CC BY
74
Скважина 1
Скважина 3
-17 см -60 см
Относительное время, мин — 20 см • 30 см 40 см
-50 см -100 см
Скважина 2
-17 см -60 см
2250 2750 3250 3750 4250
Относительное время, мин —■—20 см —•—30 см 40 см
• 70 см > 80 см 90 см
4750 5250
50 см -100 см
Рис. 2 Динамика влажности почвы во времени в четырех скважинах почвенного монолита
750
1250
1750
5750
60 см
70 см
80 см
90 см
100 см
70 см
80 см
90 см
Таким образом, нами была получена динамика давления почвенной влаги и динамика влажности почвы во времени в четырех скажинах. Полученные данные могут быть применены для моделирования ОГХ, расчета водопотребления культуры [10] и для проведения автоматизации управления режимом полива сельскохозяйственных культур [5].
Литература
1. TRIME-FM User Manual. / IMKO Micromodultechnik GmbH. 22c. http://www.eol.ucar.edu/isf/facilities/isff/sensors/trime/FM-manual_e.pdf
2. Васильченко Т. А. Количественная оценка риска возделывания яровой пшеницы в Саратовской области //Вестник СГАУ им. Н. И. Вавилова. - 2009. - №1. - С. 12-16.
3. Васильченко Т. А., Затинацкий С. В. Обоснование необходимости комплексных мелиораций с учетом возможного изменения климата в условиях Нижнего Поволжья// Вестник СГАУ им. Н. И. Вавилова. - 2008. - № 3. - С. 60-62.
4. Затинацкий С.В., Хитров Н.Б., Гаранова Е.Г., Семенов В.Н.,
5. Данченко В.А. Влияние агрогидрологической пространственной неоднородности на формирование потоков влаги в масштабе почвенного педона // Вавиловские чтения - 2003: Материалы межрегиональной научной конференции молодых ученых и специалистов системы ПАК Приволжского федерального округа. Секция мелиорации и леса. ФГОУ ВПО «Саратовский ГАУ», 2003. С. 14-16.
6. Кошкин Н. М., Затинацкий С. В., Васильченко Т. А. Автоматизация управления режимом полива сельскохозяйственных культур с учетом погодных условий //Вестник СГАУ им. Н. И. Вавилова. - 2010. - №7. - С. 58-61.
7. Панкова Т. А., Руковичникова А. Н. Определение влажности почвы для регулирования режима орошения сельскохозяйственных культур в условиях Саратовского Заволжья // Научная жизнь. - 2013. - №4. - С. 17-24.
8. Затинацкий С. В., Панкова Т. А. Ресурсосберегающая математическая модель нормирования орошения // Научное обозрение. - 2013. - №11. - С.10-12.
9. Панкова Т. А. Статистическая обработка результатов нормирования орошения люцерны для условий Саратовского Заволжья // Международный научно-исследовательский журнал = Research Journal of International Studies. 2014. №2-1. С. 111-112.
10. Панкова Т. А. Результаты моделирования нормирования орошения сельскохозяйственных культур для условий Саратовского Заволжья //Научное обозрение. - 2014. - №1. - С.17-21.
11. Панкова Т. А., Руковичникова А. Н. Определение суммарного водопотребления люцерны // Научная жизнь. - 2013. - №5. - С. 9-12.
Кондратюк В.А.
Младшый научный сотрудник, Национальный технический университет Украины «Киевский политехнический институт» АЭРОДИНАМИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ОДИНОЧНЫХ ПЛОСКООВАЛЬНЫХ ТРУБ
Аннотация
В статье приведены результаты экспериментального исследования аэродинамического сопротивления одиночных труб плоскоовальной и круглой формы в диапазоне изменения чисел Рейнольдса от 4000 до 25000. Показано, что потери давления зависят от относительного удлинения профиля плоскоовальной трубы. Предложена зависимость для расчета сопротивления одиночных плоскоовальных труб для d2/d1= 1.425-2.625.
Ключевые слова: аэродинамика, сопротивление, труба, плоскоовальный, одиночный.
Kondratyuk V.A.
Junior researcher, National technical university of Ukraine, "Kiev Polytechnic Institute"
AERODYNAMIC DRAG OF SINGLE FLAT OVAL TUBES
32
Abstract
The article consideres the results of experimental study of aerodynamic drag of single tubes offlat oval and round formes are resulted at varying of Reynolds number from 9000 to 25000. It is rotined that the losses ofpressure is depend of the relative lengthening ofprofile flat oval tube. Dependence is offered for the calculation drag of single flat oval tubes for d2/d1= 1.425-2.625.
Keywords: aerodynamic, drag, tube, flat-oval, single.
Введение
Поиск рациональных способов интенсификации процессов теплопереноса является главным направлением совершенствования теплообменных аппаратов. Для создания компактных, эффективных трубчатых теплообменных устройств, выполненных из сложнопрофилированых труб, на первом этапе разработки необходимо изучить закономерности влияния геометрических характеристик труб, режимных параметров на теплоаэродинамические характеристики в первую очередь одиночных труб. Отличительной особенностью сложнопрофилированых труб от традиционных круглых труб является то, что за счет удобного с точки зрения омывания профиля трубы существенно уменьшается аэродинамическое сопротивление [1, 2]. Поэтому такие поверхности все больше привлекают внимание конструкторов и разработчиков. Необходимо также отметить, что до сегодняшнего времени не существует надежных соотношений для расчета теплоаэродинамических характеристик, например, для плоскоовальных, каплеобразных труб и их массивов в широком диапазоне изменения их геометрических характеристик и режимных параметров.
Методика исследований аэродинамического сопротивления
Исследования аэродинамического сопротивления одиночных труб плоскоовального (рис.1) и круглого профиля при поперечном их обтекании воздушным потоком осуществлялись на экспериментальной установке, которая представляет собой аэродинамическую трубу разомкнутого типа прямоугольного сечения [1]. В рабочем участке обеспечивалась максимальная скорость в „живом” сечении 14 - 15 м/с при загромождении поперечного сечения канала 0.22 (коэффициент загромождения kq = 0.22). Геометрические характеристики труб плоскоовального и круглого профиля типов 1-4 приведенные в таблице 1.
Таблица 1 - Геометрические характеристики труб
Название величины Обозна- чение Труба тип 1 Труба тип 2 Труба тип 3 Труба тип 4
Поперечный размер плоскоовальной трубы d 1, мм 20.0 20.0 20.0 20.0
Продольный размер плоскоовальной трубы 2 ,мм 28.5 41.5 52.5 20.0
Соотношение размеров d2./ / d1 1.425 2.075 2.625 1.0
Длина труб l, мм 71 71 71 71
За определяющий размер в числах Рейнольдса принимался поперечный размер плоскоовальной трубы db а для круглой диаметр трубы d. За расчетную скорость воздуха в числах Re и Eu принималась скорость в наиболее узком поперечном сечении канала, с учетом загромождения канала обьектом исследования.
Аэродинамическое сопротивление одиночных труб изучалось в условиях изотермического течения при температуре воздуха
Т = 290...300 К ^
вх . Потери давления определялись по разнице статических давлений до и после трубы с учетом потерь на
трение в проточной части стенда по рекомендациям [3].
Результаты исследований
Обычно аэродинамическое сопротивление одиночных труб представляется в форме зависимости коэффициента полного
сопротивления
C
D
от числа Рейнольдса
Re
[2-6]. Коэффициент полного сопротивления является суммой коэффициентов
сопротивления давления (формы)
C
C
и сопротивления трения
f
CD = CP + C
f
). Коэффициент сопротивления трения в
области изменения чисел Рейнольдса от 5000 до 106 составляет (1-3)% от полного сопротивления для труб круглой формы [2].
Коэффициент полного сопротивления CD в вышеприведенном интервале чисел Рейнольдса является величиной постоянной и
Re .
C
независимой от числа . В разных литературных источниках для круглого цилиндра величина '~'D составляет 1,0 - 1.2.
При экспериментальном исследовании аэродинамического сопротивления одиночных труб круглого и плоскоовального
ф фф б (Eu = AP/(р-W2)
профиля в качестве коэффициента сопротивления одиночных труб использовалось число Эйлера ( v/ 2 , где
AP - разница статических давлений до и после установленных труб, с учетом потерь на трение в канале. Исследования аэродинамического сопротивления одиночных цилиндров в поперечном потоке при небольшом загромождении сечения (
к = 0.22
q ) представляет достаточно большие трудности, связанные с измерением малых перепадов давления. Для определения
погрешности, с которой можно измерять перепады статических далений и подтверждения правильности избранной методики проведения исследований и обработки данных, на первом этапе такие исследования были проведены для круглых труб диаметром 20 мм и 16 мм. Результаты представлены на рис. 2. Исследования аэродинамического сопротивления проведенные в диапазоне изменения чисел Рейнольдса от 4000 до 25000.
Установлено, что в диапазоне исследованных скоростей потока (чисел г'-с) числа Эйлера являются постоянными величинами, не зависящими от чисел Рейнольдса. Погрешность определения чисел Эйлера не превышает ± 20%, что полностью допустимо в таких исследованиях. Полученные значения чисел Эйлера для труб круглой формы хорошо согласовываются с данными других авторов [2, 4, 6, 7].
33
Наблюдается снижение сопротивления цилиндров плоскоовальной формы относительно круглых труб и его зависимость от соотношения осей d2 / d . Резкое снижение аэродинамического сопротивления происходит на отрезке изменения относительного удлинения профиля от 1 до 1,5. При d2 /d _ 2 d2/ d1
числа Эйлера стабилизируются, и остаются практически постоянной величиной
и не зависят от
(рис. 3).
Ей
О Л
0.04
0.02
.Ч_
■ mLJrHO
~~с № о -1 • -2 о -3 □ -4 ■ -5
Л fi Л Л
о
^ * W (Jo
4 Ю4 2 Retli
Eu d
Рис. 2. Зависимость 1
f (Red,)
1 d2/d1 = 1.46. 2 d2/d1 = 2.075. 3 d2jd1 = 2.625 4 _ d2ld1 =1 d = 20 мм. 5 _ d2 /d1 =1 d = 16 мм
для одиночных цилиндров
Рис. 3. Влияние относительного удлинения профиля плоскоовального цилиндра на числа Эйлера Подтверждение влияния удлинения профиля на аэродинамическое сопротивление удобообтекаемых труб представлено в работе [8], в которой автор приводит результаты экспериментальных исследований потерь давления одиночных эллиптических цилиндров, показавшие, что коэффициент полного сопротивления эллиптического цилиндра зависит от соотношения его осей.
Для расчета аэродинамического сопротивления одиночных цилиндров круглой и плоскоовальной формы при изменении
относительного удлинения профиля цилиндра от 1 до 2.625 (табл. 1) в диапазоне чисел Рейнольдса предлагается использовать следующую зависимость:
Re
dj
от 4000 до 25000
Г d2 'l Г d2 ^ -1
Eu = -22.5 • ln i,*2 - 52.6 • + 62.6
1 d1) 1 d1)
(3)
которая дает максимальную погрешность между опытными и расчетными значениями чисел Эйлера не больше ± 1.5%. Более простое соотношение для таких расчетов дает погрешность ± 9%:
Г d2 'l -1
Eu = -20 • + 30.26
v d1 У
(4)
Выводы
d2/ d1
1) Аэродинамическое сопротивление одиночных труб плоскоовального профиля зависит от отношения ~~21 ~'1 . Наблюдается резкое снижение аэродинамического сопротивления на отрезке изменения относительного удлинения профиля от 1 до 1,5.
34
2) Для реализованных условий экспериментальных исследований аэродинамическое сопротивление одиночных труб
плоскоовального поеречного сечения в зависимости от d2 / d в (1,7-2) раза меньше, чем для одиночных труб круглого профиля.
3) Предложенна обобщеная зависимость расчета аэродинамического сопротивления одиночных цилиндров круглой и плоскоовальной формы при изменении относительного удлинения профиля цилиндра от 1 до 2.625 в диапазоне чисел Рейнольдса
Red
d1 от 4000 до 25000.
Литература
1. Жукова Ю.В. Аэродинамика и теплообмен плоскоовального цилиндра при вынужденной конвекции [Текст]/ Ю.В. Жукова, А.М. Терех, А.В. Семеняко. Труды V Российской Национальной конференции по теплообмену. - 25-29 октября. - г. Москва. -2010. - Т.2. - С. 126-128.
2. Жукаускас А. Теплоотдача цилиндра в поперечном потоке жидкости/ А. Жукаускас, И. Жюгжда. - Вильнюс Мокслас, 1979. - 240 с.
3. Аэродинамический расчет котельных установок: Нормативный метод/под ред. С.П. Мочана. Изд. 3-е. - Л.: Энергия, 1977. -256 с.
4. Жукаускас А.А. Конвективный перенос в теплообменниках/ А.А. Жукаускас - М.: Наука, 1982. - 472 с.
5. Дыбан Е.П., Эпик Э.Я. Тепломассообмен и гидродинамика турбулизированных потоков. - Киев: Наукова думка, 1985. - 296
с.
6. Knudsen J.G. Fluid Dynamics and Heat Transfer/ J. G. Knudsen, D.L. Katz. McGraw-Hill Book Company. - 1958.
7. Ala Ali Hasan Thermal-hydraulic perfomance of oval tubes in a cross-flow of air/Ala Ali Hasan//Heat and Mass Transfer, accepted for publication. ТНР 2004 by author and ТНР 2004 Springer-Verlag. By permission./ P. 1-32.
8. Hoerner F.S. Fluid Dynamic Drag/ F.S. Hoerner. - 1965.
Кондрашова Ю.Н ', Г азизова О.В. 2, Гладышева М.М. 3, Г аллиулин И.М 4
кандидат технических наук, доцент, ^Кандидат технических наук, доцент, ^Кандидат педагогических наук, доцент, 4Студент 1 курса магистратуры института энергетики и автоматизированных систем, Магнитогорский государственный технический
университет им. Г.И. Носова
ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ВВОДА В РАБОТУ ПЕРСПЕКТИВНОЙ ВОЗДУШНОЙ ЛИНИИ НА РЕЖИМЫ
ПРОМЫШЛЕННОГО ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО УЗЛА
Аннотация
В данной работе исследовано влияние ввода в работу перспективной воздушной линии на режимы работы промышленного энергетического узла для комплексной оценки той или иной конфигурации схемы с учетом режимов работы коммутационных аппаратов и токоведущих частей, а также выполнен расчет и анализ значений токов короткого замыкания и величин остаточных напряжений в сети 110 кВ.
Ключевые слова: перспективная воздушная линия, режим работы энергетического узла, конфигурация электрической сети, динамическая устойчивость, энергоэффективность.
Kondrashova Y.N. \ Gazizova O. V. 2, Gladyshev M. M. 3, Galliiilin I.M. 4
'Candidate of technical science, the associate professor, 2Candidate of technical science, the associate professor, 3Candidate of pedagogical sciences, the associate professor, 4Student of 1 course of a magistracy of institute of power engineering and automated systems,
Magnitogorsk state technical university of G. I. Nosov
RESEARCH OF INFLUENCE OF IMPLEMENTATION OF THE PERSPECTIVE AIR-LINE ON MODES OF THE
INDUSTRIAL ENERGETIC HUB
Abstract
In this operation influence of implementation of a perspective air-line on operation modes of an industrial energetic hub for a complex assessment of this or that circuit configuration taking into account operation modes of switching devices and current carrying parts is probed, and also calculation and the analysis of values of short-circuit currents and values of residual stresses on a network of 110 kV is executed.
Keywords: perspective air-line, operation mode of an energetic node, configuration of an electrical network, dynamic stability, energy efficiency.
Для комплексной оценки той или иной конфигурации схемы с учетом режимов работы коммутационных аппаратов и токоведущих частей в работе проведен расчет и анализ значений токов короткого замыкания и величин остаточных напряжений в сети 110 кВ энергетического узла металлургического предприятия.
Система электроснабжения Магнитогорского энергетического узла (МЭУ) имеет связь с энергосистемой на напряжениях 220 кВ и 500 кВ. Основными собственными источниками электроэнергии являются три электростанции - ТЭЦ, ЦЭС и ПВЭС, выдающие электроэнергию в сети на генераторных напряжениях 10 кВ (все электростанции), 6 кВ (ПВЭС) и повышенном напряжении 110 кВ. При этом общее количество генераторов СЭС ОАО «ММК» равно 23. Распределительная сеть МЭУ образована четырьмя крупными узловыми подстанциями с высшим напряжением 220 кВ №30, №90, №60, №77. На шины 220 кВ узловых подстанций питание подается по двухцепной линии от ПС «Смеловская» на ПС 30; по двум одноцепным линиям с ТрГРЭС - на ПС 90; на ПС 60, 77 и 90 приходит по одной цепи от ПС «Магнитогорская» и «Смеловская» (ввод на ПС 60 - с заходом на ПС 86 кислородной станции №5). Кроме того, на ПС 60 приходит двухцепная линия 110 кВ с ПС «Смеловская». В настоящий момент кольцевая сеть 110 кВ разомкнута в двух точках: отключена ВЛ ТЭЦ-ЦЭС со стороны ЦЭС (ПС 64 питается от ТЭЦ) и отключена ВЛ ПС 90-ПС 60 со стороны ПС 90 (ПС 88 питается с шин ПС 60). Система электроснабжения включает в себя собственные электрические станции, которые имеют связи с энергосистемой, соизмерима по нагрузке с рядом небольших энергосистем, но ее удельная мощность на единицу площади превосходит любую из энергосистем, что является ее существенным отличием [1].
Для проведения исследований трехфазных коротких замыканий при подключении перспективной линии ПС-60-ЦЭС и сравнения результатов были выбраны сборные шины узловой подстанции - ПС 60 и собственной электростанции - ЦЭС. В результате с помощью алгоритма расчета и программного обеспечения [1] были получены следующие значения токов короткого замыкания (ТКЗ) [2] в начальный момент времени при различных конфигурациях существующей схемы МЭУ (вариант-1 разомкнутое кольцо, вариант-2 замкнутое кольцо, вариант-4 два параллельных кольца, вариант-4 разделенные четыре полукольца), которые сведены в таблицу 1.
35
