Основы теории и расчета жидкостных ракетных двигателей. Учебник под ред. В.М.Кудрявцева (1014186), страница 40
Текст из файла (страница 40)
В двух- компонентной форсунке с внутренним смешением процесс взаимодействия горючего и окислителя начинается внутри форсунки. В результате из фэрсунки вытекает предварительно перемешанное в нужном соотношении топливо. Использование двухкомпонентных форсунок улучшает прэцесс смесеобразования, позволяет при малых объемах 183 КС сжечь топливо с высокой полнотой горения.
Расчет двухкомцонентной форсунки с внешним смешением ничем не отличается от расчета однокомпонентных центробежных форсунок. Необходимо только убедиться„ что радиус газового вихря периферийной форсунки гв „ больше наружного радиуса центральной форсунки гф „ т. е. Угах а (8.59) )1'вх.о/)1'вх.г = )' Рг/Ро К1м г или )у'вх.г = )у'вх.о ) ро/рг ° Массовое соотношение компонентов топлива в каждой форсун- ке Рис. 8.11.
Расчетиан схема двух- компонентной форсупки с внутренним смешением к = тпф о /тпф г = о по)У вх оро / ( г/ы г пг )У в~ гог) или с учетом (8.59) К = )т р,/р,а,с/,х.о/(П,,авх,г). (8.60) 184 гв.п ~ гф.н (8.57) Рис. 8.10. Двухкомпонентная форсунка Зная геометрическую ха- рактеристику периферийной форсунки, находим г, по графику, изображенному на рис.
8.5, и проверяем выполнение неравенства (8.57). В случае несоблюдения неравенства необходимо переконструировать форсунку или внести поправку на взаимодействие потока жидкости со стенкой центральной форсунки. Рассчитаем двухкомпонентную центробежную форсунку без учета вязкости жидкости. На рис. 8.11 представлена ее расчетная схема. Положим, что горючее и окислитель подаются в КС под одним перепадом давления. Тогда, учитывая, что входные каналы форсунок ссюбщаются с общей камерой закручивания, запишем /тф.~ + Р~~твх.т/2 = /тф.о + Р~)У вх.о/2 (8.
58) Из (8.58) следует Здесь птф „лтф „— соответственно секундный массовый расход окислителя и горючего через форсунку. Суммарный массовый расход топлива через форсунку к +1 к +1 Птф = тлф о+ тпф г = Лтф.о = Гто"'Гвх.о)рвх.оро~ км к или е тлф По „В'„,,ор„ (8.61) где Из закона сохранения момента количества движения, пренебрегая потерями энергии при смешении, следует, что птф/т)т вх тлф,о/т)т вх.о + птф.г/т)(увх.г сон 'г' г где 6 — угол наклона входного канала горючего к плоскости, перпендикулярной оси форсунки.
Отсюда Ж', = (тф,В',х, + тлф,)ут,,г соз ~) ~ птф, или, используя (8.59), после несложных преобразований Чт„= )Ут,„,к (1+ ) ро/ог соз ~/к )/(к„+ 1). Обозначим /т' = /ск,„(1 + )т оо/рг соз Р/км)/(к,„+ 1). Тогда момент количества движения 1 кг массы топлива А кт (им+ тОРо/Рг сов 8) Лгс (1 + кт) (км + Ро/рг) погвх,о (8.63) где А — геометрическая характеристика двухкомпонентной форсунки с внутренним смешением. Следует отметить, что зависимость )еф, гр, 2а от А остается такой же, как и для однокомпонентной форсунки, только вместо геометрической характеристики форсунки А следует брать значение геометрической характеристики двухкомпонентиой форсунки А.
Тогда массовый расход топлива М = КЖ'„, = Щ'„,, (8.62) Используя (8.61) и (8.62) и сделав аналогичные преобразования, что и для идеальной центробежной форсунки, получим выражение геометрической характеристики для двухкомпонентной центробежной форсунки: гк / 1,о 10 20 ДО до яугс Рис, 8, !2. Опытная зависимость р6,.вке(рб = (()41гс) Паф = РФРс.ф)'ир Арф ° гдю Рт = РоРс(1 + кж)1(ро + к„р„) — удельная плотность топлива. Двухкомпонентные форсунки часто делают с большим раскрытием сопла, то характеризуется отношением С = Я!г,.
Если отношение )тхаг, ( 3, то приходится вводить поправку. На рис. 8.12 приведен график, показывающий зависимость отношения расчетного значения коэффициента расхода к его экспериментальному значению )4,„, в зависимости от Я1г, и позволяющий внести соответствующую поправку в результаты расчета.
5 8.8. ГИДРАВЛИКА ЦЕНТРОВЕЖНОИ ФОРСУНКИ ПРИ ПОДАЧЕ ПЕРЕГРЕТОГО КОМПОНЕНТА ТОПЛИВА В ЖРД один из компонентов топлива или оба компонента, прежде чем поступить в форсунку, участвуют в охлаждении камеры, газогенераторов и т. и. При этом их температура повышается. Если упругость давления паров того или иного компонента не превышает давления в КС, то изменения в работе форсунок проявляются только за счет изменения плотности компонента и его вязкости в зависимости от температуры.
При этом все ранее сделанные выводы и расчетные формулы полностью могут быть использованы. При нагреве жидкости, когда упругость паров превышает давление в камере сгорания, возникают специфические особенности в работе центробежной форсунки. К. Н. Ерастов и Е. Г. Николаева предложили следующую формулу для определения коэффициента расхода перегретой жидкости: )афт = )аф 1 (рф Рп)!(рф — р,) (8.64) где )аф — коэффициент расхода при истечении холодной жидкости; рф — абсолютное давление жидкости перед фарсункой; р — упругость паров жидкости при температуре 1; р„— абсолютное давление в камере сгорания.
Формула (8.64) имеем смысл при р, ~ р„.; если р с р„, то Рф, = == )аф. С ростом давления паров жидкости в газовом вихре коэффициент расхода уменыпается таким образам, как если бы истечение про- )ара ау исходило не в среду с давлением рк, а в среду с давлением, равным давлению упругости паров жидкости (кампо- ' () Об пента). На рис.
8.13 пред- ПЗ ставлены расчетные и экспериментальные зна- чениЯ )афм Эти Расхож- ' и 4П ВР 1Р() 1ВВ Р()П 6',С дения можно объяснить тем, что при истечении Рис. 8.)3. зависимость коэффициента расхода от паров жидкости из фор- температуры жидкости (жидкость — вода) (давление перед форсуикой рф = 3,0 МПа); сунки давлению В газа- ВОМ ВИХРЕ На ВЫХОДЮ ИЗ вме: ! — по формуле 46.64); а — по формуле 48.66й 3— по методике, квложенмоа в работе Ф. Преснякова насыщенных паров при температуре жидкости.
В работе В. Ф. Преснякова разработана теория истечения перегретой (кипящей) жидкости из центробежной форсунки с учетом отличия давления в газовом вихре от упругости насыщенных паров жидкости, расхода паров жидкости и изменения ее температуры. Расчет показывает, что расходом паров можно пренебречь, если температура жидкости меньше той, которая соответствует упругости паров, равной давлению перед фарсункой. Допустимо принимать температуру жидкости в процессе истечения неизменной. Главное — знать давление в газовом вихре на выходе из сопла форсунки р„ которое отличается от давления окружающей среды только при сверхкритическом режиме истечения паров жидкости; р, = р 121'(16 + 1) 1"1(а '), где й — показатель адиабаты пара.
Тогда )вф = )аф)' (Рф )((Рф Р ) ° (8.66) Формула (8.66) применима в случае р, ~ р„, так как при р, с р„ каэфрициент )аф, = )46. Огметим, что при расчете )ьф необходимо учитывать изменение плотности и вязкости жидкости в зависимости от температуры. Из рис. 8.14 видно, что расчетные данные по (8.64) и (8.66) достаточно удовлетворительно согласуются с опытными данными. В ЖРД с дожиганием часть или все топливо поступает в камеру сгорания в газообразном виде. Форсунки работают на перепадах давЛЕНИя рк1рек.о ) рве (рек.о Папнз даВЛЮНИЕ Гаэа На ВХОДЕ В форсунку).
Тогда массовый расход газа через фарсунки )87 где р,„,, р„,, рк — соответственно полное давление и плотность газа иа входе форсунки, статическое давление в камере сгорания. й 83. ВЛИЯНИЕ КОНСТРУКТИВНЫХ ФАКТОРОВ НА ГИДРАВЛИКУ ЦЕНТРОБЕЖНЫХ ФОРСУНОК )эка. экэ/и е, аэээ /а ) !хе.эээ//ха, сгэээ/о !,0 0,6 '0 ! 1 3 4 ! /э/м относительных длин сопла (о! и 0 70 30 60 1э/аэ Рис.
8.14. Зависимостьрф.экс/Рф и пэкс/и от входных каналов !88 Ранее полученные расчетные соотношения справедливы, если высота камеры закручивания равна или незначительно превышает диаметр входного отверстия. При значительном превышении высоты камеры закручивания по сравнению с диаметром входного канала в ней образуются полости, заполненные жидкостью, которая, взаимодействуя с основным потоком, приходит во вращательно-циркуляционное движение. При этом момент количества движения уменьшается тем больше, чем больше высота камеры закручивания. Поэтому с увеличением высоты камеры закручивания коэффициент расхода увеличивается, а угол распыливания жидкости уменьшается.
В цилиндрической части сопла форсунки трение жидкости о стенки сопла, движущейся по винтовым траекториям, ведет к дальнейшему уменьшению момента количества движения. Это уменьшение увеличивается с ростом длины сопла, что ведет к уменьшению угла распыливания жидкости. Следует отметить, что коэффициент расхода форсунки при этом не изменяется, так как его величина определяется параметрами на входе в цилиндрическую часть сопла. Пока еще нет надежной теоретической методики, позволяющей с необходимой точностью учесть влияние указанных и ряд других конструктивных параметров форсунок на их гидравлические характеристики.
В то же время по конструктивным и технологическим соображениям не всегда удается сохранить размеры форсунок, соответствующие теоретической модели. В связи с этим в полученные расчетные гидравлические параметры вносят определенные поправки на основе экспериментальных данных. Рис. 8.15. Зависимость относительного коэффипиеита расхода от угла конуса иа входе в сопло 1 2 3 4 5 6 120 90 60 45 30 15 2 05 2 7 3 6 4 8 7 0 !6 0 Номер сопла 1о!0 град й, мм Из рисунка видно, что с уменьшением ф на выходе в сопло коэффициент расхода возрастаег, это объясняется ослаблением влияния сужения струи в сопле при уменьшении э(э и увеличением смоченной поверхности, что ведет к уменьшению момента количества движения и росту коэффициента расхода. Гидравлические характеристики зависят от отношения длины входного канала 1,„к его диаметру г(„.
При расчетах .предполагалось, что направление движения жидкости во входном канале совпадает с его осью. Известно, а) б) что поток жидкости принимает направление канала оо при вполне определенной его длине (рис. 8.16, а). Если длина канала окажется недостаточной, то поток жидкости не успевает принять заданного направления и отклоняется к оси камеры закручивания (рис.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
