Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Обзор работ по воздушным завесам 9
1.1. Общие сведения 9
1.2. Воздушные струи в сносящем потоке 11
1.3. Воздушные струи, развивающиеся при перепаде давлений 29
1.4. Современные методы расчета воздушных завес различного назначения 29
1.5. Выводы ...,39
Глава 2. Аналитическое исследование плоской изотермической струи боковой воздушной завесы 41
2.1 .Исходные положения. Схема струи 41
2. 2. Уравнение оси плоской изотермической струи, искривленной перепадом давлений на ее границах 42
2.3. Дальнобойность и наибольший вылет струи 44
2.4. Безразмерные зависимости между геометрическими и физическими характеристиками 45
2.5. Шиберование проема ворот струей воздушной завесы 47
Глава 3. Численное моделирование струи воздушной завесы 52
3.1. Описание турбулентных течений 54
3.2. Краткая характеристика пакета прикладных программ Star-CD применительно к рассматриваемой задаче 57
3.2.1. Реологические соотношения моделей турбулентности 57
3.2.2. Дискретизация задачи и методы решения разностных уравнений 61
3.3. Результаты исследований 62
Глава 4. Физическое моделирование воздушной завесы 76
4.1. О моделировании изотермических струй 76
4.2. Цели и задачи исследования 77
4.3. Экспериментальная установка. Измерительные приборы ... 77
4.4. Методика испытаний. Обработка данных 81
4.5. Обсуждение результатов, 84
Заключение 88
Библиографический список использованной литературы 89
Приложения 97
- Воздушные струи в сносящем потоке
- Уравнение оси плоской изотермической струи, искривленной перепадом давлений на ее границах
- Краткая характеристика пакета прикладных программ Star-CD применительно к рассматриваемой задаче
- Экспериментальная установка. Измерительные приборы
Введение к работе
Обеспеченность параметров микроклимата в производственных здани
ях существенным образом определяет санитарно-гигиенические условия, со
циальные гарантии для людей на рабочих местах, а также в ряде случаев яв-
ляется решающим фактором стабильного технологического цикла с макси
мальной производительностью труда. Протяженные, иногда на десятки мет
ров, многотонные технологические линии, зачастую импортного производст
ва, не выходят на номинальные рабочие режимы и как следствие не приносят
ожидаемой выгоды, если нарушаются требования, прежде всего к равно
мерности температурных полей внутреннего воздуха. Одним из наиболее
существенных факторов, воздействующих на стабильность и равномерность
", температурных и скоростных полей в обслуживаемых помещениях является
поступление холодного наружного воздуха через открывающиеся проемы ворот или технологические отверстия. Применение воздушно-тепловых завес (ВТЗ) приводит к серьезному увеличению потребления тепловой энергии. Так для современного цеха по переработке древесины, где благодаря соблюдению требований СНиП II-3-79* «Строительная теплотехника» к ограждающим конструкциям, потребности тепла на нужды отопления, вентиляции и горячего водоснабжения составляют около 450 кВт, те же потребности на теплоснабжение калориферов ВТЗ - приблизительно 1300 кВт. При таком
соотношении нагрузок, учитывая огромные масштабы потребления энерго-
ресурсов системами обеспечения микроклимата, вполне логичной задачей становится изыскание возможностей для экономии тепла на установки ВТЗ.
Следует отметить, что применяемые воздушно-тепловые завесы для
ворот и проемов промышленных зданий в большинстве своем относятся к
', завесам шиберугощего типа. При этом эффект полного шиберования подра-
зумевается не в аэродинамическом смысле, а в смысле некоего тепловоз-душного замка.
В случае реализации возможности аэродинамического шиберования
необходимости в подогреве струи воздушной завесы нет. Тогда воздух для
завесы может забираться не из помещения, а из атмосферы, что уменьшает
степень воздействия завесы на воздушный режим здания. При этом сама кон-
* струкция завесы выносится за пределы обогреваемых производственных
площадей. Наружный воздух в завесе, обладая большей, чем внутренний плотностью, повышает динамические характеристики струи, увеличивая ее дальнобойность.
Попытки реализации воздушной завесы на основе полного перекрывания проема плоской струей атмосферного воздуха предпринимались и ранее. Получены авторские свидетельства на устройство завес по этому принципу, например, А.С. №983391 [1]. Шведская фирма Flakt поставляла потребителям
; воздушные завесы серии JABA с производительностью от 32000 до 53000
мэ/час[74]. Завесы этого вида устанавливаются снаружи ворот и используют атмосферный воздух без подогрева. Помимо экономии тепловой энергии конструктивная реализация такой завесы может привести к значительному сокращению затрат на материалы и оборудование (см. приложение 1). К сожалению достоверных сведений о шиберующей способности этих завес не имеется.
Поэтому исследование этого вопроса является весьма важной задачей и представляет научный и практический интерес.
Целью работы является исследование характеристик плоской изотер-мической струи боковой односторонней завесы, развивающейся в районе проема ворот с учетом перепада давлений по обеим ее сторонам и возможности полного шиберования проема. Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
\
\
Получить аналитические уравнения, описывающие траекторию струи, изгибающуюся под действием перепада давлений, и основные ее характеристики.
Разработать математическую модель условий полного шиберования проема ворот.
Разработать математическую модель численного эксперимента по изучению двухмерного течения воздуха в районе ворот на базе к-Е модели турбулентности для стационарных и нестационарных условий уравнений Рейнольдса.
Осуществить физическое моделирование работы воздушной завесы.
Методы исследования: интегральный метод Эйлера, теория разностного моделирования течений жидкостей и газов, теория экспериментальных исследований.
Научную новизну составляют и на защиту выносятся:
Уравнение траектории плоской изотермической струи, развивающейся при перепаде давлений по обеим ее сторонам, с использованием теоремы о количестве движения в проекциях на оси координат с учетом изменения количества движения в различных сечениях;
Основные характеристики этих струй и условия шиберования проема ворот промышленного здания на базе метода Эйлера;
Численное решение уравнений Рейнольдса с замыкающими уравнениями на базе к-є модели турбулентности с использованием программного комплекса Star SD при соответствующих граничных условиях;
Новые научные результаты, отражающие характеристики автоколебаний струи воздушной завесы;
5. Заключение о шнберующей способности воздушной завесы. Практическая ценность:
полученные зависимости для струй, искривленных под действием перепада давлений по обеим ее сторонам, могут использоваться при создании местных отсосов в виде воздушно-струйных укрытий;
полученные численные решения для воздушных завес позволяют более полно представить качественную и количественную картину возникающих потоков при взаимодействии приточной струи, всасывающего проема и граничных поверхностей, что обеспечивает объективный выбор конструктивных решений;
в результате применения программного комплекса Star SD осуществлено его дополнительное тестирование, пополнился круг адекватно решаемых на его основе задач.
Публикации: по материалам диссертации опубликованы 7 печатных работ.
Апробация работы
Основные материалы исследований доложены и обсуждены на: научных конференциях профессорско-преподавательского состава, научных сотрудников и аспирантов Московского текстильного института (МТИ) (1985, 1986гг.), заседании кафедры промэнергетики МТИ (1987г.), семинаре Московского дома научно-технической пропаганды (МДНТП) «Оздоровление воздушной среды машиностроительных предприятий» (1987г.), научной конференции преподавателей, научных работников и аспирантов Восточно-Сибирского государственного технологического университета (2004г.), конференциях профессорско-преподавательского состава, научных сотрудников и аспирантов Иркутского государственного технического университета (2002, 2003гг.).
Структура и объем работы
Диссертация состоит из введения, 4 глав, выводов и списка литературы из 93 наименований. Общий объем работы - 102 стр., в том числе 34 рисунка, 5 таблиц, 3 приложения.
Воздушные струи в сносящем потоке
Взаимодействие струи со сносящим потоком весьма сложно. При истечении струи в сносящий поток под некоторым углом к последнему ось струи под действием сносящего потока искривляется в сторону движения воздуха. Г, С. Шандоров [62] непосредственным измерением установил, что перед газовой струей в сносящем потоке и в лобовой части самой струи имеется зона повышенного статического давления, а в кормовой части струи и за струёй - зона разряжения. Разница давлений по обе стороны струи является физической причиной искривления ее траектории. Форма поперечного сечения круглой струи под действием сносящего потока деформируется и становится подковообразной. Это объясняется тем, что периферийные слои струи, имеющие малую скорость и интенсивно сдуваемые воздухом, имеют большую кривизну траектории, чем основная масса струи.
Характер взаимодействия между струей и сносящим потоком таков, что за струей и в самой струе имеются вторичные вихревые течения. В результате процесс перемешивания газа с воздухом в такой струе должен происходить значительно интенсивнее, чем в струе, вытекающей в неподвижную среду. Однако в [63] на основе измерений в нескольких нормальных сечениях струи установлено, что масса струи, развивающейся в поперечном потоке, изменяется примерно так же, как и у свободной.
Траектории распространения струй в сносящем потоке наиболее полно исследованы в работах Ю, В. Иванова [28 - 30]. Им исследованы траектории одиночной круглой, плоской и прямоугольном струй в свободном поперечном и ограниченном потоке, а также траектории круглых и прямоугольных струй, размещенных в ряд в поперечном ограниченном поле.
Диаметр круглой струи в опытах Ю. В. Иванова изменялся от 5 до 21,7 мм,, угол атаки струи а по отношению к потоку сносящего воздуха от 30 до 150, отношение скорости истечения струи к скорости потока от 3 до 20, отношение температур струи и потока от 0,64 до 2,86; коэффициент структуры струи от 0,06 до 0,008. Для создания плоской струи использовались сопла с полушириной 0,9; 2,7; 4,0 мм. Опыты проводились при двух значениях от ношения абсолютных температур Т2 / Tj = 1 и 2. При этом отношения кинетических энергий струи и сносящего потока изменялись в широких пределах от 400 до 12,5. Опыты проводились с соплами, ориентированными под углом а = 0 и а = 30.
Влияние сносящего потока на вертикальную струю В 1965 г. С. Е. Бутаков и В. Д, Столер [16] поставили специальный эксперимент для проверки принимаемого многими авторами допущения о постоянстве количества движения в поперечных сечениях турбулентных струй. Результаты показали, что количество движения в струе истекающей из круглого отверстия в сносящий поток, остается постоянным, но всегда составляет величину меньшую, нем при отсутствии сносящего потока, и тем меньше, чем больше угол наклона струи к потоку и скорость сносящего потока.
И. Б. Палатник и Д. Ж. Темирбаев провели подробное исследование закономерностей распространения осесимметричной воздушной струи в сносящем потоке. В аналитическом решении траектория струи определена путем составления баланса сил на выделенный элемент струи. Окончательное уравнение траектории струи имеет сложный вид и вычисления ее проводились численным методом. Экспериментальное изучение структуры течения, особенностей данного вида струйного движения, закономерностей поля сил, действующих на струю как при изотермическом, так и при не изотермическом течении отражено в [38]. Для d = 20 мм., а 90 и q = 0,17+0,04 получена следующая формула для траектории струи: =1ЛР!Л±(У)" (1.4)
Траекторией струи авторы работы считали геометрическое место точек, являющихся центрами импульсов в каждом сечения струи. В этих экспериментах установлено, что массовый расход в струе в сносящем потоке растет в несколько раз быстрее, чем в струе, вытекающей в неподвижную среду. Достоверность такого результата подкрепляется тем, что проведенные измерения показали постоянство избыточного теплосодержания в разных поперечных сечениях струи. Уровень турбулентности в такой струе оказался значительно выше, чем в свободной затопленной струе и в месте наибольшей кривизны траектории достигал 35%. Всякая турбулентная струя, истекающая вблизи какой-либо поверхности, будет испытывать влияние этой поверхности. Это явление, вошедшее в техническую литературу под названием "эффект Коанда" играет важную роль при изучении искривления струй газа.
Первые попытки теоретического обоснования этого явления были сделаны в 1960 г. С. Буркви и В. Ньюманом [74]. В основу расчета были положены следующие предпосылки: давление внутри циркуляционной зоны распределяется равномерно, осевая линии струи изгибается по дуге окружности радиусом R, ширина струи мала по сравнению с радиусом R, распределение скоростей в изогнутой струе происходит по аналогии со свободной струей, количество движения в струе сохраняется постоянным.
Уравнение оси плоской изотермической струи, искривленной перепадом давлений на ее границах
В последние годы при решении разного рода задач о воздушном режиме зданий все большее применение находят методы численного моделирования. В отличие от традиционных инженерных подходов, оперирующих, главным образом, интегральными характеристиками процесса (объем помещения, суммарный расход воздуха и энергии), эти методы позволяют уже на стадии проектирования оптимизировать разрабатываемую систему с учетом специфических особенностей рассматриваемого помещения (его назначения, геометрической формы, размещенного в нем оборудования, конкретных климатических условий в окружающей среде, располагаемых энергетических ресурсов и т.д.)- В этой области достигнуты значительные успехи, связанные как с быстрым развитием вычислительной техники, так и с разработкой достаточно универсальных программных средств (коммерческих прикладных программ), обеспечивающих возможность и относительную простоту постановки соответствующих задач и представления результатов расчетов в удобной и наглядной форме. Вместе с тем, многие принципиальные вопросы вычислительной аэродинамики остаются нерешенными, что естественно ограничивает круг решаемых задач и не может не сказаться на уровне доверия к результатам численного моделирования вентиляционных течений. В первую очередь, это относится к моделированию сложных переходных и турбулентных течений.
В этой области наиболее распространенным является традиционный подход, базирующийся на описании турбулентных течений в рамках осредненных по Рейнольдсу стационарных уравнений Навье-Стокса [80], замкнутых с помощью той или иной модели турбулентности. С практической точки зрения такой подход является вполне оправданным, поскольку при проектировании систем вентиляции основной интерес представляют именно средние характеристики вентиляционных течений (осредненные поля давления, скорости и температуры), относительно которых формулируются уравнения Рейнольдса. Однако для многих течений, характерной особенностью которых является наличие обширных отрывных зон, применение стационарных уравнений Рейнольдса, независимо от используемой модели турбулентности, приводит к недопустимо большим погрешностям, а иногда и к качественно неверным результатам. Это связано с наличием в отрывных потоках крупномасштабных принципиально нестационарных вихревых структур, параметры которых существенно зависят от конкретной геометрии течения и граничных условий и, в связи с этим, не могут быть правильно рассчитаны в рамках стационарных уравнений Рейнольдса с использованием моделей турбулентности, «настроенных» на относительно простые и «универсальные» турбулентные сдвиговые течения (пристенные пограничные слои, струи, слои смешения) [83]. К сожалению, существующие альтернативные подходы (в первую очередь, метод прямого численного моделирования и метод моделирования крупных вихрей) требуют чрезмерных вычислительных ресурсов, что не позволяет применять их при проектировании реальных технических систем, когда для получения «ответа», то есть для разработки оптимальной конструкции, необходимо проведение большого числа вариантных расчетов (даже единичные расчеты с применением этих подходов в зависимости от сложности рассматриваемого течения находятся пока на пределе или далеко за пределами возможностей современных компьютеров [90]). В связи с этим весьма привлекательным представляется другой, получивший развитие сравнительно недавно [75, 77, 93], подход, базирующийся на описании номинально стационарных (т.е. при отсутствии внешних источников нестационарности) турбулентных течений в рамках нестационарных уравнений Рейнольдса. В ряде случаев с его помощью удается с достаточно высокой точностью рассчитать течения, для которых стационарные уравнения Рейнольдса оказываются, по существу, не применимыми.
Воздушные потоки в проеме ворот при наличии плоской струи завесы, направленной под неким углом к оси проема с весьма значительной начальной скоростью, несомненно, формируют обширные зоны отрывного течения (зоны рециркуляции), порождающие когерентные структуры.
В качестве инструмента для решения этой задачи используется коммерческий пакет Star CD [79]. 3.1. Описание турбулентных течений
Наиболее строгим подходом к расчету турбулентных течений является прямое численное моделирование (Direct Numerical Simulation или DNS в англоязычной литературе), суть которого состоит в непосредственном (без какого-либо предварительного осреднения) численном решении нестационарных трехмерных уравнений Навье-Стокса. В принципиальном плане, DNS является идеальным подходом, так как он позволяет описать весь спектр турбулентности и затем рассчитать представляющие непосредственный практический интерес параметры осредненного течения путем осреднения мгновенных полей давления, скорости и температуры по достаточно длинному (статистически представительному) временному интервалу. При этом вклад в осредненное движение когерентных вихревых структур, связанный с относительно низкочастотными автоколебаниями потока, учитывается автоматически. Однако практическое использование DNS требует огромных вычислительных ресурсов. Это органически связано с сутью данного подхода, подразумевающего достаточно точное разрешение всего пространственно-временного спектра турбулентных неоднородностей. Оценка соответствующих ресурсов может быть легко получена с учетом того, что отношение характерного размера «больших» (энергосодержащих) вихрей L близких по порядку величины к линейному макро-масштабу рассматриваемого течения к так называемому Колмогоровскому масштабу т, характеризующему размеры мелких вихрей, энергия которых диссипирует в тепло под воздействием молекулярной вязкости, пропорционально числу Рейнольдса в степени три четвертых: L/т] = Re . Таким образом, размер сетки в четырех измерениях (три пространственных направления и время), необходимой для обеспечения приемлемой точности разрешения всех существенных пространственно-временных масштабов, оказывается пропорциональным кубу числа Рейнольдса. В результате в настоящее время при-менение DNS ограничено относительно низкими числами Рейнольдса 10 -МО и простыми геометриями, а его использование для решения сложных прикладных задач по существующим оценкам, основанным на прогнозах развития вычислительной техники, станет возможным лишь через 5-7 лет. Метод моделирования крупных вихрей (LES)
Идея данного подхода состоит в предварительной «фильтрации» уравнений Навье-Стокса от коротковолновых (определяемых формой и размерами используемого фильтра) турбулентных неоднородностей. Процедура фильтрации произвольной случайной функции f состоит в ее умножении на функцию «фильтра», имеющую некоторый характерный линейный масштаб Д , связанный с размерами, использумой конечно-разностной сетки, и в последующем интегрировании полученного произведения по всему рассматриваемому объему V.
Краткая характеристика пакета прикладных программ Star-CD применительно к рассматриваемой задаче
Для пространственной и временной дискретизации STAR-CD предлагает пользователю схемы как низкого (первого), так и высокого (второго и выше) порядка точности. Так для временной дискретизации предлагаются полностью неявная (Fully implicit) схема и схема Кранка-Никольсона,
В качестве схемы низкого порядка пространственной дискретизации можно использовать Upwind differencing (UD) схему. Схемы высокого порядка пространственной дискретизации: - Linear upwind differencing (LUD) - второй порядок точности - Central differencing (CD) - второй порядок точности - Quadratic upstream interpolation of convective kinematics (QUICK) - третий порядок точности - Monotone advection and reconstruction scheme (MARS) - второй порядок точности - Self-filtered central differencing (SFCD) - второй порядок точности - Gamma differencing scheme - второй порядок точности - Blended differencing - второй порядок точности Пакет Star-CD позволяет использовать для решения уравнений Рейнольдса несколько неявных методов: 1. Модификация известного SIMPLE метода, специально адаптированного для неортогональных и неструктурированных сеток 2. PTSO метод, также адаптированный под требования Star-CD 3. SMPISO - метод включает в себя комбинацию двух предыдущих алгоритмов Алгоритм PISO, реализованный в пакете, обычно предполагает исполь-зовании нескольких(как правило до 20 ) стадий корректора. Основные отличия алгоритма SIMPLE от PISO заключаются в следующем: - Данный алгоритм предназначен для расчета установившихся течений - Используется только одна стадия корректора
Отличием алгоритма SIMPISO от SIMPLE заключается в более сложной обработке градиента давления, являющегося результатом неортогональности сетки. Вследствие этого данный алгоритм более устойчив на неортогональных сеточных структурах, но это требует дополнительных вычислительных ресурсов. В остальном реализация данных алгоритмов идентична.
Для решения нестационарных задач в пакете Star-CD предлагается для использования только алгоритм PISO.
Как уже отмечалось, пакет прикладных программ Star-CD является коммерческим продуктом. Данное обстоятельство наложило свои ограничения на объем выполненных расчетов. Анализируя полученные с помощью подобных пакетов программ результаты, удалось найти подтверждение предположениям» воз 63
никшим в ходе предварительного эксперимента со струями воздушных завес. Суть этих предположений заключалась в том, что полному шиберованию проема ворот струей воздушной завесы противодействует регулярный срыв потока, как вероятно результат внутренних свойств турбулентных вихрей.
Для проверки этого предположения был выбран вариант воздушной завесы с оптимальным соотношением ширины проема к ширине щелевого патрубка В/Ьо-30, углом наклона струи к плоскости ворот в0=30 и максимальной начальной скоростью VO 25M/C, при незначительном перепаде давлений внешнего и внутреннего воздуха ЛР 5Па.
Все варианты расчетов были проведены с использованием модели несжимаемой жидкости. Система уравнений, использованная для описания течения имеет вид (3.1).
Граничные условия. На поверхностях проема ворот задавалось условие прилипания и непроницания для скорости. В месте выпуска струи задавалась скорость v. На свободных границах-условие по давлению.
Для расчетов использовалась высокорейнольдсовая квадратичная к - с модель турбулентности с использованием алгоритма дискретизации второго порядка точности MARS - по пространственным переменным и UD (первый порядок точности) - для турбулентной энергии и диссипации турбулентной энергии. По времени была взята неявная схема первого порядка точности. Давление находилось с помощью алгоритма P1SO.
Экспериментальная установка. Измерительные приборы
Исследовалась односторонняя боковая завеса, установленная снаружи ворот. Устанавливалась картина движения воздуха в районе ворот при работе воздушной завесы, количественная оценка факторов, влияющих на эффективность ее работы.
При проведении эксперимента ставились следующие задачи: Построение полей скорости движения воздуха в зоне проема модели при различных разряжениях в ней; Определение траектории струи завесы; Определение закономерности изменения осевой скорости в струе воздушной завесы; Исследование условий шиберования струей завесы проема ворот. Все эти задачи рассматривались при разных углах между направлением выхода струи завесы и плоскостью ворот, скоростях выхода воздуха из щели воздушной завесы, ширины щелевого патрубка.
Исследования проводились на установке, общий вид которой приведен нарис. 4.1. Установка состояла из камеры 1, выполненной из оргстекла размерами 1200 х 2100 х 700 мм, системы воздуховодов и двух центробежных вентиляторов Ц4-70 , один из которых 7 отсасывал воздух из камеры и создавал в ней разряжение, а другой 6 подавал воздух в завесу. В передней тонкой стенке камеры имелся проем 2 размерами 300x200(h) мм, перед которым устанавливался канал завесы 3. Канал выполнялся в виде конусного воздуховода с продольным щелевым насадком постоянной ширины. Щелевой насадок был снабжен разделителями потока для поддержания равномерного поля скоростей на выходе. Шаг установки разделителей равнялся S = bo- Расход возду 78
ха, удаляемого из камеры, и расход воздуха, подаваемого в завесу, определялись с помощью труб Вентури. Регулирование расходов воздуха осуществлялось шиберами. Для измерения скоростных полей использовался термоанемометр ТА-9, где датчиком служат два терморезистора СТЗ-14, один из которых перегрет относительно воздушного потока, на 60С и служит индикатором скорости воздушного потока; второй включен в режиме измерителя температуры. Пределы измерений прибора по скорости ОД - 5,0 м/с, по температуре - 0 - 50С. Положение датчика термоанемометра ТА-9 фиксировалось с помощью координатника с ценой деления шкал 1 мм.
Измерение динамического давления воздуха в расчетных точках исследуемого поля скоростей проводилось с помощью шарового зонда. Шаровой зонд представляет собой шарик с пятью отверстиями, просверленными в двух перпендикулярных друг к другу диаметральных плоскостях. Шарик помещен на цилиндрической державке. Угол между осями центрального и каждого из боковых отверстий составляет 40. Каждое отверстие шарика соединяется тонкими трубками, проходящими внутри державки. Диаметр шарика составлял 5 мм.
Принцип работы зонда основан на том, что в зависимости от направления потока, обтекающего шарик, в точках, где просверлены отверстия, устанавливаются некоторые давления. Эти давления могут быть измерены микроманометрами, присоединенными к штуцерам.
Определение направления скорости можно осуществить посредством поочередного вращения прибора в двух взаимно перпендикулярных плоскостях вокруг центра шарика. Вращение производится до тех пор, пока каждой паре боковых отверстий не установятся одинаковые давления. Тогда, очевидно направление вектора скорости совпадет с осью центрального отверстия; точнее положение вектора скорости можно находить с помощью поправок, полученных тарировкой. Отсчет углов, определяющих положение вектора скорости в пространстве, производится по лимбам координатника. Расчет величин скорости и давления производится по формулам, аналогичным соответствующим формулам для двухмерных приборов. Изложенный способ измерения, называемый нулевым, является наиболее простым при обработке экспериментальных данных, а так же наиболее точным.
В другом методе определения углов, дающих положение вектора скорости в пространстве, они находятся по показаниям манометров, присоеди 80 ненных к боковым отверстиям неподвижного прибора, В этом случае необходима предварительная тарировка, т.е. установление связи между углами величиной скорости и показаниями манометров, присоединенных к боковым отверстиям неподвижного прибора. Тарировка приборов при такой методике измерений получается весьма громоздкой, а пользование тарировочными кривыми - очень сложным вследствие многозначности тарировочных кривых.
Наиболее удобным и широко распространенным способом является смешанный способ, при котором один из углов р определяется вращением, а второй у - по показаниям манометров.
Вращая шарик вокруг оси державки при любом направлении потока в пространстве, можно получить такое положение шарика, при котором давления в двух точках будут равны. При этом вектор скорости потока будет лежать в плоскости трех оставшихся отверстий, и задача будет сведена к определению его величины и направления в этой плоскости. Положение вектора скорости определяется по лимбу.
Учитывая стабильность двухмерного течения, обеспеченного ограничением зоны проема двумя горизонтальными плоскостями, можно упростить процедуру измерения за счет установки державки в вертикальное положение. При этом для определения положения вектора скорости достаточно вращения державки вокруг ее оси до момента достижения равенства давлений в точках шарика, расположенных в плоскости, перпендикулярной оси державки.
Для точных измерений разряжения в камере 1 применялся поплавковый микроманометр, в котором вместо положения мениска определяется положение твердого тела, плавающего на поверхности жидкости. Наблюдение шкалы велось с помощью микроскопа, имеющего визирную линию.
Расходы воздуха, поступающего в канал воздушной завесы 3 и воздуха, отсасываемого из камеры 1, для избежания значительных потерь энергии измерялись трубой Вентури, представляющим собой мерную шайбу с плавным сужением на входе и диффузором на выходе. Потери напора в этом расходомере в четыре-пять раз меньше потерь напора в диафрагме или потерь при внезапном расширении по Бордо. Точность измерения расхода составляет ±1-2%. Коэффициент расхода, а, определялся тарировкой и составлял 0,945.
Атмосферное давление в помещении лаборатории измерялось барометром БМ-2 с точностью до 1 мм.рт.ст.
Изучение характеристик струйных течений заключалось в определении полей скоростей в зоне действия воздушной завесы. Положение векторов скорости определялось как с помощью шарового зонда, так и визуально с помощью четыреххлористого титана. Кроме того, использовались шелковинки на проволочной рамке, размещенной в проеме модели. Величины скоростей определялись с помощью термоанемометра, а также шарового зонда и аэродинамического крючка. Испытания проводились при работе воздушных завес у ворот.
