Теория и расчёт воздушно-реактивных двигателей под ред. Шляхтенко С.М. (1014193), страница 67
Текст из файла (страница 67)
Уровень Т„' и величины и„"в, и,' и т не влияют на суммарный относительный расход топлива = — + д, ф, который, как н в случае ТРДФ, зависит тв лишь от разности Тф — Т;. Чтобы в этом убедиться, достаточно решить совместно уравнения теплового баланса = (Т;— ~в. св — Т„) + (1 + т) (Тф — Т,"„), энергии в виде = Т;„(1 -1- в. св + т) = Т," + тТ;„и равенства работ компрессора и турбины, также отнесенных к средней теплоемкости, принятой одинаковой для всех трех уравнений: Рис.
!0.2. Зависимость удельнои тяги от сте я и р«нчсгг рд рь пени двукконтуриости при Тг = 1400 К, 1600 К, 1800К и Тф= 2000 К(о= 0' Мв= = О) ьн Произведя в первом уравнении со- мс ответствующие замены, из второго и третьего получим Яд = Т; — Т;. (10.1) ср. ер Отсюда следует, что увеличивая Т'„ н долю общего расхода топлива, подведенного в основной камере сгорания, мы соответственно уменьшаем термодинамически менее выгодный подвод тепла в форсажной камере.
Положительный результат от увеличения Т„' проявляется, как уже отмечалось, в росте и,', р и Р„д ф с соответствующим уменьшением с ф. Влияние расчетного зйачення степени двухконтуриости те на Р д ф показано на рис. 10.2, где зависимости Р д ф = = ~ (и ) представлены для трех уровней Т„' при Тф —— . 2000К. Падение Р,д ф в зависимости от т, при Т; = сопЛ происходит в связи с уменьшением р,*„ и, следовательно, располагаемой степени расширения в сопле и,' р.
При более высоком уровне Т„' р,'„ будет больше, следовательно, при том же значении т, будет больше Р ф. На графике нанесены две пунктирные линии А — А и Б — Б. Сжедуя вдоль линии А — А от меньшей Т„'к большей, при заданном значении те получаем возможность уменьшения расхода воздуха в двигателе заданной тяги с соответствующим уменьшением площади миделя двигателя и его длины (с учетом воздухозаборника и реактивного сопла). (В действительности за счет уменьшения площади миделя и массы двигательной установки потребная тяга тоже будет снижаться.) Одновременно уменьшается с„д ф, так как растет Ррд ф при дтв = сопз1. На малых скоростях полета возможный выигрыш в экономичности за счет степени двухконтурности будет оставаться неизменным (те = сопи! при прочих равных условиях).
Следуя вдоль линии Б — Б, мы сохраняем размерность двигателя на форсажном режиме, но с ростом Т„'увеличиваем те, что позволяет получать лучшую экономичность на малых скоростях. Таким образом, при Тф — — сопз! влияние двух параметров Т„' и т на Ррд ф а следовательно, и на с д ф носит противоположный характер и, что очень важно, при заданной Т„"с ростом ие экономичность ТРДДФ на форсажном режиме ухудшается, а с ростом Т„*при и, = сопя! — улучшается. Экономичность ТРДДФ на форсажных режимах вдоль линии Б — Б остается неизменной. В тех случаях, когда с целью достижения максимальной даль- ности основная часть полетного времени затрачиваетея на полет Рура ~о (У Рис.
10.3. Зависимость максимальной степени форсирования двигателя Рфв = Рф(Р от степени двухконтурности (Н = 0; Мд = 0) 43 с дозвуковой скоростью, степень двух- 7,3 47 контурности то выбирается достаточно большои. Так, например, для двигателя Р' ~ а Р-101-ОЕ-100 фирмы Дженерал Электрик т, выбрана равной 2,05; для двигателя КВ-199 фирмы Роллс Ройс т, = 1,0 ... 1,2; для двигателя фирмы Пратт Уитни Р100-Ррр'100 выбрана то = 0,7 ... 0,8. Значение т, = 0,1 ...
0,15 целесообразно выбирать для двигателей, устанавливаемых на самолетах с очень небольшим процентом дозвуковых скоростей в общем времени полета. Естественно, что при т, = 0,1 ... 0,15 характеристики ТРДДФ будут очень мало отличаться от характеристик ТРДФ. Однако при уже достигнутом и, тем более, перспективном уровне температуры газа перед турбиной н, соответственно, за ней, при создании ТРДФ возникают серьезные трудности в обеспечении надежности затурбинного тракта н особенно форсажной камеры.
Затруднения возникают и при организации рабочего процесса в ней. Наличие хотя и небольшого количества относительно холодного воздуха наружного контура позволяет решить задачу охлаждения форсажной камеры и реактивного сопла более эффективно. Иными словами, для самолетов с основными режимами полета на сверхзвуковой скорости наилучшим типом двигателя был бы ТРДФ, но для получения возможности охлаждения при высоких Т„' должен применяться ТРДДФ с минимальной степенью двухконтурности.
Переход от одноконтурного двигателя к двухконтурному связан также с возможностью снижения удельного веса двигателя. Как показано на рис. 9.18, увеличение то от 0 до 2 „. 3 уменьшает уд,. Если же учесть, что двухконтурная схема двигателя позволяет реализовать и более высокие температуры газа перед турбиной Т„', то возможность дальнейшего снижения Т, при переходе от ТРДФ к ТРДДФ становится еще более обоснованной. Переход от ТРДФ к ТРДДФ обеспечивает и рост степени форсирования двигателя.
Отношение форсажиой тяги двигателя к максимальной бесфорсажной Рфо при неизменном режиме работы турбокомпрессора определяется выражением: Рфо — — 17 — „(прн М = О). см С ростом тоТ;мо уменьшается, а с),.4м увеличивается. Последнее следует нз выражения дтрл — 4" + пт ф,. Прн задан 1+ глв ном значении и„'рв и Т„', дто = сопя(, следовательно, первый член 334 с ростом т, уменьшается, тогда второй член должен увеличиваться при Т'о — — сопз1.
Изменение Рф, по т, приведено на рис. 10.3, из которого следует, что в реально используемом диапазоне т, Рф ТРДДФ в сравнении с Рф, ТРДФ возрастает на 30 ... 40 %. В условиях полета на больших скоростях увеличение Рф ТРДДФ против Рф ТРДФ становится еще более заметным. 10.3. АЛГОРИТМ РАСЧЕТА УДЕЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ И ПАРАМЕТРОВ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА ТРДДФ Алгоритм расчета параметров ТРДДФ базируется на алгоритме расчета ТРДД со смешением потоков до сечения на входе в форсажную камеру (см. разд.
9.5). В форсажной камере ко всей массе рабочего тела, определяемой как г'вд (1 + ттх бото боха + бвовв) = г'вд()ф подводится тепло Дф путем впрыска дополнительного топлива О, ф. Относительный расход форсажного топлива, как и в ТРДФ, находится по формуле с Т, — с Тем+(~Тф — ~Том) (10.2) Эта формула отличается от формулы для ТРДФ членом 1+лт вместо п„т. е. расходом топлива в основной камере, отнесенным ко всему расходу воздуха б,д.
Прн определении давления перед реактивным соплом на форсажных режимах необходимо учитывать не только гидравлические, но и тепловые потери полного давления в соответствии с рекомендациями гл. 7 Рф = Рсмофпф. Г. (10.8) Дальнейший расчет скорости истечения и удельной тяги производится так же, как и для ТРДДсм с учетом того, что критическая скорость звука определяется по температуре Тф, которая, как правило, задается, а масса газа увеличивается с учетом д, ф, 10.4. ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА ТРДДФ НА Р д И срд Влияние основных параметров и„'в и Т„на Р д и срд показано на рис.
10.4 и 10.5. На рис. 10.4 приведены результаты расчета Ррд по п„*д в диапазоне температур Т„'= 1000 ... 1800 К на форсированных и нефорсированных режимах при М„= 2, Н = 11 км, т = 1, Видно относительно слабое влияние п1х на Ррд как на форсированных, так и на нефорснрованных режимах й заметное влияние Т„*на Р . Этот результат получился таким же, как и на 333 лгг, г«вс/«г с„г, «г/даИ г Ргг Р, дак.с/кг У/д с ф «х/г«к г Удд дг фг 44 уд (г (г г г 4 г г 7 г г гг с„г„ кг/д м лег«маг «г Рис.
10«Е Влияние д„"з, Т;. и Тф на величину удельной тяги ТРДДФ (Мн = = 2,0,Н= 1!км,лг= 1) Тф= Тйм, — —.— — Тф = 2000 К Рис. 10.5. Влияние д„'з, Т„* и Т' на удельный расход топлива ТРДДФ (Мн = 2,0, Н = 11 км, лг = 1) 5 ° * Тф= Тем, — — — — Тф= = 2000 К Р„г, даИ с/«г д / г г лгл Рис. 10.7. Влияние Мн иа Ртд и суд (Т = 1600 д = 25) т — 0 1 2 рис. 9.3, на котором представлено влияние и„" и Т„* на приведен. ную свободную энергию 7.„р, и объясняется тем, что выбранный диапазон и,* близок к й„'вор! для рассмотренного диапазона Т„'. Для Т„" = 1000 К и„" от 2 и выше уже лежат за пределами .и„'д,ро По мере роста уровня Т„'оптимальное значение степени повышения давления и„',р, растет, соответствующее Ртд „также возрастает. Для форсированных режимов, как и в ТРДФ, и„'хор, получается несколько большим, чем в нефорсированном двигателе.
Обращает на себя внимание существенное превышение Ртд ф над Р, подтверждающее закономерность, представленную на рис. 10.3. Результаты расчета с д (рис. 10.5) при тех же условиях показывают обратную картийу — заметное ухудшение с д ф, увеличивающееся при снижении температуры газа Т,*. На нефорсированных режимах оптимальная степень повышения давления п„*на„по с д, как и в ТРД, больше я„'д,р, по Ртд, а на форсированных режимах оба значения и„* совпадают, поскольку при Тф — — сопз1 с, з = сопз1 и с д ф изменяется обратно пропорционально Ргн ф. Влияние скорости полета™и степени двухконтурности т на Р„д ф и с,, ф приведено на рис.
10.6. Изменение Р„ф по скорости прй и = 2 в сравнении с т =- 0 (ТРДФ) имеет более сложный характер, объясняемый тем, что давление перед форсажной камерой — р,'„с ростом т падает, а влияние скоростного напора по этой причине в некотором диапазоне М оказывается более заметным. При больших Мн влияние турбокомпрессора на общую степень повышения давления уменьшается, и кривые Р ф при разных т сближаются. Рнс. 10.6.
Влияние Мн иа Рта, ф и с д ф(Т,". = 1600 К пк зо = 25) фд На нефорсированных режимах (рис. 10.7) (Тф = Т,*м) кривые Р „=1 (М ) монотонно син- д г гг« жаются, а влияйие и иа Р,д, как и на форсированных режимах, проявляется больше всего при малых скоростях полета вплоть до М, = О. Удельный расход топлива с д на малых скоростях полета с увеличением т улучшается, но на больших скоростях из-за возрастающего ухудшения Ч, вследствие потерь при передаче энергии в наружный контур с при т = 0 получается меньшим, чем при т > О. 10.5.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
