CC BY
10УДК 533.697.5.01(04)
Методы исследования эжекторных усилителей тяги (ЭУТ)
В.А. Голубев, В.П. Монахова
Приведены результаты расчетно-теоретических и экспериментальных исследований характеристик эжекторного усилителя тяги. Получены значения коэффициента эжекции
и прироста тяги 50% (коэффициент увеличения тяги ) при относительной
п=4,64 8-1,5
длине эжекторного канала _ и отношении площадей на входе в эжектор .
1=6,1 а=0,042
На основании данных испытаний простого суживающегося профилированного сопла и сопла с эжекторным усилителем тяги [1, 2] были получены расходная (рис. 1) и тяговые
Сс=f (я')
и (рис. 2) характеристики соответственно простого суживающегося
р=!(Я) р=] (я'.)
профилированного сопла и сопла с эжекторным усилителем тяги; рассчитан коэффициент увеличения тяги исследуемого ЭУТ - .
8=1,5
В настоящей работе авторами рассматриваются два независимых метода определения расходной и тяговой характеристик сопла с ЭУТ на основе экспериментально полученных
распределения статического давления по длине эжекторного насадка и распределения
Рэ
полного давления по радиусу на выходе из камеры смешения.
Ра
Измеренные распределения статического давления по длине эжекторного насадка на
Рэ
режимах = 1,23; 1,41; 1,62; 1,82; 2; 2,13 представлены на рис. 3. Наибольшая величина
Яс
разрежения соответствует сечению входа в камеру смешения ЭУТ. Далее по длине
(Рн-Рэ )
камеры статическое давление постепенно повышается и на выходе из эжектора становится
Рэ
равным атмосферному давлению - . Изменение статического давления на входе в
Рэ 3 = Рн Р2
камеру смешения относительно атмосферного показано на рис. 4. Повышение
Р. и'
приводит к росту скорости истечения воздуха из эжектирующего сопла, и, следовательно, к
увеличению разрежения на входе в камеру смешения ЭУТ.
(Р.-Р 2)
0,кг/с
25 -1 20 -15
□
Л Л
О О
О +
-Ос.р; -02р; -вЗр--Ос.эут,
-02 по давлению р2;
-03 по давлению р2;
-02 по распределению давлений р*3ц
-03 по распределению давлений р*31
- Осэксп;
- Ос по давлению ри.
10
'6.
О Ш -ЕИ^-Ш—
Р,Н
2000
--Рср;
О -Рс.эксп;
+ - Рс по распределению p*ci;
--■-Рр;
• - Рэксп; д - Р=Рс+Р2;
О - Р по распределению p*3i.
1,2 1,4 21,б 1,8 2
Рис. 2 Сопоставление тяговых характеристик сопла с ЭУТ и простого суживающегося сопла.
ж
р, Па
100000 99500 99000 98500 98000 97500 97000 96500 96000 95500
-- ___
- рн; ---р2р; - О Л
■ - —__ о
1
1,2
1,4
1,6
1,8
-к
Рис. 4 Изменение статических давлений р2 на входе в камеру
смешения эжекторного насадка в зависимости от располагаемого
*
перепада давления на сопле ж с.расп.
с.расп
Увеличение тяги при подсасывании внешнего воздуха к эжектирующей струе объясняется тем, что на элементах эжектора возникают
дополнительные силы, равнодействующая которых, направленная по оси потока, суммируется с реактивной тягой сопла.
Сила внешнего давления , действующая на входной раструб (лемнискату) эжектора определялась путем суммирования осевых сил
Р2
, возникающих в результате действия разности давлений на все элементарные участки разбиения площади лемнискаты, нормальной к
Р2
(
оси потока:
, (1)
п
Р2 = 1 Р 2
¡=1 '
где осевая сила , [Н], действующая на элементарный участок, площадью , [м2] (и - соответственно
Р2. Л ^ d2i
F2 = 2 4
внешний и внутренний диаметры элементарного кольца):
(2)
Р2. = Р2,. (Р. - Рэ )
Тяга сопла представляла сумму реактивной тяги сопла и силы
Р Р
Р= Рс + Р 2
2
(3)
Тяговая характеристика сопла с ЭУТ, полученная в результате расчета по данному методу приведена на рис. 2. Величина тяги не отличается от данных прямых измерений [2], более чем на 1%.
Р = Р2+ Рс
Расход эжектируемого воздуха рассчитали по известному перепаду давлений эжектируемого потока на входе в камеру смешения
ЭУТ:
, (4)
С2= щ (X 2) ^г
где - приведенная плотность тока, определенная по газодинамической функции , - коэффициент потерь
q (х2) / \ Ри°вх о
1 21 П (X2вх
полного давления - ; , [м2] - площадь эжектируемого потока на входе в смесительную камеру.
Овх = 0,995
Суммарный расход воздуха через сопло с эжекторным насадком рассчитывался по формуле:
С3 = Сс + С2
Результаты расчетов расхода эжектируемого воздуха и суммарного расхода воздуха через сопло с ЭУТ приведены на рис. 1.
С2 С3
Измеренные распределения полных давлений на выходе из камеры смешения эжекторного усилителя тяги на режимах работы
Pз¡
= 1,23; 1,41; 1,62; 1,82 представлены на рис. 5.
п!
Р ММ. вод. ст. 1000
900 800 700 600 500 400 300 200 100 0
1 О - 1*с.расп=1,23; . 1,41; 1,62;
□
1 "О, А
--Л Ч8> ¿А
/ Л'' А' 1 \ ° "
/V , А " -гп
_ V А 1
-О- ' .л-:А- Л---0- --0-1-0 ■- -гп '"Л 0
■ - ы 1
■■---о- о --У 1 - О
50
100
150
200
250
300
350
400
X, мм
Рис. 5 Распределение полных давлений ж з; на выходе из ЭУТ.
По распределению полных давлений на выходе из эжекторного насадка были построены поля скоростей истечения потока
Р],=f (г)
акр = , (6)
сзг Хз I 18Ж Л3г
где - приведенная скорость потока, которую находили по газодинамической функции .
Л (х 3,) = Р V з,
Расход воздуха и выходной импульс модели определяли интегральным методом по формулам:
(7)
С3 Р
п п р .
С3=! С3,=1 Щ (хз,)Р 31
п п
(8)
Р=1 Р,=1 С3, С 3,
1=1 ,=1
где п - количество элементарных участков разбиения площади выходного сечения эжекторного насадка; , [ ] -
п (Щ-й 3,.) м2
Р = \ 3 3, Р3 ,= 4
площадь элементарного участка разбиения; и - внешний и внутренний диаметры элементарного участка разбиения.
Массу присоединенного эжектором воздуха рассчитывали как разность .
= С0 — С
2 2 3 с
Зависимость расхода воздуха через сопло с эжекторным насадком , а также изменение присоединенной массы воздуха в
С3 С2
функции располагаемого перепада давления , рассчитанные этим методом приведены на рис. 1. Значения величин выходного импульса
Пс
для различных показаны на рис. 2.
Р пс
Сравнительный анализ результатов обработки экспериментальных данных показал, что зависимости расходов эжектируемого воздуха
и суммарного расхода воздуха через сопло с эжекторным насадком от располагаемого перепада давления на сопле ,
С2 С3 Лс
полученные различными методами, незначительно отличаются друг от друга. Некоторое отличие объясняется погрешностями измерений и методов обработки экспериментальных данных.
Зависимости , рассчитанные независимыми методами, удовлетворительно согласуются между собой и зависимостью,
P=f ( п '.)
полученной на основе прямых измерении тяги.
На рис. 1 и 2 приведены также расчетные расходная , и тяговая характеристики.
G2p G3 р=f ( пс ) Pp=f(nc)
Расход эжектируемого воздуха , суммарный расход воздуха и тягу сопла с ЭУТ определили на основе данных расчета
G2p G3p Pp
расхода эжектирующего воздуха и тяги простого суживающегося осесимметричного сопла, полученных в работе [1], по
Gc Рг
с с
соотношениям :
С2 р = Пр'СС
С3 =С + С 2 ,
3 р с 2 р'
Р = 6 Р ,
Р р с'
{ ; {; ; ;
где - расчетный коэффициент эжекции -
Пр
(10)
пр =
(1+к [V 2 а+а2 (Г2—1 ) + (1+а2 f2) ы- -2
- расчетный коэффициент увеличения тяги -
6р=
22
1
V 1-а2 пр+ы2-ы
1+а2 f
1 07 (Пр+1 )2-(пр+1) ы
¡а+1
(11)
а, f и ю - безразмерные величины:
а f =-
Р 2 Рс + Р2
[3];
ы
ы =
ы„
- площадь выходного сечения эжектирующего сопла, [ ];
м2
- площадь выходного сечения диффузора, [ ].
м
Для исследуемого ЭУТ без диффузора ^ = 1), при работе двигателя на месте ( ) формулы (10) и (11) примут вид:
ы = 0
пр =
Н
(12)
V 2 а-2
1 + а2
6
р
Р
6
("р+1 )2
в
р а + 1 ^ -а2 п2р
Расходные характеристики , , полученные по экспериментальным данным лежат ниже расчетных зависимостей
что говорит о том, что эжектор работает не на полной мощности, его эжекционные способности не исчерпаны до
2 Р
' Vf(п')
конца. Такой результат можно объяснить меньшей длиной камеры смешения ( ) по сравнению с длиной ( ),
{/¿иг6-7 И=10+12
которая требуется для достижения полного выравнивания параметров в выходном сечении ЭУТ [3]. Поля полных давлений на выходе
Pз¡
из эжектора подтверждают данное предположение (см. рис. 5).
Зависимости , рассчитанные косвенными независимыми методами, удовлетворительно согласуются между собой и
Р=I (п'.)
пч
зависимостью, полученной на основе прямых измерений тяги [2], а также в области дозвуковых перепадов давления в сопле
Пс
приближаются к расчетной зависимости .
РР=1 (п')
Сравнение тяговых характеристик сопла с ЭУТ и эжектирующего сопла (рис. 2) показало, что использование
Р={(п1) Рс= I (П
эжекторного насадка дает возможность значительно увеличить тягу сопла.
Эффективность применения эжекторного насадка с точки зрения его эжекционных свойств и выигрыша в тяге можно оценить, определив коэффициенты эжекции п и увеличения тяги 5.
Коэффициент эжекции n рассчитали как отношение расхода эжектируемого воздуха
Gn
Gn
к расходу воздуха через активное сопло
(14)
Сс
Зависимость коэффициента эжекции п от располагаемого перепада давления на сопле показана на рис. 6.
G
Кроме коэффициентов эжекции п, рассчитанных по опытным данным, на рис. 6 приведена зависимость расчетного коэффициента
эжекции в функции
который определили по формуле (12).
n
п
с
n
п
р
с
Расчетный коэффициент эжекции не зависит от располагаемого перепада давления на сопле и является функцией только
геометрического параметра . При
а
расчетный коэффициент эжекции составил
а=0,042
В исследуемой области изменения располагаемого перепада давлений на сопле
пр=5,21
коэффициент эжекции п лежит ниже расчетного
: п <
пр пр =5,21
. Как было показано выше, это связано с выбранной длиной камеры смешения.
Зависимость коэффициента увеличения тяги от располагаемого перепада давления на сопле показана на рис. 7.
с
Из рисунка видно, что коэффициенты увеличения тяги , полученные при обработке экспериментальных данных для всего диапазона
5
изменения
лежат ниж(
Я
Величина , как вид
на сопле
3 1,8 1,6 1,4 1,2 1
л 1 4
V 4 ►
;личины перепада давления
1,2 1,4 1,6 1,8 2
Рис. 8 Зависимость коэффициента увеличения тяги 3 от действительного перепада давления на сопле % с
• - по данным прямых измерений тяги Р сопла с ЭУТ;
а - по данным расчета Р как суммы Рс+Р2;
О - в по данным расчета Р по распределению полных давлений р*31 на выходе из ЭУТ;
-----ер
ж
п
П
Р
с
п
Р
П
с
П
с
Рис.7
Список литературы
1. Голубев В.А., Крылов Б.А., Монахова В.П. Исследование эжекторных усилителей тяги (ЭУТ). // Теория воздушно-реактивных двигателей и их элементов. Тематический сборник трудов научно-методической конференции, посвященной 60-летию кафедры "Теория воздушно-реактивных двигателей" МАИ. Москва, МАИ, 2005. - 73-80 с.
2. Голубев В.А., Монахова В.П. Экспериментальное определение характеристик эжекторных усилителей тяги (ЭУТ). // Теория воздушно-реактивных двигателей и их элементов. Тематический сборник трудов научно-методической конференции, посвященной 60-летию кафедры "Теория воздушно-реактивных двигателей" МАИ. Москва, МАИ, 2005. - 86-91 с.
3. Абрамович Г. Н. Прикладная газовая динамика. - М.: Наука, 1969. - 824 с.
СВЕДЕНИЯ ОБ АВТОРАХ
Голубев Виктор Андреевич, профессор кафедры "Теория воздушно-реактивных двигателей " Московского государственного авиационного института (техническогоуниверситета), к.т.н.
Монахова Вероника Павловна, старший преподаватель кафедры "Метрология, стандартизация, сертификация" Московского государственного авиационного института (технического университета).
