЭ,

e-mail: nikolaj.bobovnikov@yandex.ru

1 Федеральный научный агроинженерный центр ВИМ, Москва, Российская Федерация;

2 Автономная некоммерческая научная организация по содействию и развитию энергоустановок на основе возобновляемых видов энергии (АНОЭНОВВЭ), Курск, Российская Федерация Цель исследования – повышение эффективности солнечных магнитных электрических машин, использующих в качестве источника энергии солнечное излучение.

Конструкция солнечного магнитного двигателя Фарадея представлена на рисунке 1 [Патент РФ № 2684638. Солнечный магнитный двигатель Стребкова (варианты)]. В его составе: ротор 1 в виде диска 2 из проводящего материала, на котором через изолирующий слой 3 закреплен осесимметрично фотоэлектрический генератор 4 из скоммутированных солнечных элементов.

Постоянный магнит 5 установлен осесимметрично со стороны диска 2. Он имеет площадь поверхности, соизмеримую с площадью диска.

На рисунке 1 ось вращения ротора 1 с подшипником 6 соединена с диском со стороны, противоположной генератору 4. Токовывод 7 генератора 4 соединен через скользящий контакт 8 с внешним неподвижным проводником 9. Токовывод 10 генератора 4 соединен с ободом диска, а центр диска со стороны, противоположной генератору 4, соединен через полуось 11 со скользящим контактом 12. Внешние неподвижные проводники 9 и 13 соединены с нагрузкой 14. Подшипник 6 на полуоси 11 изолирован от корпуса 15 изолирующей прокладкой 16.

Рис. 1. Солнечный магнитный двигатель с двумя скользящими контактами к токовыводу генератора и к оси ротора

Результаты и обсуждение. Солнечный магнитный двигатель работает следующим образом.

При освещении генератора 4, связанного с внешней нагрузкой RH, его вольт-амперная характеристика (ВАХ) имеет вид:

,

где V, I ‒ напряжение и ток генератора при сопротивлении нагрузки Rн, Iф ‒ фототок;

Is ‒ темновой ток насыщения;

Rш ‒ сопротивление, шунтирующее переход p–n;

k ‒ постоянная Больцмана;

Т ‒ температура, К;

А ‒ коэффициент, учитывающий отклонение ВАХ от идеальной;

Rп ‒ последовательное сопротивление, включающее внутреннее сопротивление генератора 4, сопротивление скользящих контактов 11 и 29 диска 2 и внешних проводников 12 и 15.

При Rn = 0, V = 0 ток короткого замыкания Iкз = Iф.

В фотоэлектрических генераторах при малом Rn максимальный ток I при оптимальной нагрузке Rн отличается от тока Iкз, хотя и незначительно:

Это позволяет использовать генератор 4 как для вращения ротора 1, так и для питания внешней нагрузкаи16.

При освещении генератора 4 солнечным излучением между ободом и центром диска и через внешние проводники 12 и 15 и сопротивление нагрузки протекает ток J.

При взаимодействии тока J с магнитным полем постоянного магнита 6 возникает эффект униполярной индукции, и диск начинает вращаться. Электромагнитный вращающий момент, развиваемый ротором 1, пропорционален произведению тока на магнитный поток.

При вращении диска между его центром и ободом возникают токи, которые своим магнитным полем усиливают внешнее магнитное поле. Этот результат совершенно противоположен тому, который проявляется в солнечном магнитном двигателе Мендосино, когда ток в обмотке ротора из-за явления самоиндукции противодействует внешнему магнитному полю.

Направление вращения диска меняют, изменяя полярность токовыводов генератора 4 или полярность полюсов постоянного магнита 6.

На рисунке 2 представлены вольт-амперная и спектральная характеристики планарного солнечного элемента, используемого в солнечном магнитном двигателе. Его КПД 20,9% при стандартных условиях: освещенность – 1000 Вт/м2, температура – 250C, AM1.5. Площадь СЭ – 60,2 см2, размеры 78×78 мм.

а

0,00 1,50 3,00

- 1,50

- 3,00 Т о к, А

0,60

0,00 0,15 0,30 0,45

Напряжение, В

Длина волны, нм

Рис. 2. Вольт-амперная (а) и спектральная (в) характеристики планарного солнечного элемента, используемого в солнечном магнитном двигателе

Общий вид СМД показан на рисунке 3. Неодимовый магнит имеет внешний диаметр 100 мм, внутренний диаметр – 50 мм, толщину – 5 мм. Магнитная индукция равна 0,42 Т. СМД использует керамические или пластиковые подшипники и ось из немагнитного материала. Скользящий контакт, закрепленный на одном из контактов СЭ, выполнен в виде проволоки. Второй контакт СЭ соединен пайкой с центром токопроводящего диска из текстолита толщиной 0,5 мм, покрытого медью слоем 30 мкм. При солнечной радиации 800 Вт/м2 электрический ток трогания СМД составил 1,19 А при напряжении 0,45 В. При вращении диска рабочий ток равен 1,282 А при напряжении 0,42 В.

Рис. 3. Солнечный магнитный двигатель

Теоретической основой исследований и разработки солнечного магнитного двигателя послужили работы Майкла Фарадея в 1821 г. и Джеймса Клерка Максвелла в 1873 г., связанные с явлением электромагнитной индукции.

Диск радиусом м вращается с равномерной угловой скоростью , магнитное поле направлено вдоль оси вращения и распределено равномерно по всей поверхности диска с индукцией, равной 0,42 Тл. Изменение магнитного потока в результате перемещения радиальных элементов диска составит [4]:

, (1) где – приращение магнитного потока, Вб; - магнитная индукция, Тл; – равномерная угловая скорость движения радиального элемента диска м/с; – радиус диска, м; – изменение времени, с.

Электродвижущая сила, наведенная в контуре, равна:

= (2)

Спектральная чувствительность, отн. ед.

где – число оборотов, .

(3) Подставляя B = 0,42 Тл, R = 0,05 м, = 0,42 В в уравнение (3), находим:

. Выражение э.д.с. через магнитный поток:

Е = nФ , (4) где Ф – магнитный поток, Вб.

Отсюда находим магнитный поток:

Вб.

На радиальный элемент с током в магнитном поле действует электромагнитная сила Лоренца:

(5)

где – ток, А.

Подставляя в (5) B = 0,42; I = 1,282 A; R = 0,05 м в уравнение (5), получаем:

Н . Под действием силы радиальный элемент движется со скоростью : 40 м/c .

Преимуществом СМД Фарадея служит круговая симметрия магнитного поля в диске 2 и отсутствие потерь от вихревых токов при вращении ротора 1 в осесимметричном магнитном поле, так как напряженность магнитного поля в роторе, в отличие от СМД Мендосино, не изменяется во времени. В процессе работы направление электрического тока в радиальных элементах двигателя не меняется по отношению к магнитному полю якоря. Затенение планарных солнечных элементов во время вращения ротора отсутствует. По сравнению с СМД Мендосино, солнечный магнитный двигатель создает электромагнитный вращающий момент на валу и вырабатывает электрическую энергию на нагрузке, то есть выполняет функции двигателя и генератора. Солнечный магнитный двигатель представляет собой обратимую электрическоую машину. При вращении диска от постороннего механического двигателя между осью 19 и ободом 14 диска появляется напряжение, которое суммируется с напряжением генератора при надлежащем выборе полярности полюсов магнита и направления вращения. В результате увеличивается электрическая мощность и КПД преобразования солнечной энергии.

Выводы. Разработана конструкция солнечного магнитного двигателя Фарадея, в котором нет потерь на вихревые токи при вращении ротора в постоянном магнитном поле статора и магнитное поле токов ротора усиливает магнитное поле статора.

Высокий КПД солнечных элементов более 20% позволяет использовать солнечную энергию для привода солнечного магнитного двигателя и для питания нагрузки.

Дальнейшие исследования направлены на реализацию принципа обратимости электрических машин по отношению к солнечному магнитному двигателю, то есть на разработку солнечного магнитного генератора.

Аннотация

Преобразование солнечного излучения в электромеханическую энергию осуществляется с помощью солнечных магнитных двигателей. (Цель исследования) Повысить эффективность солнечных магнитных двигателей. Показали конструкцию экспериментального солнечного магнитного двигателя. Указали его характеристики: размеры неодимового магнита, материал подшипников, особенности оси двигателя. Получили вольт-амперную и спектральную характеристики планарного элемента солнечного магнитного двигателя. Показали взаимосвязь работ Майкла Фарадея, Джеймса Клерка Максвелла по электромагнитной индукции с разработкой солнечного магнитного двигателя.

Ключевые слова: солнечная энергия, униполярный солнечный магнитный двигатель, планарный солнечный элемент, неодимовый магнит.

Abstract

The conversion of solar radiation into electromechanical energy is carried out using solar magnetic motors. (Purpose of the research) Improving the efficiency of the solar magnetic motor. The design of the experimental solar magnetic motor is considered in detail, the dimensions of the neodymium magnet, bearing material and the features of the motor axis are indicated. The volt-ampere and spectral characteristics of a planar solar cell used in a solar magnetic motor are presented. We examined the design of Faraday’s solar magnetic motors, presented the calculation results and technical specifications. The value of the electric current of starting the solar magnetic motor at a certain level of solar radiation is indicated. The interrelation of the work of Michael Faraday, James Clerk Mac-swell on electromagnetic induction with the development of a solar magnetic motor is shown.

Keywords: solar energy, unipolar solar magnetic motor, planar solar cell, neodymium magnet.

Литература

1. Стребков, Д. С. Основы солнечной энергетики: учебное пособие для вузов. Организация Объединенных Наций по вопросам образования, науки и культуры (ЮНЕСКО). М.: ФНАЦ ВИМ.

2019. 323с.

2. D.S. Strebkov, N. Yu. Bobovnikov Technical and Economic Indicators of Solar Power Plants. J.

Appl. Sol. En. 2018. N54. 456-460 (In English).

3. Berger K., Boufatah F., Linares-Lamus R.-A., Menana H., Hinaje M. [et al]. Solar Electric Motor on Superconducting Bearings: Design and Tests in Liquid Nitrogen. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, Institute of Electrical and Electronics Engineers. 2017. V. 27 (4). 5200505.

4. Суханов Л.А., Сафиуллина Р.К., Бобков Ю.А. Электрические униполярные машины. М.:

ВНИИЭМ. 1964. 136 c.

УДК 532.517.4

РАСЧЕТ СОПРОТИВЛЕНИЯ ТРЕНИЯ ПРИ ЛАМИНАРНОМ ПОГРАНИЧНОМ СЛОЕ Г. Толеуов1, М.С. Исатаев2, Ж.К. Сейдулла3,

М. Сұлтан4, Б. Рахатаева5, А. Сақтаған6

1к.ф.-м.н., доцент, 2к.ф.-м.н., доцент, 3ст.преподаватель, 4преподаватель, 6,7магистрант НИИЭТФ, Казахский национальный университет им. Аль-Фараби, г.Алматы, Казахстан

Muhtar.Isataev@kaznu.kz

В последние несколько десятилетий подробному исследованию подвергались динамические и пульсационные характеристики свободной трехмерной струи, истекающей из сопла с прямоугольным выходным сечением, на основном и частично на начальном участке течения [1-3]. В последнее время, также, внимание уделяется развитию вихревой структуры и ее влиянию на развитие турбулентных и осредненных характеристик течения на начальном, переходном и основном участках свободного струйного течения.

В экспериментальных установках при изучении плоской струи, как правило, для исключения влияния конечности высоты прямоугольного сопла поле течения ограничивается торцовыми пластинами, установленными параллельно направлению потока, как продолжение торцовых стенок выходного сечения прямоугольного сопла. Здесь, как мы видим, в силу влияния торцовых стенок, вместо трехмерной струи получаем плоскую струю, ограниченную этими боковыми стенками.

Можно сказать, что полученные новые экспериментальные и теоретические данные дают широкую информацию о влиянии торцовых стенок и крупномасштабных когерентных вихрей на развитие турбулентных струй, истекающих из прямоугольного сопла. Например, в работе [4]

экспериментально исследовано влияние сопротивления трения торцовых пластин на закономерности плоской свободной струи. В последнее время для исследования когерентных структур течения пристенных струй также уделяется большое внимание [5]. Это направление является важным объектом для исследования. Также важно продолжение исследований динамических характеристик течения. В данной работе, как продолжение экспериментальных исследований, показанных в работе [4] проведен теоретический расчет влияния сопротивления трения торцовых пластин на закономерности развития плоской свободной струи.

При наличии сопротивления торцовых стенок полный импульс струи не сохраняется и уменьшается по длине струи [4]:

c

c

dx dy dK

w

2

, (1) где К – полный импульс потока в произвольном сечении струи, τw – напряжение трения на стенке на расстоянии у от плоскости симметрии, δс – полная полуширина струи, равная расстоянию от оси до внешней границы при U=0.

При рассмотрении струи между близко расположенными пластинами при числе Рейнольдса

0 3

0 10

Re  

b

U (индекс 0 – значение параметра удлинения у кромки сопла) и

1, протяженность первого участка мала и пограничные слои на стенках смыкаются на оси уже на расстоянии 1 10

b

x . Поэтому, для приближенного расчета можно принять профили как по оси z, так и по оси

y

установившимися начиная с конца или со среза сопла, сопротивление пластины рассчитать по модели ламинарного пограничного слоя.

Для простоты примем, что по оси

oy

профиль скорости струи соответствует полиному (предложенным Г. Шлихтингом) [4], а по оси

oz

параболическому профилю в плоском канале:

2

2

1

1 h z U

U   , (2) где U1- значение скорости в сечении струи с координатами

x, y

при z 0, U – продольная составляющая скорости. Полином представлен в следующем виде:

1

 1  6 

2

 8 

3

 3 

4

U

m

U

, (3) где U1 – скорость на границе пристенного пограничного слоя на расстоянии z от стенки при соответствующих расстояниях

c

y

  

от плоскости

zox

в данном сечении.

Подставляем (3) в (2), тогда по сечению струи распределение скорости будет иметь вид:

1 22

1628334

 

 

h

z U

U

m

. (4) Полный импульс струи в данном сечении:

K

 

h c U dydz h Um

0 0

2

2 1,579

4



 , (5) где ρ – плотность жидкости (газа).

Сопротивление трения стенок на участке длиной dx:

dx

c wdy dx

cU hU dy UUmU dx

0

2 0 0 0 2

1

0 1 Re

576 , 16 2 2

4 24

4 , (6)

где τw – напряжение трения на стенке на расстоянии у от плоскости симметрии.

Подставим (5) и (6) в (1) и после преобразования получим:

  

 



 

 

 

0

1 0 0

0 2 0 0

0

Re 25 , 5 2

U 1

U

b x

b x

m m

m

m

U U b d x

b x b d x

U U U d U

, (7)

где 

b

U 2

Re0 0

 . Здесь U0 – начальная скорость истечения.

В правую часть (7) подставим решение нулевого приближения

b x N U Um

0

и после

интегрирования и потенцирования получим

b

a x b

x m N

e b x b x e N

b x b x

N U

U

0 Re

50 , 10

0 0

2 0

, (8)

где x0 – полюсное расстояние,

a

2

N

Re

0

50 , 10

 

.

Чтобы получить решение во втором приближении (8) опять подставим в правую часть (7) и проинтегрируем. В результате получим решение в виде:

 

 

 

  

 1 1

2 1 ln 2

2

ln 1 2 2

0

x a x a a e

b x

b x U

U a x

н

m , (9)

где xн – длина начального участка.

Потенцируя (13) получим:

2 1 1

2

0

2

2 a x a x

e a н m

x a

e b x b x U

U . (10)

Учитывая, что до значений 100 b

x

a x  1

показатель функции можно разложить в ряд и представить (10) в виде:

 

3 2

 

0 0

exp x x ax2

m a

b x b x

N U

U   

 . (11)

Сравнение расчета по (11) с данными опыта показано на рисунке 1 для струи при

2 , 9 :

62 ,

0

0

U

и 44,1 м/с.

линии 1 и 2 расчет по (12); линия 3 расчет по [4]

Рисунок 1 – Зависимость

U

0

U

m

от расстояния от сопла при  0,62

На том же рисунке приведены также расчеты для турбулентного пограничного слоя из работы [4] по формуле:









 

 

 



 

 



 

 

27 , 0 3

8 , 1 2

9 , 0

0 0

00288 , 0 01372

, 0 1481

, exp 0

b x A b

x A b

x A b

x b

x N U

Um

, (12)

где

A   Re

00,2

N

0,2.

Видно, что формула (11) значительно лучше согласуется с данными опыта при  0,62, тогда как формула для турбулентного пограничного слоя лучше согласуется с данными опытов при

1

[4].

Заключение

Была построена схема течения струи между ограничивающими торцовыми стенками. В плоскости xoy струя распространяется как свободная струя. В плоскости xoz на первом участке пограничный слой, образующийся на торцовых стенках, аналогичен пограничному слою при обтекании пластины однородным потоком, а на втором участке, когда пограничные слои смыкаются на оси струи, течение аналогично течению в плоском канале. В работе показаны результаты расчета влияния сопротивления трения торцовых пластин на закономерности развития плоской свободной струи. Проведен расчет сопротивления при ламинарном пограничном слое.

Получена расчетная формула, которая описывает изменение максимальной скорости струи в первом приближении. Произведено сравнение результатов расчета с экспериментальными данными.

Аннотация

Данная работа является продолжением научных исследований по расчету влияния сопротивления трения торцовых пластин на аэродинамику плоской струи. Ранее был произведен расчет сопротивления при турбулентном пограничном слое. В работе показаны результаты расчета влияния сопротивления трения торцовых пластин на закономерности развития плоской свободной струи. Построена схема течения струи между торцовыми поверхностями. Проведен расчет сопротивления при ламинарном пограничном слое. Получена расчетная формула, которая описывает изменение максимальной скорости струи в первом приближении. Произведено сравнение результатов расчета с экспериментальными данными.

Ключевые слова: плоская струя, сопротивление трения, пограничный слой, ламинарное течение, аэродинамика.

Аңдатпа

Бұл жұмыс жазық ағынның аэродинамикасына шеттік беттік пластинаның үйкеліс кедергісінің әсерін есептеу бойынша ғылыми зерттеулердің жалғасы болып табылады. Бұрын турбулентті шекара қабаты кезіндегі кедергіні есептеу жүргізілген. Жұмыста жазық еркін ағыншаның даму заңдылығына шеттік беттік пластинаның үйкеліс кедергісінің әсерін есептеу нәтижелері көрсетілген. Шеттік беттердің арасындағы ағынша ағысының сызбасы тұрғызылды.

Ламинарлық шекаралық қабат кезіндегі кедергіні есептеу жүргізілді. Бірінші жуықтауда ағыншаның максималді жылдамдығының өзгерісін сипаттайтын есептік формула алынды. Есептеу нәтижелерінің эксперименттік берілгендермен салыстырылуы жүргізілді.

Кілттік сөздер: жазық ағынша, үйкеліс кедергісі, шекаралық қабат, ламинарлық ағын, аэродинамика.

Abstract

This work is a continuation of scientific research on the calculation of the effect of the friction resistance of end plates on the aerodynamics of a flat jet. Previously, the resistance was calculated for a turbulent boundary layer. The paper shows the results of calculating the effect of the friction resistance of end plates on the regularities of the development of a flat free jet. A flow diagram of the jet between the end surfaces is constructed. The resistance is calculated for a laminar boundary layer. A calculation formula is obtained that describes the change in the maximum velocity of the jet in the first approximation.

The calculation results are compared with experimental data.

Keywords: flat jet, friction resistance, boundary layer, laminar flow, aerodynamics.

ЛИТЕРАТУРА

1 Abramovich G.N., Girshovich T.A, Krasheninnikov S.I., Sekundov A.N., Smirnova I.P. 1984. The Theory of Turbulent Jets. The MIT Press, Cambridge, Massachusetts, Pages: 684.

2 Quinn W.R. Turbulent free jet flows issuing from sharp-edged rectangular slots: the influence of slot aspect ratio. Exp. Thermal Fluid. Sci. 5, 203-215 (1992).

3 Faghani E., Maddahian R., Faghani P., and Farhanieh B. Numerical investigation of turbulent free jet flows issuing from rectangular nozzles: the influence of small aspect ratio. Archiv. Appl. Mech. 2010.

Vol. 80. No. 7. Рр. 727-745.

4 Isataev S., Toleuov G., Isataev M., Ospanova Sh. and Bolysbekova Sh. Impact of frictional resistance of end plates on flat jet attenuation // Journal of engineering and applied Sciences, 10: 76-79.

2015.

5 Lhendup Namgyal and Joseph W. Hall. Coherent streamwise vortex structures in the near-field of the three-dimensional wall jet. J. Fluid. Eng. 2013. Vol. 135, No. 6. Рр. 120–126.

ӘӨЖ: 536.46:532.517.4

ЕРКІН ТУРБУЛЕНТТІ АҒЫНШАНЫ ЭКСПЕРИМЕНТТІК ЗЕРТТЕУ Ғ.Төлеуов1, М.С. Исатаев2, Ж.К. Сейдулла3, М.Сұлтан4,

А. Байкаметова5, Г.Тлепберген6, А.Ермекова7

1ф.-м.ғ.к., доцент, 2ф.-м.ғ.к., доцент, 3аға оқытушысы, 4оқытушы, 5-7магистрант әл-Фараби атындағы Қазақ Ұлттық Университеті, Алматы қ., Қазақстан

e-mail: Muhtar.Isataev@kaznu.kz Кіріспе

Шығар қимасы квадрат формалы соплодан ағып шығатын еркін турбулентті ағынша жылдамдықтың дыбысқа дейінгі диапазонында әлі кең түрде зерттелмей келеді. Егерде квадрат формалы шығар қиманың екі қарама-қарсы жағын тұрақты қылып ұстап, оларға перпендикуляр екі жағын созатын болсақ, онда тіктөртбұрышты соплоны аламыз (анықтауыш параметр – созылу параметрі λ, мұндағы λ=а/b, а – шығар қиманың ұзындығы; b – шығар қиманың ені). Мұндай соплодан шығатын ағынша үшөлшемді. Осындай үшөлшемді турбуленттік еркін ағыншалар жалпы молынан зерттелген [1-9]. Ал, бас жақта айтылған шығар қимасы квадрат формалы соплодан таралатын ағыншаны алатын болсақ (λ=1), онда осы бағытты қамтитын кейбір аздаған жұмыстарды ғана атап кетуге болады [4;7;11;12]. Квадрат формалы шығар қимасы бар соплодан ағып шығатын турбулентті ағыншаны тікелей эксперименттік зерттеуге қатысты [13] жұмысты айтып кетуге болады. Бұл жұмыста соплодан ағып шығатын турбулентті еркін ауа ағыншасының орташа динамикалық сипаттамалары кеңінен зерттелді. Зерттеу ағысқа сыртқы әсер (акустикалық) түсірілген және түсірілмеген кездерде де жүргізілді.

Аталған жұмыста осындай ағыншаны ары қарай зерттеу нәтижелері көрсетілген.

Эксперименттік зертеулер үшін аппаратура

Тәжipибe 1 cуpeттe көpceтiлгeн қoндыpғы көмeгiмeн жүpгiзiлдi.

(1) жeлдeткiштeн шыққaн aуa (2) вибpocөндipушi өтпeдeн (3) тыныштық кaмepaсына кeлiп түciп, coдaн coң (4) жәнe (5) тopлap apқылы квадрат фopмaлы шығыc кecкiнi бap (6) coплoдaн aғып шығaды.

Aғыншaның нeгiзгi бөлiгi көлeңкeлi acпaп ИAБ-451-дiң жұмыcшы бөлiгiндe opнaлacқaн.

Oның көмeгiмeн aғыcтың көлeңкeлi лeздiк cуpeтiн зepттeугe бoлaды. Aғыншaғa әcep eту тыныштық кaмepaдa aғыншaның шығыc кecкiнiнe фpoнтaльдi түpдe opнaлacқaн, қуaты 50 Вт бoлaтын (7) динaмик көмeгiмeн icкe acыpылды.

(13) дыбыc гeнepaтopынaн динaмиккe cинуcoидaлы cигнaл бepiлeдi, coғaн бaйлaныcты aғыншaның шығыc кecкiнiндe тaңдaп aлынғaн жиiлiктeгi жылдaмдықтың cинуcoидaлы тepбeлici пaйдa бoлaды.

Opтaшa жылдaмдық пeн динaмикaлық қыcымды өлшeу үшiн Питo түтiгi мeн ММН-240 мapкaлы (9) микpoмaнoмeтp қoлдaнылды.

Жұмыcтa тepмoaнeмoмeтpлiк блoк жүйeci қoлдaнылды. Oл cызықтaндыpылғaн шығыc cигнaлды жылдaмдығы бap қocapнaлы тepмoaнeмoмeтpлiк жүйeдeн, тeмпepaтуpaны түpлeндipгiштeн, (12) фaзaлық тaңдaу блoгынaн тұpaды.

Coплoның cиммeтpиялық үш өci бoйымeн Питo түтiкшeci мeн дaтчиктiң opнaлacуы үшөлшeмдi кoopдинaтник көмeгiмeн жүзeгe acыpылaды.

Coплoның cығылу дәpeжeci c10(

cF

1

/ F

2, мұндaғы

F

1-соплоның кipу aудaны,

F

2-oның шығу aудaны), coплoның биiктiгi 90 мм-ге тең.

1-жeлдeткiш; 2-вибpocөндipушi өтпе; 3-тыныштық кaмepacы; 4-түзeту тopлapы; 5- қыздыpылaтын тop; 6-coплo; 7-динaмик; 8-Питo түтiкшeci; 9-микpoмaнoмeтp; 10-дaтчик; 11-CТМ- 02 типтi тepмoaнeмoмeтpлiк блoк жүйeci; 12-фaзaлық тaңдaу блoгы; 13-дыбыcтық гeнepaтop

1 cуpeт. Тәжipибeлiк қoндыpғының cызбacы Алынған нәтижелер және олардың анализі

Ағыншадағы ағыстың құйындық құрылымын зерттеу үшін термоанемометрмен өлшенетін, осциллографтың экранында сақталатын жылдамдықтың лездік пульсациясының жазылуы әдісін қолдану қажет.

Термоанемометрдің көмегімен жылдамдықтың орташа және пульсациялық мәндері, турбуленттіліктің деңгейлері (турбуленттіліктің интенсивтілігі) өлшенді. Жылдамдықтың пульсациясының лездік өзгерісінің осциллограммаларына талдау жасау негізінде, ірімасштабты бірінші реттік құйындардың пайда болуы және олардың соплодан алыстауы кезіндегі даму жиіліктері есептелінді.

Жылдамдықтың лездік пульсациясы сигналын созу осциллограммасына талдау жасау, жылдамдық тербелісінің нақты берілген жиіліктері бар екендігін көрсетеді. Жылдамдықтың осы тербелістері бастапқы бөлімшеде еркін шекаралық қабаттағы ірімасштабты дискреттік құйындардың пайда болу жиіліктерімен дәл келеді. Ағыстың бойымен төмен соплоның шығар қимасынан алыстаған сайын бірінші реттік құйындардың бір-бірімен әсерлесуі және олардың осының негізінде іріленуі нәтижесінде үлкен амплитудалы төменгі жиіліктегі жылдамдықтардың тербелісі пайда болады.

Сонымен қатар, олардың фонында бірінші реттік құйындармен түсіндірілетін жоғарғы жиіліктегі жылдамдықтардың пульсациясы сақталады. Мысал ретінде 2 суретте ағыншаның өсі бойынша әр түрлі қашықтықтарда, х/b параметрінің (калибр) әр түрлі мәндерінде алынған шығар қимасы квадрат формалы соплодан таралатын ағыншаның өстік жылдамдығының пульсациясының осциллограммалары көрсетілген.

Зерттеу көрсеткендей орташа жылдамдықтың кемуіне байланысты бірлік уақытта датчиктің жанынан өтетін құйындардың саны азаяды. Осы нәтижелерден шығатын қорытынды: соплодан ағыстың бойымен алыстаған сайын құйындар кішірек құйындарға бөлінбейді, құйындардың саны артпайды, ал оның есесіне үлкен размерлі ірі құйындарға бірігуі көрінеді. Екінші жағынан осы топтардың ішіндегі әрбір құйын өзінің индивидуальділігін соплоның шығар қимасынан өте үлкен арақашықтықта сақтай алады (30 калибрге шейін) және жылдамдық пульсациясын туғызады.

Жұмыста еркін ағыншаның пулсациялық сипаттамалары да зерттелді. Өлшеулер жүргізілмес бұрын термоанемометр тарировкаланылды. Өстік максимал жылдамдыққа (Um) шағылған және бастапқы жылдамдыққа (U0) шағылған өстік жылдамдықтың пульсация интенсивтілігі (турбулентіліктің интенсивтілігі)

m және

m0

келесі формулалар көмегімен анықталды: