Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ опубликованных работ и постановка задачи исследования 11
Типы эжекторных устройств и требования, предъявляемые к ним 12
1.1. Численные методы исследования характеристик эжекторных усилителей тяги со стационаріїьш течением газа 25
1.2. Экспериментальные исследования харшстеристик эжекторных усилителей тяги 38
1.3.1 Влияние потерь в эжекторпом насадке на работу ЭУТ 38
1.3.2 Влияние конструктивных параметров системы "сопло -эжекторный насадок" на эффективность работы ЭУТ 42
1.3. Постановка задачи исследования 56
Глава 2. Экспериментальная установка, система измерении и методики обработки опытных данных
2.1. Описание экспериментальной установки 58
2.2. Система измерений на модернизованной установке маятникового типа 64
2.2.1. Измерение тяги исследуемых моделей 6
2.2.2. Измерение давлений 70
2.2.3. Измерение температуры 72
2.3. Оценка погрешности определения расхода воздуха 72
2.4. Методики обработки расчетных и экспериментальных данных 74
2.4.1. Методика расчета сопла и определение его характеристик... 74
2.4.2. Определение тяговых и расходных характеристик сопла по экспериментальным дашшм 76
2.4.3. Методика расчета эжекторного усилителя тяги 77
Выводы по главе 87
Глава 3. Расчетные и экспериментальное исследование характеристик эжсктируннцего сопла и эжекторного увеличителя тяги 88
3.1. Расчет характеристик эжектирующего сопла 38
3.2. Расчет характеристик эжекторного увеличителя тяги
3.3. Экспериментальное исследование эжектирующего сопла 93
3.3.1. Сопоставление расчетных и экспериментальных характеристик эжектиругощего сопла 100
3.4. Экспериментальное исследование ЭУТ Ю2
3.4.1. Определение характеристик сопла с ЭУТ по измеренному распределению статических давлений по длине эжекторного насадка Ю4
3.4.2. Определение характеристик сопла с ЭУТ по измеренному распределению полных давлений на выходе из эжекторного насадка Ц4
3.4.3. Сопоставление расчетных и экспериментально полученных характеристик сопла с ЭУТ 121
Выводы по главе... 124
Глава 4. Оценка эффективности применения эжекторного увеличителя тяги .. ,«-
4.1. Определение коэффициента увеличения тяги 5 127
4.2. Определение коэффициента эжекции п 138
Выводы по главе 146
Выводы по диссертации 148
Библиографический список использованной литературы
- Численные методы исследования характеристик эжекторных усилителей тяги со стационаріїьш течением газа
- Система измерений на модернизованной установке маятникового типа
- Расчет характеристик эжектирующего сопла
- Определение коэффициента увеличения тяги 5
Введение к работе
Актуальность проблеми .В настоящее время в нашей стране и за рубежом ведутся многочисленные расчетные и экспериментальные исследования ЭУТ различных схем. Интерес к ЭУТ связан с тем, что принцип действия эжекторного усилителя тяги, основанный на присоединении к высоконапорной вытекающей из газотурбинного двигателя (ГТД) струе газа больших масс окружающего воздуха, дает возможность несложными средствами значительно (на 40...50% и более) увеличить тягу двигателя без затраты дополнительной энергии. Это позволяет также улучшить экономичность работы силовой установки на взлетно-посадочных режимах, практически решить проблему шума и неблагоприятного воздействия авиации на окружающую среду.
Предлагаются различные варианты конструктивных решений, позволяющих значительно увеличить тягу ЭУТ при приемлемых осевых и габаритных размерах эжектора.
При проектировании новых эжекторных устройств возникали новые проблемы, связанные со значительным усложнением расчетов, что приводит к необходимости проведения экспериментальных исследований, которые позволят выявить особенности течения и уточнить результаты численных исследований.
Цель работы. Результатом работы должно стать создание инструмента для экспериментального исследования эжекторных
усилителей тяги различных конструктивныххх&_.
«*ОС НАЦИОНАЛЬНАЯ і
I БИБЛИОТЕКА I
Задачи исследования:
-
Проведение модернизации экспериментальной установки на базе установки маятникового типа, предназначенной для испытания моделей выходных устройств в стартовых условиях в широком диапазоне изменения давления на сопле.
-
Разработка методов измерения расходных и тяговых характеристик для различных типов выходных устройств на модернизованной экспериментальной установке.
-
Апробация методик и средств измерения на основании сопоставления результатов расчетного и экспериментального исследования расходных и тяговых характеристик простого суживающегося профилированного сопла.
-
Проведение расчетно-экспериментальных исследований сопла с эжекторным усилителем тяги с цилиндрической камерой смешения. Уточнение возможностей улучшения эффективности работы ЭУТ.
Научная новизна работа.
По мнению автора, научная новизна диссертации заключается в получении количественно нового результата - коэффициента увеличения тяги исследуемого эжектора равного 5 * 1,5.
Автор разработал:
1. Методики измерения расходных и тяговых характеристик для различных типов выходных устройств на модернизованной экспериментальной установке.
2. Инженерные методики расчета характеристик эжекторного усилителя тяги на основе данных экспериментальных исследований.
Достоверность результатов обеспечивается
удовлетворительным соответствием результатов численных расчетов экспериментальным данным; использованием различных независимых методов определения расходных и тяговых характеристик эжекторных усилителей тяги.
Положения, выносимые на защиту
1. Методы измерения расходных и тяговых характеристик для
различных типов выходных устройств на модернизованной
экспериментальной установке.
2. Результаты расчетных и экспериментальных исследований простого
суживающегося профилированного сопла, как базы для дальнейших
исследований эжекторных усилителей тяги.
3. Результаты расчетных и экспериментальных исследований
расходных и тяговых характеристик сопла с ЭУТ выбранной схемы.
4. Результаты расчетно-теоретического исследования по уточнению
возможностей улучшения характеристик эжекторных усилителей тяги
различных схем за счет оптимизации их конструктивных параметров.
Практическое значение.
Результаты расчетно-теоретических и экспериментальных исследований могут быть использованы для дальнейших исследований ЭУТ более сложных схем.
Апробация работы.
Научные и практические результаты по различным разделам диссертации докладывались на научно-методической конференции "Проблемы разработки авиадвигателей и подготовки кадров в современных условиях" (Москва, МАИ, 2005), на семинаре на кафедре 201 "Двигатели ВРД" Московского авиационного института (государственного технического университета).
Публикации.
По теме диссертации опубликованы 2 статьи и 3 тезиса доклада.
Структура и объем работы.
Диссертация состоит из введения, 4 глав и выводов и списка литературы Содержит 149 страниц основного текста, 73 рисунка, 23 таблицы, 7 страниц со списком литературы, включающего 73 наименования.
Численные методы исследования характеристик эжекторных усилителей тяги со стационаріїьш течением газа
Главной особенностью рабочего процесса в эжекторах со стационарным рабочим процессом является то, что энергообмен в них происходит на границе струй за счет сил турбулентного трения.
Основы теории расчета стационарных струйпо-зжекциошіьіх процессов с применением уравнений импульсов к смешивающимся потокам были впервые разработаны Г. Цейнером (Zeuner, 1863) и Ренкиным (Ranrin, 1870). Но эти расчеты не позволяли решить такие важные вопросы, как рациональный выбор профиля простейшего струйного аппарата, определение необходимых осевых размеров.
В последующем, в 40-е годы, методы расчета получили значительное развитие, в том числе, в связи с бурным развитием авиационного двигателестроения, в частности - газотурбинных двигателей. Большое значение также имело решение задач энергетического машиностроения. В этот период значительное число исследований было посвящено анализу возможностей установки ЭУТ на самолеты, где газотурбинный двигатель играл бы роль газогенератора. Анализу и выполнению этой важной задачи были посвящены работы Г.Н. Абрамовича [1], А.В. Квасникова и О.И. Кудрина [48], М.Г. Дубинского [26], R. Morrison [70] и других. В частности -в работах Г.Н. Абрамовича в наиболее полном виде представлена и систематизирована теория распространения струй в массе жидкости и газа, в том числе - применительно к струйным аппаратам. Развиваются методы расчета, объясняются физические процессы в копфузоре, камере смешения и диффузоре, а также разработаны расчетио-эмпирические соотношения для определения осевых размеров струйных аппаратов.
Широкую известность имеют теоретические исследования по общим проблемам струйных аппаратов, в том числе - газовых В.Т. Харитонова [61], А.Я. Черкеза.
Важное значение в развитии общей теории расчета струйных аппаратов имел учет сжимаемости газов, который был введен С.Л. Христиаповичем. Газодинамические функции позволяю! существенно упростить методы расчета. С их применением была развита общая теория газовых эжекторов в трудах М.Д. Миллиоищикова, Г.М. Рябипкова, Е.Я. Соколова, Б.М. Киселева, Г.И. Таганова, Ю.Н. Васильева.
Исследованиями и разработкой струйных аппаратов занимались ведущие организации в нашей стране и за рубежом (США, Германия, Англия). В нашей стране работы проводились в ЦАГИ под руководством К.К. Баулина и Г.П. Свищева, в ВТИ под руководством Л.Д. Бермана, в МАИ под руководством Г.Н. Абрамовича и А.В. Квасиикова, в ЦКТИ под руководством А.Н. Ложкина, в АН СССР под руководством С.А. Христиановича и М.Д. Миллиоищикова, в МЭИ под руководством М.Е. Дейча, в ЦИАМ.
Методы расчета струйных аппаратов основаны на общих закономерностях механики жидкости и газа, поэтому возможности создания эффективных .методик их расчета определяются в первую очередь уровнем развития гидро- и газодинамики, как базовых наук. Гидродинамический или газодинамический процессы смешения (и взаимодействия) активного и пассивного потоков имеют сложную физическую природу и до настоящего времени не существует полной аналитической теории расчета струйных аппаратов. Например, длина камеры смешения эжектора выбирается исходя из экспериментальных оценок, так как разработаїшьіс теории турбулентного смешения не применимы для замкнутого пространства камеры смешения. Эти же трудности существуют при выборе геометрических параметров конфузора, диффузора.
При расчете атмосферных эжекторных усилителей тяги рассматриваются две основные задачи; 1. при заданных параметрах торможения входящих потоков рс, Тс, Р2Г Т2? площади сечений Fc, F2, F3 и давления в среде рн, в которую происходит истечение смешанного потока, определяются параметры на выходе го ЭУТ и выходной импульс J. С такой постановкой задачи встречаются при выполнении поверочных расчетов и проведении параметрических исследований ЭУТ; 2. при заданных параметрах торможения входящих потоков рс, Тс, P2, Т2, давления в среде рН! в которую происходит истечение смешанного потока, и площади сечения активного потока Fc определяются геометрические характеристики ЭУТ (в том числе площади сечений пассивного и смешанного потоков F2 и F3) из условия получения заданного импульса J. При такой постановке задачи выполняются проектировочные исследования ЭУТ. Большинство существующих методов расчета газовых эжекторов основываются на результатах исследований, начатых учеными ЦАГИ под руководством С. А. Христиановича в 1944 г. [40, 62, 63, 64] с использованием преобразований уравнений одноразмерных газовых потоков, введенных Б. М. Киселевым [36]. Большой объем расчетных исследований выполнил А. Я. Черкез [І].
Система измерений на модернизованной установке маятникового типа
Схема измерений на модернизированной установке маятникового типа при испытаниях эжекторных усилителей тяги представлена на рис. 2.4.
Предварительно для апробации методик измерения параметров необходимых для оценки эффективности рассматриваемых эжекторных усили гелей тяги провели ряд испытаний простого суживающегося профилированного сопла.
В результате экспериментального исследования модели простого суживающегося профилированного сопла измерялись следующие параметры: - р , (рв-рв), teC " соответственно полное давление, перепад полного и статического давлений и температура воздуха в минимальном сечении трубы Вентури; - pi - полное давление в форкамере. Измерялось на входе в модель сопла насадком полного давления. Кроме того, давление р! было выведено на образцовый манометр, расположенный на пульте управления и предназначенный для контроля режима работы; " (рФ Рс/ разница полного давления в форкамере и статического давления на срезе модели эжектирующего сопла. Отбор давления рс производился на расстоянии 4 мм выше по потоку от среза сопла; - p j - полное давление на срезе модели эжектирующего сопла. Измерялось насадком полного давления, перемещеіше которого в радиальном направлении от стенки сопла до его оси обеспечивалось специальным координатным устройством; - Рс - тяга эжектирующего сопла.
При исследовании характеристик сопла с ЭУТ, кроме указашіьіх параметров при испытаниях суживающегося сопла, измерялись следующие величины: - (р„ — Рэт) - перепад давлений вдоль эжекторного насадка. Для измерения перепада давлений (рн -рзі) вдоль эжекторного насадка (размещение точек отбора давлений показано на рис. 2.3) на его поверхности выполнены тридцать одно дренажное отверстие диаметром 3 мм., соедішешіьіх с батарейным пьезометрическим водяным щитом с диапазоном измерений ...1000 мм НгО. Показания щита фотографировались и считывались после эксперимента; - РЗІ - полное давление на выходе из эжекторного насадка. Измерялось в выходном сечении камеры смешения эжекторного насадка. Отбор давления производился насадком полного давления, перемещаемым в радиальном направлении от точки, расположенной на расстоянии 0,5 мм от стенки камеры смешения, до оси эжекторного насадка; - Р - тяга сопла с эжекторпым насадком.
Тяга исследуемых моделей непосредственно измерялась с помощью весового устройства типа консольной балки, схема которого приведена на рис. 2.5.
Весовое устройство типа консольной балки представляло собой пластину 1, поставленную вертикально и нижней своей частью закрепленную на угольнике 2, который в свою очередь, был закреплен на основании 3, приваренном к неподвижному кожуху установки. В верхнем конце пластины, в электрогаолированиой втулке 4, укреплена сферическая опора 5.
У корня пластины (балки) с обеих сторон наклеены тензорезисторы. Общий вид пластины с тензорезисторами приводится на фотографии (рис. 2.6). Па фотографии видны тензорезисторы 1, распаечная колодка 2, отверстие сферической опоры 3, отверстия под штифты 4, крепежные отверстия 5.
Осевая сила, действующая на подвижную часть установки (тяга исследуемых моделей) через упор 6 (см. рис. 2.4), закрепленный на колене подвижной части установки, по ее оси передавалась на сферическую опору 5. Под действием этой силы пластина 1 изгибалась, ее деформация передавалась наклеенным на нее тензорезисторам. Тензодатчики были попарно соединены в полумостовую схему для каждого канала измерения и подключены к тензоизмерительному комплексу 8АНЧ-23.
Для предотвращения деформации пластины 1 за пределы пропорциональных напряжений, был предусмотрен ограничитель 7 (см. рис. 2.5), регулирующий пределы изгиба пластины. Градуировка весовой пластины в системе установки производилась с помощью градуировочного ириспособлепия (см. рис. 2.5). Градуировка производилась эталонными грузами S, навешиваемыми на штангу 9. Усилие, создаваемое грузами 8, через блок 10 по тросу 11 передавалось на переходную скобу коробчатого сечения 12, закрепленную па подвижной части установки. (При этом было важно, чтобы направление силы совпадало как по направлению, так и по точке приложения, с реальными силами, действующими на подвижную систему установки со стороны исследуемого объекта.)
Масса ірузовой платформы была определена из условия компенсации провисания элементов натяжной системы под действием собственного веса. Проверка аппаратуры тензоизмерителыюго комплекса 8АНЧ-23 и балансировка каналов для компенсации влияния подводящих кабелей проводилась в соответствии с инструкцией по эксплуатации.
Предварительная проверка рабочих каналов аппаратуры проводилась путем подключения вместо весового устройства магазинов сопротивления, имитирующих реальные тензоэлементы сопротивлением по 400 Ом; вводился сигнал рассогласования, достаточный для перекрытия 75% шкалы измерительного прибора (0,01 - 0,05 Ом), проверялась временная стабильность и гистерезис при неоднократном изменении параметров рассогласования. Результаты проверки показали достаточную стабильность каналов аппаратуры при величине гистерезиса менее 1%.
В результате градуировки весового устройства в системе установки, получили зависимость разбаланса электрической схемы измерения (включая тензор езисторы, тензоусилитель и регистрирующую аппаратуру) от величины эталонной силы, действующей на подвижную систему. Полученная градуировочная зависимость приводится на рис. 2.7. Видно, что в диапазоне нагрузок от 0 до 140 кг данная зависимость линейна и разброс точек отклонения от линейности на участке от 20 до 120 кг не превышал 1%, а на участках от 0 до 20 кг и от 120 до 140 кг разброс точек и отклонение от линейности составляли не более 3%, среднее отклонение от линейности и разброс точек в диапазоне от 0 до 140 кг - ±0,6%.
Расчет характеристик эжектирующего сопла
Видно, что при увеличении полного давления на входе в сопло от 0,12 до 0,22 МПа разрежение во входном сечении камеры смешения достигало 960 и 3335 Па соответственно. В связи с этим, в дальнейшем характеристики сопла с эжекторным насадком рассматривались в зависимости не от располагаемого я = — -, а от действительного перепада давления в сопле Рн Ti c = —, учитывающего разрежение, возникающее на входе в смесительную Р2 камеру. Значения действительных перепадов давления в сопле к с» соответствующие каждому тс асп, приведены в таблице 3.10
На основании измерений полных давлений р на выходе из сопла эжектирующего потока и полученных значений статических давлений р2 на входе в смесительную камеру (см. рис. 3.13) были построены зависимости прішеденньїх скоростей эжектирующего Хс и эжекгируемого Х2 потоков при изменении тг расп (рис. 3.15).
Видно, что при увеличении полного давления Рф на входе в сопло приведенные скорости потоков во входном сечении камеры смешения увеличивались. Так, при изменении pj, от 0,12 до 0,22 МПа приведенная скорость %2 эжекгируемого потока менялась от 0,09 до 0,23. Указашгые значения чисел Х2 были рассчитаны по отношениям статических р2 и полных р2 (р2 = Рн) давлений эжекгируемого потока на входе в смесительную камеру. Рост приведенной скорости Х2 при увеличении полного давления на входе в сопло pj был обусловлен ростом разрежения (рн - р2) на входе в камеру. При увеличении полного давления pj от 0,12 до 0,18 приведенная скорость Хс эжектирующего потока возрастала от 0,61 до 0,97. При закритических перепадах давления в сопле эжектирующего потока, соответствующих я ркп л р=1,89, т.е. при я расп равном 1,99 и 2,1, иными словами при достижении в выходном сечении сопла скорости звука, приведенная скорость Хс оставалась неизменной при увеличении р (я расп) и равнялась 0,У8 (адиабатическая приведеішая скорость A,cs-1, с учетом коэффициента скорости сопла рс = 0,98 -Хс Xcs pc = 0,98). Указанные значения чисел Хс были рассчитаны по отношениям статического рс (рс р2) и полного р давлений эжектирующего потока на входе в смесительную камеру.
При дальнейшем течении потоков по тракту камеры смешения независимо от режима работы сопла вследствие выравнивания параметров потоков при их смешении происходило плавное возрастание статического давления до величины атмосферного рн в выходном сечении камеры (см. рис. 3.13).
По известному статическому давлению р2 на входе в смесителыгую камеру эжектора находили расход G2 эжектируемого воздуха и суммарный расход воздуха G3 через сопло с ЭУТ.
Расход G2 эжектируемого воздуха определили следующим образом: (т таГА. Ъ-Ьи,. (3.8Ї V12 где т=0,0404 - коэффициент уравнения расхода; F2 - F2 = v — площадь входного сечения в камеру смешения эжекторного насадка. Для исследуемого в настоящей работе ЭУТ ф )=4 50 -90 15268Ь10_зм2 4 4 Прицеленная плотность тока q( 2) на входе в смесительную камеру определялась по газодинамической функции п(Х2): Я(А, ) = «, (3.9) Р2 где авх — коэффициент потерь полного давления, который в расчетах принимался равным авх = 0,995.
Определение коэффициента увеличения тяги 5
В связи с некотооой несоосностью базового сопла и эжектооного насадка получили смещение максимума давления относительно оси потока. В процессе обработки экспериментальных данных максимум поля давлений пепенесли на ось потока и пепестпоили измененные ттпогішли давлений і і. J. X L A. относительно нового положения (см. рис. 3.21).
Поскольку значения полных давлений для каждого режима пс значительно отличались в левой и правой частях кривых распределения относительно оси потока, то для каждой точки измерения проводилось осреднение значения полного давления после наложения правой ветви кривой на левую. По полученным таким образом из Далее определив приведенную скорость потока Х і по л( 3і) с помощью газодинамических таблиц, находили скорость истечения потока из эжекторного насадка: СЗІ=18,з7тЧзі, где I" - полная температура воздуха в модели.
Распределение скоростей потока на выходе из эжекторного насадка при %l = 1,22; 1,41; 1,62; 1,82 представлено на рис. 3.23. Полученные ка основе обработки опытных данных расходные и тяговые характеристики сопла с ЭУТ показаны в сравнении с расчетными зависимостями Gc 2 з„ = f \л с) и Рр = f\7i c] на рис. 3.26 и 3.27.
Сравнительный анализ результатов обработки экспериментальных данных и расчета показал, что зависимости расходов эжектируемого G2 и смешанного G а потоков от действительного пепепатта пзвлепия на сопле к полученные двумя независимыми методами незначительно отличаются друг от друга. Некоторое отличие объясняется погрешностями измерений и МЄ І ОДОВ ООраООТКИ ЗКСііЄрИМсН іаЛЬНЬіХ ДаННЫХ. Г аСЧсі НЬіс ЗаВИСИмОСТй G2p = flTCc) и Озр = г\Лс] расположены выше экспериментальных, что говорит о том что эжектор рзботйбт нс на полной мощности, его эжекционные способности не исчерпаны до конца. Такой результат можно объяснить меньшей длиной камеры смешения (( УА ) = 6,7) по сравнению с длиной {\Ул}-10-г 12), которая требуется для достижения полного выравнивания параметров в выходном сечении ЭУТ [1]. Поля полных А, давлений рз; и скорости истечения Сз; на выходе из эжектора подтверждают данное предположение (см. рис. 3.21, 3.22).
Видно, что зависимости Р = f (л ), рассчитанные косвенными iTiVmnil ril її ТІ «If m ЛІ Л Г0 «1« ЧГПІ" "» ТТЛГТЧЛЛІІТЛТІІ ПО Л ПІіПпПлтіЛЯ , J-kir.- Гт» Т ґ Г\ш ґ\ t Я IT зависимостью, полученной на основе прямых измерений тяги. Некоторый разброс данных можно объяснить погрешностями методов расчета тяги лттттп г J\/T T}rv тугчлшг г » огТґ ґЛ/ " тплгаітатт«т 110111 4 11- ттт жт % Л/\ папапо и - давления на сопле я построенные по экспериментальным данным зависимости тяги Р сопла с ЭУТ от я лежат несколько ниже расчетной зависимости Р„ tylj, что обусловлено наличием гидравлических потерь во всем тракте эжекторного насадка, а также потерь на трение в сопле. 1. Проведены расчетно-теоретические и экспериментальные
Проведено сравнеіше экспериментально полученных расходных и тяговых характеристик с результатами расчетов. по предложенной автором методике. 3. Получены расходные и тяговые характеристики сопла с ЭУТ в ЛЇЬґЧЇ ГТТГ ТЛ ІЧІ Л»Л» fЬ ЛT T TГ rVT f TT.-b-rtT" Л. Т«т Л ИГ ІП "7 ТХПХТТТГ Т"» ГМ «rtJ-l«fl .Л.-1Т1ПТ tin m . UVJf J1U1ULW UVLfUyUIlvrl TIXV114 tyti-iVllwl±± UJlLJtlUl V Ullill l/V llU L«AJ ІУ U Wl_r .1 UllHUlltl автором методикам. 4. Проведен сравнительный анализ результатов расчетно-теоретического и зксперимеї пального исследования сопла с ЭУТ.
