Диссертация (Методика выбора проектных параметров комбинированного пульсирующего ВРД со свободнопоршневым нагнетателем для малоразмерных БПЛА), страница 10

Наиболееважными параметрами при исследовании термодинамических процессов в ДУ и, вчастности, свободнопоршневого нагнетателя являются параметры, приведенныениже.Параметры прототипа и исходные параметры рабочего процесса:мощность свободнопоршневого мембранного нагнетателя Ns;давление газа за нагнетателем PГ;показатель политропы сжатия m1;степень сжатия εд;среднее давление механических потерь Pтр;доля потерь тепла с охлаждением qn;суммарные потери давления ΣΔP;низшая теплотворная способность топлива Hu;механический КПД нагнетателя ηм;внутренний КПД компрессора η’к;температура окружающей среды T0;давление окружающей среды P0.54Следующейконструктивныеважнойгруппойпараметры,проектныхоказывающиепараметроввлияниенаявляютсяустройствоигеометрические размеры камеры сгорания свободнопоршневого нагнетателя.объём продувочного ресивера Vр;суммарная ширина продувочных окон Вп;суммарная ширина выпускных окон ВВ;расстояние внутренней кромки продувочных окон от плоскости,проходящей через центр камеры сгорания нагнетателя перпендикулярно оси егоцилиндра Sп;расстояние внутренней кромки выпускных окон от плоскости, центракамеры сгорания нагнетателя перпендикулярно оси его цилиндра SВ;высота половины камеры сгорания Sc.При термодинамическом анализе малоразмерный пульсирующий ВРД сосвободнопоршневымнагнетателемудобнорассматривать,состоящимизсвободнопоршневого мембранного нагнетателя и эжекторного усилителя тяги.Основныетермодинамическиепараметрырабочегопроцессасвободнопоршневого нагнетателя представлены в таблице 2.1.Таблица 2.1Термодинамические параметры рабочего процессаНаименование параметра1Давление в компрессоре в конце всасыванияДавление нагнетания в компрессореРазмерность2ПаПаСтепень повышения давления в компрессоре–Давление в начале сжатияПаКРасчетная формула3P1  P0  PКPК  PГ  PК PКP1Pa  PГTР  Т 0  t Температура воздуха за компрессором55m1 1m2К12Относительный объем мертвогопространства компрессораОбъёмный коэффициент наполнениякомпрессораУдельный вес воздуха в компрессоре вначале сжатия–– m1  1  а К   К 2  1кг/м3Количество воздуха, подаваемогокомпрессором за циклкг/циклРабота компрессора за цикл3SCК  ВaК SДж/циклP1RT1 0К g К  2 0 К FК S ут mm1 1gm1LК RT1   К 1  1 К Кm1  1Работа компрессора за циклДж/цикл mm1 1gm1LК RT1   К 1  1 К Кm1  1Работа дизеля за циклДж/циклLi Доля потерянного хода поршня–Среднее индикаторное давление дизеляПаИндикаторный КПД дизеля–LКM  1Pi кг/циклСекундный расход топливакг/сКоэффициент избытка воздуха в дизеле–Коэффициент продувкиСуммарный коэффициент избытка воздухаДавление в дизеле в конце сжатияДавление сгоранияТемпература воздуха в дизеле в конце сжатия56gmn60P S F 1     47.6 a В д 3 2g mT p  10g m' gКgд– 0  Дж*кг/К1  m 1ALii H u–ПаПаКСредняя теплоемкость газа за свободнопоршневым нагнетателемLi2 Fд S i  k 0 1 gm Расход топлива на циклS В   1SPc  Pa  дm1Pz  Pc Tc  Ta  дm1 1c pm 6.876   0  16.586 86   0  1 0 0  10 512Температура газа за свободно поршневымнагнетателем3H u g m 1  q n tГ  t0c pm g к  g m   1000КПодача газа в секундуGГ кг/сУдельная адиабатная работа расширенияАдиабатный КПД установкиУдельный расход топлива на 1 квт*ч. g m n60Pklm RT Г 1   0  PГk 1[Дж/кг]Адиабатная мощность свободно поршневогонагнетателяg КкВтNS GГ lm75–S 632.3  N S3600  Gm H u  10 3кг/кВт*ч.gS 632.3S Huk 1kВ упрощенном варианте конструкции далее следовало бы рассмотретьпередачу рабочего тела от СПН в реактивное сопло, для создания реактивнойтяги.Для определения параметров реактивного сопла необходимо найтиотношение давления среды, куда происходит истечение к давлению в камересгорания [26, 27, 28].

Полученное числовое значение сравнивают с критическимотношением давлений для данного газа: P2 P1k 2  k 1   , КР  k  1 (2.13)где Р2 – давление среды на выходе из сопла; Р1 – давление среды на входе всопло.Примем, что сопло будет сужающимся дозвуковым, тогда P2 P     2  и скорость истечения будет равна критической скорости P1  КР  P1 C КР 2kRT1 , м/с.k 157(2.14)Зная расход через сопло и температуру в камере сгорания, определимплощадь его минимального сечения [34]M maxf min RT1P1C КР, м2.(2.15)Диаметр минимального сеченияDmin 4 f min, м.(2.16)Однако, как показывает практика конструирования, классические ПуВРДимеют сопла с длиной, превышающей его диаметр в 8-10 раз.

Что не всегдапозволяет удачно вписать такой двигатель в облик БПЛА. Решить эту проблемупозволяет применение в конструкции ПуВРД эжектора [13].Рассмотрим величину реактивной силы, возникающей при истечении газаиз эжектора. Эжекирующим газом является выхлопная струя реактивногодвигателя. Эжектируемый газ (воздух) поступает в смесительную камерунепосредственно из атмосферы, поток смеси выбрасывается также в атмосферу.Сопло и диффузор эжектора спроектированы так, что статические давлениягаза в выходном сечении сопла и потока смеси на выходе из диффузора равныдавлению внешней среды рн.

В этом случае суммарная реактивная сила,действующая на все элементы эжектора, неподвижного относительно внешнейсреды1 = (1 + 2 )гдеG1и(2.17)G2 – секундные расходы эжектирующего газа и воздуха, а и ω –скорость истечения смеси из диффузора эжектора.Реактивная сила (тяга) одного сопла при тех же начальных параметрах газа,но без подмешивания внешнего воздуха, равна58P1G11 ,gгде ω1 – скорость истечения газа из сопла.Увеличение тяги при подсасывании внешнего воздуха к эжектирующейструе объясняется тем, что на элементах эжектора возникают дополнительныесилы, равнодействующая которых, направленная по оси потока, суммируется среактивной тягой сопла. Основной из этих сил, определяющей выигрыш в тяге,является неуравновешенная сила внешнего давления, действующая на входнойраструб (заборник) эжектора.

Ее появление обусловлено понижением давления настенках раструба при втекании в него эжектируемого воздуха.Для выяснения принципиальных свойств эжектора как элемента реактивнойсистемы пренебрегаем при рассмотрении сжимаемостью газа, которая в данномслучае оказывает не очень существенное влияние на конечные параметрысистемы. Для определения эффективности процесса с точки зрения увеличениятяги целесообразно сравнить полученную реактивную тягу с исходной приравных расходах газа через сопло.Запишем выражения для коэффициента эжекцииnи коэффициентаувеличения тяги  :1f 1   2   2 ( f 2  1)  1  f 2 n1 2 f 2;Этивеличиныявляются(n  1) 2  1 f 1   2n2(2.18).монотонными(2.19)функциямигеометрическихпараметров α и f .На основе этих графиков, полученных Г.Н.

Абрамовичем [1] зададимсяоптимальными значениями α и f и определяем коэффициенты эжекции иувеличения тяги, а так же расход эжектируемого воздуха и площадь поперечного59сечения эжектора по известным значениям расхода через реактивное сопло иплощади его поперечного сеченияnG2Fи 1.G1F2Экспериментальноустановлено,чтонаибольшееприращениетягиполучается при длине камеры смешения 6 – 7 калибров, в то время как обычнодля эжекторов оптимальная длина камеры равна 8 – 12 ее калибрам.Следовательно, задавшись отношением l/d, можно определить длину камерысмешения.

Потребную длину камеры можно существенно сократить, еслираздробить эжектирующую струю на несколько струй; для этого применяютмногосопловую конструкцию или специальное секционное сопло.При этом оказывается, что для эжекторов с любыми значениямигеометрических параметров а и f коэффициент увеличения тяги δ большеединицы, и выигрыш в тяге может достигать значительной величины. Такимобразом, в неподвижном эжекторе подмешивание дополнительной массы к струе,вытекающей из сопла, происходит достаточно эффективно, вследствие чего приполном смешении потоков всегда образуется выигрыш в реактивной тяге.Согласно теоретическим и экспериментальным данным исследований,проведенных О.И.

Кудриным [44] и В.И. Богдановым [8] при использованиипульсирующей активной струи в эжекторном усилителе тяги суммарная тягаможет возрастать в гораздо большей степени (на 120 – 140 %), чем припостоянной активной струе (на 20 – 30 %). Возникновение этого явления связанос реализацией особой формы нестационарного движения газа с присоединениемдополнительной массы, определяющей существенно меньшие потери и большиеотносительные количества присоединяемой массы, чем в случае стационарногоэжектирования. Это показано в диссертационной работе В.

И. Богданова«Повышение эффективности пульсирующих реактивных двигателей» [9].Физическая картина взаимодействия масс и возникновение аномальновысокого прироста реактивного импульса такова. Течение в периоде каждойпульсации (каждого цикла) состоит из двух основных фаз.

В начальной –60вспомогательной фазе – первые порции выбрасываемого активного потокаприводят в движение находящийся в эжекторном канале газ, передавая ему частьсвоей кинетической энергии. Во второй фазе движения, главной по значимостифазе взаимодействия потоков (наступающей при окончании подачи активногогаза в эжекторный насадок) присоединяемая внешняя масса (воздуха) двигается,увлекаясь вслед за разогнанной в насадке порцией активного газа. Возникающеедвижение (в следе), инициируемое большим числом проходящих по газу вдольнасадка прямых и отраженных волн, характеризуется малой диссипацией(рассеянием) энергии и большим относительным количеством присоединяемоймассы.