Жидкостные ракетные двигатели Добровольский М.В. (1014159), страница 16
Текст из файла (страница 16)
61) где К, <1. По Л. А. Клячко [27) 1 х гв' ' — г-.-: — ') (3. 62) (3. 63) э 3 В2 1; — ( — вы 3 — А) Здесь вэвх~вр )се„„=- У (3. 65) где х( — приведенный диаметр входных каналов. Для форсунки с числом 1 входных каналов общей площадью Ы хв 1 =,(,„),хг. Скорость входа компонента у~~'у ~л~~тг Подставляя выражения для д„р и ш„в уравнение (3. 65) и учитывая, что т=д 1х(т, получим расчетную формулу для определения 1(евх: 4хэф Ке,„=- А'Р-" Ивх в (3. 66) Очевидно, для идеальной жидкости коэффициент трения 1=0 и по формуле (3. 63) А,=А. При расчете форсунки формулу (3. 63) удобнее (при з(п(1=1) А ~~вхгс х "вх+ ~вх Рвх — 'д привести к виду (3.
67) где (†число входных каналов;  †безразмерн геометрический и арамезр форсунки; В'=/~„'„,/тэ„ — для тангенцнальной фарсунки; В'=Аэ,„л(7',. — для шнековой форсункн; ха в коэффициент трения, определяемый при условиях входа в форсунку по формуле: (3. 64) (1а Нв„)'м Влияние конструктивных параметров форсунки Рассмотрим влияние различных конструктивных параметров на рабату центробежной форсунки, Увеличение высоты (длины) форсунки й (см. рис. 3.!6) повышает влияние сил вязкости, что наряду с увеличением !х и уменьшением угла 2а приводит также к увеличению потерь напора в форсунке, т. е.
к некоторому ухудшению распыла. Поэтому вполне достаточно прн шнековой форсунке делать высоту шнека не более '/4 — '/з шага витка, а при тангенциальной форсунке — равной /7,х, хотя на практике из хисто конструктивных соображений часто приходится мириться со знаянтельно более высокими форсунками, 0,75 0,25 квх 0 0,5 1,0 15 2,0 2,5 Рис.
3. !9, Зависимость Ровг,/44 от тт, /г, Рис. 3. 20. Изменение направления входа жидкости при малых значениях 1вх/ггвх т — иапраплеиие при таигеициа.гьиом входе Х вЂ” лезотвительное иаправлеаие Отношение /х„/г, обычно выбирается в пределах от 1 (для открытой форсунки) до 2,5. Как показывают опытные данные, при значениях /7„/г,<2,5 экспериментальные значения коэффициента расхода р „„получаются меньше теоретических, полученных по графику рис. 3. 18. На рис. 3. 19 приведен график зависимости отношения !х,„,„/!х от отношения /7„/г, 127). Изменение атно щения /е/Ы, (см.
рис. 3. 16) на коэффициент расхода !х существенно не влияет. Однако с ростом 1,/4/, уменьшается угол распыла 2а. Поэтому обычно 1,/от,=0,25-4-1. Толщи н а стенки форсунки выбирается из условия 1,„/4(„= =1,5 —:3. При значениях 1,„/42,„<1,5 нарушается тангенциальность входа (рнс. 3. 20), что приводит к уменьшению момента количества движения относительно оси форсунки. Увеличение 1,х/41,х также нецелесообразно, тзк как приводит к излишним потерям напора на трение во входных отверстиях. Число входных каналов 1 (или заходов шнека) обычно берут равным 2 — 4. Увеличение числа входных каналов, очевидно, улучшает распределение расходонапряженности по окружности факела.
Влияние подогрева компонента Так как камера сгорания ЖРД обычно охлаждается одним из компонентов (а иногда и двумя компонентами), охлаждающий компонент поступает к форсунке подогретым и притом часто до температуры, близкой к температуре кипения или даже равной ей. Поэтому вопрос о влиянии температуры подогрева компонента на работу центробежной форсунки имеет практическое значение. Если температура жидкости, поступающей в форсунку, такова, что давление насыщенных паров (упругость пара) р, не превышает давления в газовом вихре (равного давлению в камере сгорания пз), то в работе форсунки существенных изменений не будет.
Следует только учитывать изменение плотности компонента от температуры. Однако если р,)ра, то в форсунке происходит кипение компонента, и из сопла форсунки в камеру сгорания поступает не жидкость, а парожидкостная смесь. Естественно, это влияет на работу форсунки и, в первую очередь, на коэффициент расхода форсунки 14. Достаточно подробный, анализ работы форсунки при течении подогретой или кипящей жидкости приведен в работах (58), (6Ц.
В работе О,З 0,2 0,1 д( 0 40 ВО (20!00 2004'0 0 40 ВО (20 (БВ 200 240 260 220 200 бес а) б) Рис. 3. 21. Изменение коэффициента расхода р~ в зависимости от температуры жидкости: о — вода; рф — — зо кГ(сиз («3 ми(ма(( б — дизельное топливо; уф - — дв кГ, се: ( 2 Млхмз(; ! — без учета испарение жидкости в вихре; 2 — по боомуле (2661 3 — по фор. мулам работы 1621 [58) влияние подогрева на коэффициент расхода предлагается учитывать введением коэффициента расхода подогретой жидкости р(1 Рф — Рз Рф — Рз (3. 68) Расчет центробежной форсунки При расчете центробежной форсунки предполагаем известными расход компонента через форсунку суф и его физические свойства.
Прн этом принимается следующий порядок расчета центробежной форсунки. 1. Задаемся углом распыливания 2а и перепадом давления на форсунке Л Рф. В зависимости от условий работы форсунки выбирают угол 2а и перепад Арф в пределах 2а=30 —:!20'1 Арф=3 —:15 кГ)смз (029— 1,47 Мн!мз). Наиболее распространенные значения угла 2а лежат в пределах 90 †1', однако при некоторых специфических условиях могут потребоваться форсунки и с меньшими углами. Пределы перепада давления Арф определяются теми же соображениями, что и для струйной форсунки.
2. Зная угол 2а, по графику рис. 3.18 определяем геометрическую характеристику А и коэффициент расхода (д. где Р— коэффициент расхода при истечении холодной жидкости; рф — давление перед форсункой. Следует иметь в виду, что при Р„ близких к Рф, формула (3. 68) дает заниженные значения 14(, а при Р,=рф получается 14( — — О, что не соответствУет опытным данным.
ПоэтомУ пРи значениЯх Рм близких к Рф, следует принимать несколько завышенные значения 12( по сравнению с полученными по формуле (3.68). В случае необходимости более точного аналитического определения (д( можно воспользоваться результатами работы (62), где получена уточненная, но значительно более сложная зависимость для определения р(. На рис. 3. 21 приведено сопоставление значений (((, полученных из опыта по формуле (3.68) и формулам работы (62]. 3. Определяем площадь сечения сопла форсунки и диаметр сопла.
По формуле (3. 56) Оф Г 4 откуда с(,=1/ — У',. р у 2яарфу ~/ и 4. Из конструктивных соображений, учитывая влияние различных параметров на работу форсунки, задаемся числом входных отверстий 1 и «плечом» закрутки /7зх/гс. Зная 1 и /7 /гс, определяем г ,х= гххгс !А 5. Зная г„, по формулам (3. 66) и (3. 64) определяем коэффициент трения Л.
6. При известных теперь г„ /7„, г„и Л по формуле (3. 67) опре- деляем А =- /~хххс т, "ах + /1хх (/7вх — гс) Вх Бели полученное значение А, отличается от геометрической характери- стики А не более, чем на 5%, то на этом расчет заканчивается; значения г„ /свх и тех первого приближения принимаются за окончательные и определяются остальные размеры форсунки. Если расхождение А и А, большое, то расчет проводится повторно. Взяв за основу полученное значение А„по графикам рис.
3. 18 определяем новое 1х (уже с учетом вЯзкости), а затем новые значениЯ Гю /7„и гвх По новым значениям кю /7„и г,„определяем эквивалентную гео- метрическую характеристику второго приближения А,н и сравниваем ее с А, первого приближения. Если снова получалось большое расхожде- ние, то выполняют третье приближение. Но обычно уже при втором приближении А," достаточно близко к А, первого приближения.
7. По полученным при последнем приближении окончательным зна- чениям г„ /с„и г„определяются остальные размеры форсунки (см. рис. 3. 16): /эх=(1х5 —:3)С/сх, '/с=(() 25 —:1)г/с1 8)~'~хх. Радиус камеры закрутки /7,=/с,х+г,„. Если при расчете форсунки воз- никает необходимость учитывать подогрев компонента, подаваемого форсункой, то по формуле (3. 68) корректируем значение коэффициента расхода, полученное в пункте 2, и дальнейший, расчет ведем при новом значении коэффициента расхода Пример расчета центробежной форсунки Рассчитать с учетом вязкости тангенциальную центробежную форсунку для подачи азотной кислоты при температуре ее 288' К. Расход кислоты через форсунку бе=68 г/сек; плотность у ттно =1,51 г/смх; вязкость л и=0,981 1О-х кГ/м сек (0,981 10 ' н сек/нх).
Р ею е н и е. Задаемся углом распылнвания 2п=!00' и перепадом давления оре — — 8 кГ/см' (0,78 Мн/мх). В соответствии с графиком рис. 3. 18 по углу 2а определяем геометрическую характеристику А и коэффициент расхода Гм А=4,2; и=0,16. Определяем размеры сопла форсунки: ыф 0,068 У~— 8,72 10 — з смз; рУ2нарфу 0,16 у 2 9,81 8 1,51 10 а Г 4 Г 4 Лс = ~/Г Ус = ~/ — 8,75 = 3,34 мм; г, = 1,67 мм. ~/ и )/ 3,14 87 Так как мы проводим расчет с учетом вязкости, то корректировку размеров, полученных в первом приближении (округленне до целых чясел), пока производить не будем. Принимаем Явх/гс=2,5 и 1=2.
Тогда /7„в= 2,5г, =2,5 1,67= 4,18 мм; б,х = Оф/2= .4 г/сея; /7вхгс Г4.18 1.67 гвх= —," ' = ' ' =-0,912 мм; Ивх= 1,824 мм. г'А 1вг 2 4,2 Определим коэффициент трения Л. ' По формуле (3, 66) 4Оф 4 0,068 )(е„„= - — =- — ' 34 150. (дв) и )Гг' Д„х О 981.10 — в.З 14.1 41 1,824 10 — з По формуле (3.64) определяем 1=0,0331. По формуле (3.67) онределяем 4,18 1,67 А 3,83. 1 0,0331 1гвх+ /7вх(!7~х гс) 2 0 912 + 4 18 (4 18 — 1.67) Полученное значение А, отличается от А на 9,5Ув, поэтому рассчитываем форсункп во втором приближении уже по геометрической характериствке Ав. По графику рис. 3.
1В при А,=З,ВЗ находим коэффициент расхода с учетом вяз. кости в=0,17. Определяем размеры сопла форсункн. По формуле (3. 56) 0,068 = 8,21 10-з смт; 0 17 ) '2. 981.8.1,5! .10-з Г 4 ас = — 8,21 = 3,22 мм; 1г' 3. 14 принимаем и =-3,2 мм; г,=1.6 мм; /1вх/ге=2,5. Тогда /7„х= — 2,5 гс-— .2,5 1,6 =4 м.м; Г /с„„г, Г4 1,6 гАэ $/У 2 3,83 Принимаем г„=0,9 мм; К„=1,8 мм. По формулам и коэффициент трения Х при уточненных размерах Кевх изменился незначительно, коэффициент трения, остается равным 1=0,0331. Определяем значение А, по данным второго (3. 66) н (3. 64) определяем Ие„ форсунки: пест=34406.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
