Экспериментальное исследование регулируемого плоского сверхзвукового диффузора Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УЧЕНЫЕ ЗАПИСКИ ЦАГИ

Тон XXI 1990 № 4

УДК 533.6.071.4 532.556.4.011.5

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ РЕГУЛИРУЕМОГО ПЛОСКОГО СВЕРХЗВУКОВОГО ДИФФУЗОРА

И. В. Бабченко, Л. В. Редин, В. А. Тимонин, Н. А. Шушин

Экспериментально исследованы срывные характеристики плоской аэродинамической трубы с регулируемым выхлопным диффузором при числе М = 5. Отрывные зоны со стороны узких стенок подавлялись сверхзвуковым тангенциальным вдувом. Исследовано влияние формы входного участка диффузора, размеров и расположения сопл вдува. Приводится инженерная методика расчета предельных характеристик течения в диффузоре с учетом влияния пограничного слоя. Получено соответствие экспериментальных и расчетных результатов.

Сверхзвуковые выхлопные диффузоры являются важной частью аэродинамических труб, испытательных стендов двигателей, газодинамических лазеров. От эффективности диффузора во многом зависят технико-экономические и эксплуатационные характеристики этих устройств.

По сути своей сверхзвуковой диффузор, как и воздухозаборник сверхзвукового самолета, есть обращенное сопло. Расчет течения в диффузорах не представлял бы трудностей, если не возникало отрыва пограничного слоя. Расчет же отрывных течений со значительными градиентами параметров потока, изменяющимися характеристиками турбулентности, нестационарностью отрывных зон до сих пор связан с огромными вычислительными трудностями. Поэтому получение достоверных характеристик диффузоров остается, по-прежнему, уделом экспериментальных исследований.

Исследование регулируемых диффузоров ведется давно. Получены основные соотношения, позволяющие выбрать их геометрию в зависимости от параметров потока [1—3]. Во всех работах отмечается, что именно отрыв пограничного слоя ограничивает повышение давления в диффузорах. Наиболее опасным с точкй зрения возникновения отрывных течений является место пересечения скачков уплотнения вблизи плоских боковых стенок. В воздухозаборниках также появляются отрывные течения в местах встречи скачков уплотнения с обечайкой и центральным телом.

В цлоских диффузорах постоянного поперечного сечения отрывы течения на узких стенках является основной причиной, снижающей повышение давления в них. В сужающихся каналах, характерных для воздухозаборников, также возникают отрывы течения на узких стенках, которые сложным образом взаимодействуют с отрывной зоной, образующейся за изломом контура [4]. Видимо, этим можно объяснить сравнительно низкую эффективность плоских воздухозаборников [5].

Основными методами управления течением в диффузорах являются тангенциальный вдув в пограничный слой или отсос его. В воздухозаборниках отсос пйграничного слоя из мест, опасных с точки зрения возникновения отрывных течений, технически осуществляется достаточно просто, так как давление в тракте выше атмосферного. В аэродинамических трубах и подобных устройствах отсос пограничного слоя может вылиться в сложную техническую задачу. Более просто управлять течением с помощью тангенциального вдува от уже имеющегося источника сжатых газов.

Так, в работе [6] тангенциальным вдувом вдоль узких сторон плоского диффузора постоянного поперечного сечения отрывные зоны на этих стенках полностью подавлялись. В результате в канале появлялось течение типа двумерного псевдоскачка, а пусковые и срывные отношения давлений становились равными значениям, определяемым по модели прямого скачка. Не исключено, что такого же эффекта можно добиться в плоских регулируемых диффузорах.

Однако имеющихся в литературе данных по управлению течением в диффузорах посредством вдува недостаточно, чтобы удачно разместить сопла вдува, выбрать параметры вдуваемого потока.

В настоящей работе не исследуются детали течения, а представлены в основном интегральные характеристики — пусковые и предельные рабочие отношения давлений канала типа аэродинамической трубы, по значению которых можно судить о качестве диффузора.

1. Схема экспериментальной установки с основными размерами приведена на рис. 1 (вид со стороны узкой стенки). Она представляет собой плоскую сверхзвуковую аэродинамическую трубу баллонно-вакуумного типа длительного действия. Рабочее тело—воздух с температурой торможения То = 320... 350 К и точкой росы — 20°С. Разрежение на выходе установки создавалось вакуумными насосами РВН-75.

Рассмотрим особенности установки. Сверхзвуковой поток создавался сотовым сопловым блоком, который содержит 203 круглых профилированных сопла. Диаметр критического сечения единичного сопла с.= 1,35 мм, диаметр среза—6 мм. Число Маха идеального потока, определенное по отношению

Рис. 1

площадей поперечного сечения рабочей части и критических дечений сопл, составляет М = 5,04. Рабочая часть поперечным сечением 150X50 мм2 во всех экспериментах имела длину 50 мм.

Профиль диффузора формируется тремя панелями: первая клиновидная панель неподвижно закреплена на нижней по рисунку стенке, к ней шарнирно прикреплена вторая панель, а третья панель образует горло диффузора. Эта панель соединена с винтовым механизмом перемещения.

Боковые стенки диффузора выполнены из плексигласа. На внутренней их поверхности нанесены риски, по которым выставлялся размер горла диффузора. Точность установки панелей—1 мм.

Стыки панелей уплотнялись эластичным герметиком, уплотнение боковых сторон панели осуществлялось полоской вакуумной резины, вклееной и зажатой в пазе. Состояние уплотнений легко контролировалось через прозрачные стенки.

На узких стенках размещались последовательно сопла вдува. Первое по потоку сопло выполнено во всю ширину стенки. Второе сопло занимает только ее часть. Число Маха сопл вдува М = 3,2. В процессе экспериментов применялись сопла с высотой критических сечений Л* = 0,8 мм и 0,45 мм. Отношение площадей критических сечений сопл вдува и основного соплового блока составило S* = 0,28 ... 0,11 при наличии всех сопл вдува. Первые или вторые по потоку сопла вдува могли быть сняты.

Испытано несколько вариантов диффузоров. Их особенности будут приведены при описании экспериментальных результатов.

В процессе экспериментов измерялись статические давления на широкой (верхней по рисунку стенке) и узкой стенке, а также за срезом диффузора в отводной трубе большого диаметра. По результатам измерений вычислялись отношения давлений запуска и разрушения рабочего режима (далее— срыв)

П = Ро/Рвых>

где ро—давление в форкамере соплового блока, рВЬ1Х—давление за срезом диффузора, а также определялось отношение

Пв— Ров/Ро>

где р0в — давление в форкамерах сопл вдува.

Результаты экспериментов представлены в координатах П — Пв, где П — отношение давлений на установке, поделенное на отношение давлений по модели прямого скачка

а также в координатах П — /, где /—отношение площади горла диффузора к площади поперечного сечения рабочей части. Относительный массовый расход вдува может быть определен по формуле

б = Пв5.,

так как температуры торможения основного и вдуваемого потоков одинаковы, а коэффициенты расхода сопл близки.

Эксперименты проводились следующим образом. Запускались вакуумные насосы, и вся магистраль до редукторов раздачи сжатого воздуха откачивалась до давления 6 ... 8 кПа. Панель диффузора устанавливалась в положение запуска, и подавался воздух в форкамеры сопл вдува до некоторого давления р0в, которое поддерживалось постоянным в одном акте «запуск-

срыв». Запуск осуществлялся медленным увеличением давления в форкамере основного соплового блока. Факт запуска и срыва определялся по изменению давления на широких и узких стенках рабочей части. Затем панель перемещалась в сторону уменьшения горла диффузора до некоторого фиксированного положения. Срыв осуществлялся постепенным увеличением давления в отводной трубе или снижением давления Ро.

В экспериментах давленйе ро изменялось в Диапазоне (0,8 .. . 6) • 105 Па. Число Рейнольдса, подсчитанное по длине от соплового блока до горла диффузора и параметрам идеального потока в рабочей части, составило 1?е,= = 0,5 • 10® при р0= 10 Па.

2. Рассмотрим типичное изменение пусковых и срывных отношений давлений в зависимости от интенсивности вдува (рис. 2). Результаты получены на модели варианта 2 с соплами вдува, имеющими Н* = 0,45 мм.

Запуск канала при / = 0,8 слабо зависит от значения Пв, так как пусковые отношения давлений без вдува близки к отношениям давлений по модели прямого скачка. Существенное снижение П запуска этого плоского канала в сравнении с данными других исследований [7] объясняется наличием неработающих сопл вдува на узких стенках, которые являются своеобразными локализато-рами отрывных течений, а также короткой рабочей частью.

Срывные отношения давлений снижаются по мере увеличения интенсивности вдува, а затем перестают зависеть от Пв вплоть до запирания диффузора вдувом. Плато на кривых говорит о том, что вдуваемые струи ликвидировали отрывные течения на узких стенках. По мере уменьшения относительной площади горла диффузора снижается число Маха на входе в горло, поэтому запирание диффузора вдувом становится заметным.

Отметим еще одну особенность. На рабочих режимах без вдува сопла провоцируют появление отрывных зон со стороны узких стенок. Именно этим объясняется независимость срывных отношений давлений от /. Наибольшее влияние на размеры отрывных зон оказывает геометрия первых сопл вдува.

Рассмотрим результаты* экспериментов в зависимости от относительной площади горла диффузора. При построении графиков использовались данные по типу рис. 2 для каждого варианта диффузора.

На рис. 3, а показано изменение срывных отношений давлений для модели варианта 1. По мере уменьшения горла диффузора увеличиваются входные углы. При / = 0,4 угол подвижной панели относительно продольной оси трубы составляет 14°. Вход создает два косых скачка уплотнения, падающих на плоскую стенку. В этом варианте вначале были установлены сопла вдува с Л,= = 0,8 мм, которые совместно с недорасширенной струей создают достаточно интенсивные скачки, падающие на входные панели диффузора. Полученные результаты представлены кривыми 3 и 4.

Лучшие результаты в той же модели достигаются, если первые по потоку сопла сняты (кривые / и 2). Минимальные рабочие отношения давлений получены при /=0,4. При / = 0,35 происходит срыв независимо от отношения давлений в установке. Со снятыми первыми соплами вдува исчезли принудительно генерируемые отрывные зоны во входной части диффузора, поэтому срывные отношения давлений при работе без вдува стали меньше, чем по модели прямого скачка (кривая 5).

В варианте 2 при /=0,4 входная панель образует угол около 8°. Интенсивность скачков, падающих на плоскую стенку, уменьшилась. Появилось скругление излома контура. Все вместе взятое улучшило течение во входном

Рис. З

а) — І — р0 = (2,5 ... 3) • 105 Па, сопла I отсутствуют; 2 — ро = (1,3 ... 1,6) ■ • !05 Па, сопла 1 отсутствуют; 3 — ро = Ю5 Па, вдув через сопла 2; 4 — последовательный вдув; 5 — без вдува (на рис. а) и б)); 6 — изоэнтропическое

сжатие Н~ прямой скачок;

б) Вариант модели 2. Темные значки — вдув в горле диффузора, светлые —

последовательный вдув:

1 — Ро = (3 . . . 4) • 105 Па; 2 — р0 = 105 Па

участке диффузора, вследствие чего достигнуто минимальное горло /=0,3...0,35, а рабочее отношение давлений снизилось до П = 0,5 при повышенных числах Рейнольдса (рис. 3,6).

Отметим, что все результаты на этих рисунках и последующих аналогичных нанесены без учета вытесняющего действия вдува. Поэтому в области минимального горла максимальное поджатие достигается при вдуве только в горле диффузора.

Уменьшение входных углов благоприятно сказалось на рабочих отношениях давлений, несмотря на снижение длины горла диффузора.

Поэтому был испытан вариант 3 с асимметричным диффузором, в котором входные углы составляли 4 ... 5° на сторону при минимальном горле. Результаты представлены на рис. 4 для вариантов с последовательным вдувом и вдувом только во входной части диффузора. Резуль-тгты во всех случаях близки. Вход диффузора с малыми входными углами не создает интенсивных скачков уплотнения как в основном потоке, так и во вдуваемой струе, вследствие чего вдув полностью ликвидирует отрывные течения вплоть до горла диффузора. Введение дозвукового диффузора снижает рабочие отношения давлений на 5 . . . 6%. Однако в области минимального горла и повышенных числах Рейнольдса влияние дозвукового диффузора почти неощутимо^ Оптимальное горло составило /=0,3, при этом получены отношения давлений П = 0,47 . . . 0,48.

Рассмотрим изменение статического давления по длине канала при его дросселировании и последовательном вдуве (рис. 5; вариант 3). После запуска и перевода панелей в рабочее положение почти весь диффузор занят безотрывным сверхзвуковым течением. По мере увеличения давления за срезом диффузора отрывное течение типа псевдоскачка продвигается вверх по потоку. Предельным положением начала псевдоскачка является место, в котором

Рис. 4. Вариант 3 с дозвуковым диффузором:

О — Ро = Ю5 Па; « — ро = (2,2 ,_3') • • 105 Па; о — Ро= (1 . . . 1,5)-105 Па, без дозвукового диффузора, последовательный вдув; ф — то же,ро = 3* 105 Пе

псевдоскачок начинает взаимодействовать с локальными отрывными течениями за изломом контура и в местах падения скачков уплотнения, создаваемых входом, на стенки. Дальнейшее незначительное повышение давления за срезом диффузора приводит к скачкообразному срыву рабочего режима.

Второе, что приводит к скачкообразному срыву. При дросселировании канала наступает такой момент, что вдуваемые в горле диффузора струи отрываются от узких стенок сразу же за срезом сопла вдува. На системе «сопло + оторвавшаяся струя» появляется интенсивный косой скачок уплотнения, падающий на широкие стенки, что приводит к появлению локальной рис 5 отрывной зоны и перемещению псевдо-

/ - Я = 0,495; п„ = I; 2- П = 0,65, Пв = СКЭНКЭ Вверх ПО ПОТОКу.

= 1; з — п = 0,78, пв = 1-, темные значки — На модели варианта 2 было про-

широкая сторона ВеДеНО Небольшое ИССЛеДОВЭНИе ВЛИЯ-

НИЯ формы горла диффузора на срыв-ные отношения давлений при постоянном давлении р0 в форкамере и постоянной площади горла / = 0,4. При постоянном поперечном сечении горла диффузора — 11 = 0,52. При раскрытии горла диффузора с общим углом 1,5° —11 = 0,53. При раскрытии горла 3° —11 = 0,59. При отсутствии участка постоянного сечения и горле диффузора в конце канала — Д = 0,67. Отсюда следует, что раскрытие горла диффузора с небльшими углами вполне допустимо. Это раскрытие стабилизирует положение псевдоскачка в горле при малых числах Рейнольдса.

3. Приведем простейшую расчетную модель течения в диффузоре, позволяющую оценить влияние пограничного слоя на характеристики диффузора и выбрать минимальное горло.

Основные допущения. Поток тормозится во входной части диффузора без отрыва от числа М1 до Мг во входе в горло. В горле диффузора существует псевдоскачок с начальным числом М2. В расчетах псевдоскачок заменяется прямым скачком уплотнения. Дозвуковой диффузор отсутствует, теплофизические свойства газа не меняются.

Из уравнения расхода, записанного для идеального потока в рабочей части (индекс 1) и входа в горло, получим отношение площадей горла диффузора и рабочей части

I /14

~~ ТЩ'~’ [)

где о — коэффициент восстановления (сохранения) давления. В коэффициент ст могут входить все потери, возникающие в потоке до входа в горло диффузора.

Выразив газодинамические функции <7 (Я) Церез число Маха, получим

х+,1

Г

(2)

Применяя формулы изоэнтропического сжатия, для повышения давления во входной части диффузора получим

X— 1

р2 /І+—МЛ

т=а\——) (3)

Vі+^*4/

Выражая значение а из формулы (2) и подставляя его в (3), будем иметь

^ (4)

Р* м2у1+^_1м22/ ^

Повышение давления в горле диффузора определяется по значению М2 с применением формулы для прямого скачка уплотнения

_?!— 2* М2 х-1

Р2 х+1 2 х+1 '

Результирующее повышение давления в диффузоре есть произведение величин, определяемых формулами (5) и (4). Соотнося это повышение давления с повышением давления в прямом скачке от числа М1, получим

П = Рек . (6)

Р2_ Р3

РI Рг

Абсолютное отношение давлений на установке равно

П = П і

2х ж., х—1

х+Т _ ‘х+Т

(7)

Коэффициент а в формуле (2) можно представить как произведение ст = ас<тск, где ас—коэффициент восстановления давления в скачках уплотнения во входной части диффузора. В коэффициент стс входят потери в соплах, а также кромочные потери многосопловых блоков. При Ие-^-ОО этот коэффициент стремится к коэффициенту заполнения соплового блока. В расчетах коэффициент ас принимался 0С = О,6, что близко к экспериментально определенному значению.

Учет влияния изменения <хск в системе скачков учитывается достаточно просто. Полагаем, что повышение давления на каждом последующем скачке одинаково. Коэффициент аск зависит только от отношения давлений в скачке. Из известных соотношений для скачков уплотнений можно получить

х+1 -

1 /

О, =

(р,)’

где р,—отношение давлений в каждом последующем скачке. Результирующий коэффициент восстановления давления в системе скачков

СТск=0Г-

где т—число скачков в системе, исключая прямой замыкающий. В расчетах принималось пг = 2.

Наличие пограничного слоя вызывает появление некоторой толщины вытеснения на входе в горло диффузора. В результате изменяется относительная площадь горла

к+1

4-І

м./^— МГ\ , *

+ 6 -

где 6*—отношение площади вытеснения к площади поперечного сечения рабочей части.

Можно показать, что

«1 -нг -Л-с X -Пс1~ б** Си

где Н—формпараметр пограничного слоя, сI—коэффициент трения. Воспользовавшись формулами для коэффициентов трения несжимаемой жидкости [8] и формулами работы [9] для определения условных толщин пограничного слоя, получим для ламинарного пограничного слоя

8Л* = 2(1 +-£-) -^(2,692-^ + ^=-!-М2), (8)

для турбулентного

6Т* = 2(1 +А) ^8_^1,28571^ + ^М2). (9)

В этих формулах А и Ь — высота (малый размер) и ширина канала соответственно, Та,—температура стенки, — статическая температура вне пограничного слоя.

Если стенка теплоизолирована, то предыдущие формулы примут вид

8,*-2(1+!)^(| + 1.34^-М*), (10)

8\* = 2(1+А)«!^(1 + 1,778^м»). (II)

На пограничный слой действуют одновременно два противоположных фактора. Положительный градиент давления приводит к увеличению толщины пограничного слоя и толщины вытеснения, снижение числа М во входном участке уменьшает скорость нарастания толщины вытеснения. Хорошее соответствие с экспериментом получается, если в формулы (8) — (11) подставлять Мь

■* Для определения числа Рейнольдса можно воспользоваться упрощенной формулой (линейная зависимость вязкости от температуры)

Не,-11,2. 10* л 'М|

"О+^Г

Порядок расчета следующий. Задается ряд значений Мг<М1, вплоть до М2<! 1. Последовательно определяется /, рг/рь Рз/Р2, П. Затем по известному значению Р2/Р1 уточняется значение оск, и расчет повторяется до получения заданной точности.

Рис. 6

О, # —экспериментальные данные

(см. рис. 5);

— • — ----сводные данные по аэродина-

мическим трубам [11

Результаты расчетов для ламинарного пограничного слоя и числа М1 = 5, геометрии канала, соответствующей экспериментальной установке, приведены на рис. 6. Хорошее соответствие с экспериментальными результатами получается в случаях, где расчетная модель наиболее близка к реальному течению. На том же рисунке нанесены экспериментальные результаты для варианта 3. Малые входные углы и наличие тангенциального вдува устранили отрывные течения во входном участке диффузора.

Сводные данные по срывным характеристикам аэродинамических труб больших чисел М нанесены штрихпунктирной кривой [ 1 ]. Существенное отличие представленных результатов объясняется двумя обстоятельствами. Во-первых, в аэродинамических трубах во входной части диффузора появляется отрывное течение в месте пересечения скачков уплотнения вблизи плоских стенок или образования диска Маха в круглых каналах. Во-вторых, аэродинамические трубы при больших числах Маха имеют длинные сопла с толстым пограничным слоем на входе в диффузор.

Таким образом, тангенциальный вдув вдоль узких сторон плоского сверхзвукового диффузора улучшает их характеристики вследствие устранения или затягивания отрыва течения около узких стенок. Последовательный вдув следует применять тогда, когда непосредственно перед входом в диффузор имеются существенные потери в пограничном слое. Расчетная модель хорошо совпадает с экспериментальными результатами и позволяет определить минимальное горло диффузора и предельные характеристики. Кроме того, расчетная модель выявляет влияние отвода тепла в стенку.. Согласно расчетам, отвод тепла при температурном факторе 7’а,/7’0 = 0,5, предельные отношения давлений до 10. . . 15%, что согласуется с экспериментальными результатами [9].

ЛИТЕРАТУРА

1. Вегенер П., Л об б Р. Экспериментальное исследование диффузора аэродинамической трубы больших скоростей. — «Механика», сб. переводов, 1954, № 1.

2. Г е р м а н Р. Сверхзвуковые входные диффузоры. — М.: Физматгиз,

1960.

3. Л ы ж и н О. В., Книвель Я. Я., П о з д ы ш е в а Н. С., Торжке в И. Н. Экспериментальное исследование сверхзвукового диффузора.— Труды ЦАГИ, 1961, вып. 812.

4. Г у р ы л е в В. Г., Ко р ч и н с к а я М. Ю., Чевагин А. Ф. Структура течения и максимальное статическое давление на входе и в горле плоских воздухозаборников при больших сверхзвуковых скоростях. — Ученые записки ЦАГИ, 1985, т. 16, № 1.

5. Гурылев В. Г., Иванюшкин А. К., Пиотрович Е. В. Течение на входе в горле воздухозаборников при больших сверхзвуковых скоростях потока и числах М, меньших расчетного. — Ученые записки ЦАГИ, 1975, т. 6, № 1.

6. Ш у ш и н Н:' А. Экспериментальное • исследование запуска плоских сверхзвуковых аэродинамических труб с полостями в рабочей части и вдувом газа в диффузор. — Труды ЦАГИ, 1984, вып. 2208.

7. Кт а л херман М. Г., Мальков В. М., Рубан Н. А. Влияние

определяющих параметров на эффективность работы сверхзвуковых диффузоров прямоугольного сечения, —В сб. «Газодинамика проточной части ГДЛ», Новосибирск, 1987. ' - ' ’ ,

8. Абрамович Г. Е. Прикладная газовая динамика. — М.: Наука,

1976. / ' .

9. Ш у ш и н Н. А. О вычислении условных толщин пограничного слоя.— Изв. ВУЗов, Авиационная техника, 1986, № 3.

10. Г у р ы л е в-В. Г:, М а м е т ь е в Ю. Д. Влияние охлаждения цент-

рального тела на запуск, срыв'течения во входе и дроссельные характеристики воздухозаборников -при сверхзвуковых и гиперзвуковых скоростях. — Ученые записки ЦАГИ, 1975, т. 6, № 2. . - -

Рукопись поступила 30/VI 1989