автореферат диссертации по авиационной и ракетно-космической технике, 05.07.05, диссертация на тему:Математическое моделирование течения струи реверсивного устройства турбореактивного двигателя во внешнем потоке

ВАРСЕГОВ ВАДИМ ЛЬВОВИЧ

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕЧЕНИЯ СТРУИ РЕВЕРСИВНОГО УСТРОЙСТВА ТУРБОРЕАКТИВНОГО ДВИГАТЕЛЯ ВО ВНЕШНЕМ ПОТОКЕ

Специальности: 05.07.05- тепловые, электроракетные двигатели и энер-

гетические установки летательных аппаратов 01.02.05 - механика жидкости, газа и плазмы

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

1 о ИЮН 2010

Казань 2010

004604097

Работа выполнена на кафедре «Авиационные двигатели и энергетические установки» Казанского государственного технического университета им. А. Н. Туполева (КАИ)

Научные руководители: доктор технических наук, профессор

В. А. Костерин

доктор технических наук М. Г. Хабибуллин

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

С. Ю. Крашенинников

доктор технических наук Г. А. Глебов

Ведущее предприятие: ОАО «Авиадвигатель» г. Пермь

Защита состоится 16 июня 2010 года в 10.00 часов на заседании диссертационного Совета Д 212.079.02 Казанского государственного технического университета им. А. Н. Туполева по адресу:

420111, г. Казань, ул. К. Маркса, д. 10, зал заседаний

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке КГТУ им. А. Н. Туполева. Электронный вариант размещен на сайте КГТУ им. А. Н. Туполева (www.kai.ru)

Автореферат разослан «_» мая 2010 года

Ученый секретарь диссертационного Совета к. т. н., доцент

"У А. Г. Каримова

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность. Одним из эффективных способов торможения самолета при послепосадочном пробеге является реверсирование тяги авиационного двигателя. Однако при включении реверсивного устройства может возникнуть ряд проблем, обусловленных действием реверсивных потоков.

Попадание реверсивных потоков во входные устройства двигателей становится причиной искажения полей скоростей и температур на входе в двигатели, что является предпосылкой к возникновению помпажного режима работы компрессора и выключению двигателя.

Истекающие из реверсивных окон потоки снижают эффективность руля направления, а также интерцепторов и закрылков, находящихся в посадочном положении, что при раннем включении реверса в воздухе или до опускания на взлетно-посадочную полосу передней стойки шасси может привести к потере устойчивости и управляемости самолета.

Таким образом, распространение вытекающих из реверсивного устройства потоков определяет не только диапазон режимов устойчивой работы двигательных установок, но и характер воздействия этих потоков на элементы конструкции самолета. Аэродинамическая интерференция реверсивных струй и планера, а также попадание реверсивных потоков во входные устройства собственного и рядом расположенных двигателей являются основными факторами, ограничивающими применение реверса тяги при посадке самолета.

Поэтому при проектировании устройств реверсирования тяги турбореактивных двигателей огромное значение для выбора их геометрических и режимных параметров имеет характер пространственной картины течения потоков, которая образуется при работе реверса тяги в условиях пробега после приземления самолета. Для оптимизации конструкции реверсивного устройства в системе самолет -силовая установка необходимо знание течения реверсивных потоков в условиях внешнего обдува, используемое для последующей выдачи рекомендаций на проектирование. Исходя из этого, актуальность данной задачи исследования не должна вызывать сомнений.

Цель работы. Определение на основе расчетного и экспериментального исследования пространственной картины течения потоков, образующихся при работе реверсивных устройств турбореактивных двигателей в условиях внешнего обдува. Установление основных закономерностей турбулентного течения.

Задачи исследования.

1) Разработка математической модели и программы расчета течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку.

2) Адаптация математической модели к условиям течения, образующегося при реверсировании тяги турбореактивного двигателя в условиях внешнего обдува, на основе экспериментального определения газодинамических параметров модельных решеток.

3) Апробирование разработанной математической модели применительно к расчету течения потоков реверсированного турбореактивного двигателя в условиях послепосадочного пробега самолета.

4) Определение газодинамических параметров секторной струи в потоке в широком диапазоне геометрических и режимных параметров и условий ее попадания во входное устройство модели применительно к компоновке двигателя ПС-90 на основе экспериментального исследования на моделях в аэродинамической трубе.

5) Подтверждение на основе экспериментального исследования правомочности принятых в расчете предположений и допущений, проведение верификации математической модели.

6) Определение на основе расчетного и экспериментального исследования основных закономерностей турбулентного течения секторной струи в потоке.

Научная новизна. Разработан интегральный метод расчета течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку. Разработанный метод реализован в виде программы расчета.

Проведена адаптация метода расчета параметров секторной струи к условиям работы двухконтурного турбореактивного двигателя в режиме реверсирования тяги. Предложена расчетная методика оценки режима начала прилипания струи реверса к мотогондоле.

Разработанная математическая модель апробирована применительно к расчету течения потоков реверсированного турбореактивного двигателя ПС-90 в условиях послепосадочного пробега самолета.

Определены коэффициенты расхода и потери осевой составляющей импульса решеток с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер на основе экспериментального исследования газодинамических параметров модельных реверсивных решеток.

Выявлены основные закономерности течения пространственной структуры течения секторной струи, распространяющейся в потоке, на основе выполненного комплекса измерений газодинамических параметров в широком диапазоне режимных и геометрических параметров.

Основные положения, выносимые на защиту.

1) Интегральный метод расчета течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку.

2) Программа расчета течения секторной струи в потоке, адаптированная к условиям работы реверса второго контура двигателя с большой степенью двух-контурности.

3) Результаты расчета газодинамических параметров течения потоков реверсированного турбореактивного двигателя в условиях внешнего обдува.

4) Результаты экспериментального исследования:

- параметров модельных решеток с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер;

- режима начала прилипания струи, вытекающей из реверсивного устройства, к мотогондоле в условиях обдува;

- газодинамических характеристик пространственной картины течения секторной струи в потоке в широком диапазоне изменения режимных и геометричес-

ких параметров.

Практическая значимость. Разработанная программа расчета позволяет рассчитывать пространственную картину полей скоростей и давлений в зоне взаимодействия секторной струи с потоком. Разработанный метод определения режима начала прилипания реверсивной струи к мотогондоле позволяет оценить режимы устойчивой работы двигательной установки при реверсировании тяги в условиях послепосадочного пробега самолета.

Результаты теоретических и экспериментальных исследований позволяют расширить представление о картине течения потоков, имеющей место при работе реверсивных устройств турбореактивных двигателей в условиях послепосадочного пробега самолета.

Внедрение результатов работы. На программу расчета течения турбулентной неизотермической струи в равномерном безграничном потоке, натекающем на струю под углом, получено свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ № 920126 от 30 ноября 1992 г.

На программу расчета течения выхлопных потоков реверсированного ТРДД в условиях внешнего обдува получено свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ № 920127 от 30 ноября 1992 г. Эта программа внедрена на Пермском НПО «Авиадвигатель» в 1990 г.. что подтверждено актом о внедрении результатов НИР. В этом же году программа была передана для использования французской авиационной двигателестроительной компании «ЬПв-рапо-8шга».

Степень достоверности и обоснованности полученных результатов. Результаты расчетов по разработанной математической модели хорошо согласуются с данными измерений, проведенными в модельных условиях. Достоверность результатов измерений подтверждается использованием аттестованного измерительного оборудования, обеспечивающего необходимую точность определения искомых величин.

Результаты экспериментального исследования режима начала прилипания реверсивной струи к мотогондоле хорошо согласуются с результатами натурных испытаний двигателя ПС-90, проведенных в ЛИИ совместно с ДБ фирмы А. Н. Туполева и ОАО «Авиадвигатель» г. Пермь на самолете ТУ-204 № 001.

Экспериментальные результаты по определению траектории струи для квадратной и кольцевой формы сопла сопоставлены с расчетными зависимостями других авторов. Показано их удовлетворительное соответствие.

Апробация работы. Основные положения работы докладывались на:

- II и 111 Всесоюзных научно-технических конференциях «Современные проблемы двигателей и энергетических установок летательных аппаратов». МАИ, Москва, 1981 г., 1986 г.;

- IX научно-технической конференции Казанского ВВКИУРВ имени маршала артиллерии М. Н. Чистякова. КВВКИУРВ, Казань, 1985 г.;

- VI Всесоюзной школе-семинаре «Современные проблемы газодинамики и тепломассообмена и пути повышения эффективности энергетических установок». МВТУ им. Н. Э. Баумана, Москва, 1987 г. (доклад отмечен дипломом);

- Выездном заседании бюро секции научного совета АН СССР по проблеме

«Теплофизика и теплоэнергетика». Казань. 1987 г.:

- Всесоюзной конференции «Организация рабочего процесса в форсажных камерах сгорания и выходных устройствах ВРД» по программе «Полет». Казань. 1987 г.;

-1 республиканском научно-техническом семинаре молодых ученых и специалистов «Актуальные вопросы использования достижений науки и техники в народном хозяйстве». Казань, 1989 г.;

- Научно-технических конференциях по итогам работы. КАИ, Казань, 1981 - 1989 гг.:

- II Межотраслевой научно-технической конференции «Проблемы газовой динамики двигателей и силовых установок». ЦИАМ им. П. И. Баранова. Москва, 1990 г. (доклад отмечен дипломом);

- Всероссийской научно-технической конференции «Техническое обеспечение создания и развития воздушно-транспортных средств (экранопланов и сверхлегких летательных аппаратов)». КГТУ им. А. Н. Туполева. Казань. 1994 г.:

- VII и IX научно-технических семинарах «Внутрикамерные процессы в энергетических установках и струйная акустика» Казанского ВВКИУРВ имени маршала артиллерии М. Н. Чистякова. КВВКИУРВ, Казань, 1995 г., 1997 г.;

- Всероссийской научной конференции «Информационные технологии в науке, образовании и производстве». Казань. КГТУ, 2007 г.:

- V Всероссийской научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития авиации, наземного транспорта и энергетики». Казань, КГТУ. АНТЭ, 2009 г.

Личный вклад автора. Результаты работы получены автором лично.

Публикации. По теме диссертации опубликовано тридцать печатных работ (три статьи, одна из них- в издании, рекомендованном ВАК, двадцать тезисов докладов, три авторских свидетельства, два патента, два свидетельства о государственной регистрации программ для ЭВМ) и выпущено двадцать пять научно-технических отчетов, девять из которых имеют государственный регистрационный номер.

Струюл ра и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка использованных источников и приложения. Диссертация изложена на 233 страницах машинописного текста, содержит 136 рисунков, 14 таблиц и список использованных источников из 395 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность выбранной темы, обозначена область проведения исследования и сформулированы основные цели работы.

В первой главе дается аналитический обзор опубликованных работ по исследованию течения струи в поперечном потоке. Имеющиеся в литературных источниках работы подразделены на три класса, различающиеся способами решения данной задачи:

- эмпирические и полуэмпирические методы расчета струи в потоке;

- интегральные методы расчета струи в потоке;

- численные методы расчета струи в потоке.

Дается краткий анализ каждого из имеющихся методов исследования и расчетного определения параметров струи в потоке.

В работах первого класса использовалась простейшая схематизация действительного течения, когда изогнутая струя рассматривалась как некоторое квазитвердое тело. Исследователи рассматривали струю, как некоторое препятствие в сносящем потоке, и не учитывали процесса смешения струи с окружающей средой. Результаты таких исследований были ограничены определением только траектории струи на основе простых эмпирических соотношений. Лишь некоторые из работ позволяли удовлетворительно предсказать положение условной оси струи, да и то в ограниченном диапазоне соотношения скоростей и начальных углов истечения струи.

В большинстве известных теоретических работ этого класса, посвященным струям в поперечном потоке, делается попытка определить траекторию плоских или круглых струй. Обычно траектория струи определяется по схеме, которая изложена в монографии Абрамовича Г. Н.: выделяется элемент струи и составляется условие равновесия всех действующих на него сил. Получающееся обыкновенное дифференциальное уравнение интегрируется при тех или иных допущениях. Работы эти, по существу, различаются только принятыми допущениями.

В работах второго класса авторы, применяющие интегральные методы расчета, в своих теориях отклоняемой струи уже пытались учитывать перенос количества движения вследствие турбулентного перемешивания. Эти исследования имели определенный прогресс и приближали к более глубокому пониманию механизма взаимодействия и смешивания струи с поперечным потоком.

Интегральный метод расчета широко известен в теории пограничного слоя. Для струйных течений этот метод был применен А. С. Гиневским. Важный вклад в развитие теоретических и экспериментальных исследований этого направления внесла Т. А. Гиршович.

Одним из основных вопросов, возникающих при использовании интегральных методов расчета, является вопрос об автомодельное™ струйного течения. Это объясняется тем, что расчет течений, обладающих свойством автомо-дельности, значительно упрощается.

При расчете турбулентных струйных течений интегральным методом широко используются простейшие полуэмпирические теории турбулентности. Каждая из таких теорий базируется на определенной схематизации процесса турбулентного обмена и устанавливает связь между турбулентным касательным напряжением и поперечным градиентом осредненной скорости.

Необходимо отметить, что тонкие физические исследования последних лет показали ограниченность полуэмпирических теорий турбулентности. Так, например, основные допущения этих теорий о постоянстве пути смешения либо коэффициента турбулентного обмена поперек струи выполняется только приближенно. Эти теории игнорируют факт перемежаемости, оказывающей особенно большое влияние на характеристики потока вблизи границы струи.

Однако можно полагать, что даже после того, как будут созданы более совершенные полуэмпирические теории турбулентности, чем известные в настоящее время, последние не потеряют своего значения для достаточно широкого класса

задач. Выполненные многочисленные исследования показали, что полуэмпирические модели турбулентности в основном правильно отражают наиболее важные особенности осредненных характеристик турбулентных течений, что обусловило их широкое использование в практических расчетах.

В работах третьего класса численно интегрируются уравнения Рейнольдса и определяются, таким образом, значения скоростей в поперечных сечениях струи, перпендикулярных подстилающей поверхности.

С. В. Патанкар, Д. К. Басю и С. А. Альпей, а также У. П. Джонс и И. И. Макгирк решали эту задачу в трехмерной постановке, используя для замыкания к - е модель турбулентности.

Проведенный обзор показывает, что турбулентное течение, обусловленное взаимодействием струи со сносящим потоком, является широко распространенным в различных областях техники. Такое течение носит сложный пространственный характер с образованием на некоторых режимах зон обратных токов за струей. Всё это затрудняет экспериментальное и теоретическое исследование такого рода течений.

Известные методы расчета струи в потоке относятся только к частным случаям решения задачи для определенной геометрии сопла. Наиболее подробно исследованы круглые, квадратные, плоские и веерные струи. Работ по исследованию распространения струи секторной формы в потоке автором не обнаружено.

Сказанное выше позволило сформулировать задачи настоящего исследования.

Во второй главе изложена разработанная математическая модель течения турбулентной струи секторной формы, вытекающей под углом навстречу равномерному потоку.

Для создания расчетной модели пространственной структуры течения, обусловленного взаимодействием турбулентной струи, вытекающей из реверсивного устройства, с равномерным неограниченным потоком, образующимся в результате послепосадочного пробега самолета, использован интегральный метод расчета.

Рассмотрен случай, когда температура струи незначительно отличается от температуры потока, то есть изотермический случай, применительно к работе реверсивного устройства, расположенного в наружном контуре двигателя. Считается, что область смешения имеет постоянные температуру и состав, теплообмен и диффузия отсутствуют.

Течение внешнего потока считается потенциальным. Течение в струе принимается турбулентным, несжимаемым и стационарным.

Задача решается в криволинейных ортогональных координатах: за ось абсцисс (х) принимается искривленная ось струи; за ось ординат (у) - нормаль к оси абсцисс в плоскости симметрии струи; угол в окружном направлении (<р) - угол между плоскостью симметрии струи, содержащей в себе ось сопла, имеющего форму секторного окна, и любой другой плоскостью, проходящей через эту ось (см. рис. 1).

Решение получено при следующих допущениях:

- искривленная ось струи есть линия тока;

- касательные напряжения на оси струи равны нулю.

Использовано уравнение движения установившегося течения несжимаемой

жидкости в отсутствии сил вязкости:

V! 1

&гас! — + го1 V * V ---^гас1 р

2 Р

Коэффициенты Ламе, с помощью которых осуществлялся переход к криволинейным координатам, имеют вид:

Я =1 + —; Я=1; Н=г + усоьа

X у * Р '

Уравнения движения в криволинейных координатах в проекциях на оси х, у и (р записываются следующим образом:

Я ди ди м ди Я у? с1г 1 Я др 1 дт -и-+ у-+------+-=----£- +--

Я + у дх ду г + усоъадф Я + у г + у сова аЬс Я + у рЯ + удх рду

Я ду ду ус Зу м2 и2 1 др

-и— + у— +----------—

Я + у дх ду г + усоъадср г + усоэа Я + у рду

Я дм/ дм ч/ дк ууу Я им с1г 1 др -и-+ у-+----+-------с.

Я + у дх ду г + усо&адф г + усова Я + у г + у сова ах р(г + у соби) дер

Учитывая, что у«и и м«и, и произведя осреднение, получим уравнения осредненного турбулентного движения несжимаемой жидкости в виде:

R ди ди w ди uv 1 R dp 1 дт -и — + v— +--+------—+ -

+ дх ду r + ycosa dip R + y pR + ydx р ду и2 = 1 др R + y р ду R =

R + y dx р д<р

1. Интегральный метод расчета основного участка струи Система дифференциальных уравнений пограничного слоя в пределах основного участка струи решалась при следующих граничных условиях: ди „

u = us, > = P = Ps при у = <5,

ду

" = «„; v = 0; р=рт при >> = 0

ди

" = т- = 0; р = р„ при <р = ±&/2

а<р

и = иу \ w = 0; Р-РУ1 при 0 <<р<<ра

u~um'> v = 0; w = 0; p = p„ при у = 0, 0 <*<р<(р0

Использован метод полиномиальной аппроксимации профиля касательного напряжения, основанный на представлении профиля рейнольдсова напряжения сдвига в поперечных сечениях струи в виде полинома по степеням расстояния от

3

оси струи: Т1-^Ьпу",

и»0

или после замены ординаты на безразмерную величину: г, = Ь0 + 6, rj. + Ьг rf + Ьъ rfi Коэффициенты полинома определяются из граничных условий:

дт х( ди wdu 1 dp ^

дт . ( R ди ди \ R др )

г = г ; — = Р8,\--и —f- + v—+ —----f- при £ = 0

drj, \R + y дх ду pR + У дх J

А дт ( dum 1 ф_Л пса

г = 0; _ = + J при 7i=0 и £ = 0

дт

г = 0; —— = 0 при 77, =1 и £ = \

дщ

В результате получаем следующее выражение для касательных напряжений:

( ди wdu \дрЛ . ,2 т, =т +Р8Ли —t+ —rf-^ dx г dip р дх J

Определенный таким образом профиль касательного напряжения не связан с какими-либо допущениями о механизме турбулентности. Использована полуэмпирическая формула Прандтля, полученная исходя из гипотезы о постоянстве коэффициента турбулентного обмена: 8

=/"',(*) 1т- где: у,(д;) = *<5,(и„ -«,) ЧУ

Совместное решение двух выражений для касательных напряжений позволяет получить дифференциальное уравнение изменения скорости в поперечном направлении струи:

ди1 ТГ $1 (.. З"» . ™ дЧг 1 .. \2

я \ ■ / м-, + + —ST ^0-7/)

дп, PZ("9-us,) Z(.4r~"s,)\ дх г д<р р дх)

Интегрируя полученное выражение по оси у и определяя постоянную интегрирования из условия и ~ Up при у =0, получаем:

12*("„-u^H & г д<р р дх

Записанная для границ струи, зависимость принимает вид:

S, ( du wdu \ др } и,-и„=-'■- и —2-+----СП

« ' 12xK-us)\r дх г dtp р дх)

Совместное решение двух последних уравнений позволяет получить зависимость для определения скорости в поперечных сечениях струи:

= 4s, + /I («„ - «j,) = "i, + /, + /6("„ - uSi) - uSi ]. где: и, + /,(«„-»«), /,=1-6^+8^-3^, и /6 =1-6£2+8£5-3£4

Таким образом, получается, что безразмерный профиль дефекта скорости в поперечном сечении струи не зависит от изменения давления.

Первое уравнение движения, записанное для передней границы струи, позволяет получить зависимость для изменения давления на передней границе струи. Интегрированием второго уравнения движения поперек струи получается закономерность изменения давления в поперечном направлении по координате у. Эти зависимости позволяют получить дифференциальное уравнение изменения давления по оси х струи.

Зависимость (1), записанная для передней и задней частей струи, позволяет получить соотношение между ординатами наружной и внутренней границ струи, которая преобразована в дифференциальное уравнение для определения задней границы струи (2). Зависимость (1), записанная для плоскости симметрии струи, позволяет получить закономерность изменения скорости на оси струи в функции от продольной координаты х. Полученные закономерности являются функциями от следующих производных:

с'¿X^j-fdadu^ dWlm dö,

dx \dx ' dx ' dx ' dx

(2)

dum _ , dx

d2a da dS, Hcr'~dx''ä(

(3)

Для получения недостающих зависимостей использовано уравнение количества движения в проекциях на оси криволинейных координат х и у, записанные отдельно для элементарных объемов передней и задней частей струи. При этом действие отброшенной части струи заменялось силой реакции, а силы тяжести не учитывались:

S dPs, = ~dKyi = - w.smadx („,-„„)]

Объемы, для которых записывалось уравнение количества движения, определялись следующей зависимостью:

Vl=Fidx = Si0^r ■ S'

Уравнения количества движения в проекции на нормаль к оси струи для передней и задней частей струи записывались в ввде (см. рис. 2):

dGt

I r±—wsa

dx

Рис. 2. Элементарный участок струи с приложенными к нему силами

-ф9| +(dps¡ + dplí )=-p W sin a dx

dps, ~ (dps - dpR ) = -p \\\ sin a dx dx

Уравнение количества движения в проекции на направление оси струи х записывается в следующем виде:

d г . d г л ^ ЛМ,

~Г ¡Pi ¡P = W¡ cosa

dx; J

dx

dx

В случае стационарного течения силы, действующие на поверхность контрольного объема, приравниваются соответствующему потоку количества движения. При этом сила тяжести не учитывается.

В результате преобразований из уравнения количества движения получено четыре дифференциальных уравнения, которые упрощенно можно представить в виде зависимостей от следующих производных:

¿a dx dw,.

= /

dum dS| dO dx ' dx' dx

dx d£_ dx

f (— :J{dx

. d*a da dx2 ' dx' J"

iun dSl d9\ dx' dx' dx)

dx ' dx

(4)

(5)

(6)

сЬ [сЬс1'Ох' (¿х ' (¿х ' Ох' ¿х ) ( '

Полученные дифференциальные уравнения (4 - 7) совместно с уравнениями (2) и (3) составляли исходную систему шести нелинейных дифференциальных уравнений, которые необходимы для решения задачи об основном участке секторной струи в потоке. Данная система уравнений решалась методом Гаусса. Полученное нелинейное дифференциальное уравнение для траектории струи решалось методом итераций.

2. Интегральный метод расчета начального участка струи Система дифференциальных уравнений пограничного слоя в пределах начального участка струи решалась при следующих граничных условиях: ди д2и

ду ду

« = и,; у = 1^ = 0; р = р при О ¿у<ут

ду

— - о- — д<р ' дф

= 0; ^-^- = 0; р = рц при <р = ±в/2

и - и ; V/ = 0; = 0; р = р при 0 ¿<р<,<рт д(р '

и = ит' у = 0; и> = 0; — = 0; — = 0; р = р„ при 0<у<ут ,$<ф<,фт

ду дер ' '

Использован метод полиномиальной аппроксимации профиля касательного

напряжения: г, = £ а, (у, - уа )",

или введя безразмерную координату, получим: г, = аг52т}?(1 -г},)2

Совместное решение зависимости для профиля касательного напряжения с полуэмпирической формулой Прандтля, полученной исходя из гипотезы о постоянстве коэффициента турбулентного обмена, позволяет получить выражение для скорости в поперечном сечении струи в следующем виде:

+/К +/б(«„ -и*)-«*]'

где: /=(1-107/+15|7<4-б17/), /,=(1-10^ + 15^-6^)

Используя условие постоянства избыточного импульса в струе и полученный профиль скорости для пограничного слоя начального участка струи, получим зависимость для теоретической длины начального участка. Действительная длина начального участка с учетом заданного коэффициента расхода сопла определялась по линейной зависимости. При расчете начального участка принималось, что границы потенциального ядра изменяются в декартовой системе координат по линейной закономерности.

3. Интегральный метод расчета переходного участка струи Для построения профилей скорости в поперечных сечениях струи профиль рейнольдсовых напряжений сдвига был представлен в виде полинома:

г/ = У". коэффициенты которого определялись из условий на оси струи и на

л-0

ее границе, с использованием при этом уравнения движения в секторной струе.

Безразмерный профиль дефекта скорости в пределах переходного участка получен в виде следующей зависимости:

А = Л (п) = 1 ~ 6;7,2 + 877' - Зт}' + 6Л(т7,2 - З77,3 + Зг;,4 -17/). где: 0 < Я < 1. В рамках переходного участка принималось линейное изменение величины Я по длине переходного участка от значения, равного 1 (в начале переходного участка) до 0 (в конце переходного участка).

Была проведена адаптация метода расчета секторной струи к действительным условиям истечения потока из реверсивного устройства. Целью адаптации являлось определение профиля скорости в нулевом сечении с учетом размеров потенциального ядра и расчетного профиля скорости в пограничном слое, исходя из заданного коэффициента расхода сопла ц. Задача решалась методом последовательных приближений.

Предложен приближенный метод оценки возможности и режима начала прилипания реверсивной струи к мотогондоле, базирующийся на использовании уравнения неразрывности. Метод основан на балансе расходов воздуха, поступающего в воздухозаборник двигателя и эжектируемого струей, с расходом набегающего потока. Такой способ оценки режима начала прилипания струи к мотогондоле является упрощенным и не учитывает многих физических факторов, влияющих на механизм образования этого процесса. Однако он позволяет с достаточной степенью точности оценить границы устойчивого режима распространения струи в потоке.

На основе математической модели была составлены две программы расчета течения секторной струи в потоке на языке FORTRAN, на которые получены свидетельства о государственной регистрации программ для ЭВМ.

Данный метод расчета был апробирован применительно к определению параметров струи, вытекающей из реверсивного устройства двигателя ПС-90, в условиях послепосадочного пробега самолета. Расчеты проведены для диапазона скоростей пробега самолета от 350 до 150 км/час с интервалом 50 км/час. Данный диапазон скоростей попадает в интервал скорости касания самолетом взлетно-посадочной полосы и скорости отключения реверсивного устройства. Результаты расчетов, приведенные на рис. 3-8, показывают, что разработанная математическая модель удовлетворительно описывает закономерности изменения основных параметров секторной струи, распространяющейся в потоке.

Третья глава посвящена методическим вопросам проведения исследования и содержит описание экспериментальных установок и исследуемых моделей, методики проведения испытаний и обработки полученных результатов, а также определение погрешности измерений и обработки результатов.

Экспериментальные исследования проведены на двух экспериментальных установках, которые имели нумерацию 142 и 111. На экспериментальной установке 142, представляющей собой аэродинамическую трубу, исследования проводились на трех моделях - на уменьшенной модели турбореактивного двигателя МД50, на модели МПС90, выполненной по геометрическому подобию с натурным изделием, а также на упрощенной модели У50 без имитации работы воздухозаборника двигателя. На экспериментальной установке 111 проводилось исследование газодинамических характеристик решеток реверсивного устройства.

Схема установки 142 с моделями МД50 или МПС90 представлена на рис. 9. При подключении модели У50 экспериментальная установка 142 упрощается, так как исключается магистраль эжектора.

Экспериментальная установка включает в себя воздушные магистрали высокого и низкого давления, измерительные приборы и экспериментальный отсек. Экспериментальный отсек размещается на рабочем участке аэродинамической

Рис. 3. Передняя, задняя границы и ось секторной струи в потоке

и„ /и о

0,8

0,6

0,4

0,2

0

0 4 8 12 Х/дп -350 км/ч ---250 км/ч ..... 150км/ч

Рис. 5. Изменение осевой скорости секторной струи в потоке

и /и „ о

0,8 0,6 0,4 0,2 0 -0,2

I 0,5 О -0,5 У]1

Рис. 7. Изменение безразмерного профиля скорости секторной струи по координате у

— 350 км/ч---250 км/ч..... 150 км/ч

Рис. 4. Боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке

U i2m /U II

0,025 0

-0,025

0 5 10 15 х/да

—-350 км/ч ---300 км/ч 250 км/ч ----200 км/ч ----150 км/ч

Рис. 6. Изменение скорости на задней границе в плоскости симметрии секторной струи

Рис. 8. Линии равных скоростей в сечении, перпендикулярном оси секторной струи

о

трубы. Конструкция рабочего отсека позволяла проводить исследование на моделях как непосредственным измерением полей давлений и температур в зоне взаимодействия струи с потоком, так и методом визуализации картины течения.

Рис. 10. Общий вид четырехканального пневмометрического Г-образного датчика

Рис.

Для определения значений скоростей в зоне взаимодействия струи с набегающим потоком согласно рекомендациям был спроектирован и изготовлен Г-образный четырехка-нальный пневмометрический датчик с термопарой класса ХК. Датчик позволял измерять полное и статическое давления, направление вектора скорости и температуру. Диаметры приемника динамического давления и трубок для определения вектора скорости составляли 0,6 мм. Толстостенная трубка для измерения статического давления имела наружный диаметр 1 мм. В стенке трубки в радиальном направлении на равномерном расстоянии через 120° по окружности были просверлены 3 отверстия диаметром 0,3 мм каждое. Хромель-копелевая термопара имела диаметр спая 0,2 мм. Датчик снабжен поворотным устройством с лимбом, по которому велось определение направления вектора скорости в данной точке. Общий вид датчика приводится на рис. 10.

Датчик устанавливался на специальное поворотное приспособление, с помощью которого возможно осуществление линейного перемещения по любому диаметру окружности, с центром на оси вращения приспособления. Приспособление снабжено поворотным устройством с лимбом и винтом, обеспечивающим прямолинейное перемещение (см. рис. 11). Размещение пневмометрического датчика на поворотное приспособление, установленное на координатнике, позволяет осуществлять перемещение по трем взаимно перпендикулярным направлениям, а также дает возможность производить измерения в плоскостях, перпендикулярных оси струи.

С помощью экспериментальной модели турбореактивного двигателя МД50 проведено определение границ струи методом визуализации картины течения, а также определение режимов начала прилипания струи к мотогондоле.

Экспериментальная модель МД50 (см. рис. 13) представляет собой полый цилиндр с наружным диаметром 50 мм, имеющий два канала - наружный и внутренний, которые образованы двумя соосными трубками. Внутренний канал диаметром 26 мм является каналом воздухозаборника, наружный - каналом реверсивных струй. В модели предусмотрена возможность установки проставок с различной формой реверсивных сопел (см. рис. 14).

11. Общий вид поворотного приспособления

ш

Рис. 12. Поворотное приспособление с пневмометрическим датчиком

Рис. 13. Общий вид исследуемой модели МД50 Й) t}

с

jpig

Сопла выполнены с различными центральными углами секторного окна (23, 30, 60, 90, 120 и 180°) при сохранении постоянной площади каждого окна равной 100 мм2 (см. рис. ¡4). Сопла выполнены с коэффициентом поджатия F = FHJFtta = 4 и с различными конструктивными углами истечения струи из реверсивных сопел (105, 120 и 135°). Сопла состояли из проставок, на которые напрессовывались кольца (см. рис. 15).

Для получения равномерного профиля скорости на выходе из сопла и увеличения его коэффициента расхода была спроектирована и изготовлена упрощенная модель У50 без имитации работы воздухозаборника. На этой модели проводились параметрические исследования влияния формы сопла на искривление струи потоком методом измерения полей давлений.

Исследуемая модель У50 (см. рис. 16) представляла собой цилиндр с наружным диаметром 50 мм, имеющий два канала - наружный и внутренний, по которым воздух высокого давления направляется с противоположных сторон в рабочее сопло. Предусмотрена возможность установки проставок, образующих различные формы сопел. Сопла выполнены с различными центральными углами окон (23, 30, 60, 90, 120, 150 и 180) и площадями каждого окна, равными 100, 200 и 300 мм2. Сопла выполнены с коэффициентами поджатия F = FSJFm = 4, 2 и 1,33 и с различными конструктивными углами истечения струи (90, 105, 120 и 135 ).

Рис. 14. Проставки сопел модели МД50

Рис. 15. Сопло модели МД50 в сборе

Рис. 16. Продольный разрез модели У50

Рис. 17. Общий вид модели У50

Экспериментальная модель МПС90 выполнена по геометрическому подобию с натурным изделием (двигателем ПС-90) в масштабе 1 : 46,5 (см. рис". 18). Модель представляет собой полый цилиндр с наружным диаметром 50 мм, имеющий два канала - наружный и внутренний, которые образованы двумя соосными

трубками. Внутренний канал диаметром 26 мм является каналом воздухозаборника, наружный - каналом реверсивных струй. Сопло выполнено с центральным углом сектора в = 135° и продольным размером окна реверсивного устройства а = 10,5 мм. Для обеспечения заданного угла выхода реверсивной струи предусмотрена имитация лопаток реверсивного устройства в виде четырех колец толщиной 0,3 мм, установленных под углом а = 128° и равномерно распределенных по длине реверсивного окна.

На внутреннюю трубку наворачивалось входное устройство, выполненное по геометрическому подобию с воздухозаборником двигателя ПС-90 (см. рис. 18). Для имитации

Рис. 18. Сечение экспериментальной модели МПС90 работы двигателя производился н

забор воздуха из канала воздухозаборника с помощью эжектора, выполненного с периферийной подачей активного потока. Определение скорости воздушного потока, проходящего через канал воздухозаборника, осуществлялось измерением полного и статического давлений в канале на расстоянии около 8 диаметров от входного сечения воздухозаборника, а также измерением температуры потока. Для отбора газовой пробы во внутреннем канале установлен газоотборник в виде интегральной трубки.

Рис. 19. Общий вид исследуемой модели МПС90

Экспериментальная установка 111 предназначена для газодинамического исследования решеток реверсивного устройства турбореактивного двигателя в модельных условиях. Установка выполнена по геометрическому подобию с устройством реверсирования тяги двигателя ПС-90 в масштабе 1:2. Она представляет собой сектор проточной части наружного контура двигателя с углом раствора сектора, равным 6,5°. Общий вид установки показан на рис. 20, а схема рабочего участка установки приведена на рис. 21.

В экспериментальной установке была предусмотрена возможность замены исследуемых решеток. Для исследования были изготовлены модельные решетки с углами установки лопаток относительно продольных ребер ß = 90, 75, 60 и 45°. Угол наклона лопаток относительно оси двигателя для всех решеток оставался постоянным и равным а = 128°. Схема и общий вид решеток приведен на рис 22.

Рис. 20. Общий вид рабочего участка Рис. 22. Общий вид и схема решеток с

экспериментальной установки 111 различными углами установки лопаток

относительно продольных ребер

Для контроля параметров воздушного потока, проходящего через рабочий участок установки, был предусмотрен мерный участок. Измерение расхода воздуха, проходящего через модельные решетки, осуществлялось с помощью расходной шайбы.

Поля полных и статических давлений и температур, а также направление вектора скорости в каждой измеряемой точке определялись с помощью поворотного цилиндрического трехканального пневмометрического приемника давления с термопарой. Диаметр рабочей части приемника давления составлял 3,5 мм.

Проведены вспомогательные и тарировочные эксперименты, разработана методика обработки экспериментальных данных и определены погрешности измерения основных величин.

В четвертой главе представлены результаты расчетного и экспериментального исследования течения, образованного взаимодействием секторной струи с потоком.

Проведено газодинамическое исследование модельных решеток реверсивного устройства с целью получения экспериментальных данных, необходимых для выявления влияния геометрических параметров решетки на её расходные характеристики и создаваемую ей величину обратной тяги.

В процессе исследования были проведены измерения полей полных и статических давлений и температур, а также направления вектора скорости в плоскости симметрии реверсивной решетки в выходном сечении. По результатам измерений были построены графики изменения проекции скорости на направление угла наклона лопаток относительно оси двигателя а в зависимости от координаты по длине решетки, приведенные на рис. 24.

Установлено, что при уменьшении угла установки лопаток относительно продольных ребер до величины р = 45° коэффициент расхода решетки увеличивается на 6,2 %, по сравнению с прямой решеткой, а осевая составляющая импульса уменьшается и составляет 0,494 от величины осевой составляющей импульса решетки с углом установки лопаток /3 = 90° (см. рис. 25 - 26).

x/Lp 1 0,9 (),K 0,7 O.fi 0,5 0.4 0,3 0,2 0,1 О

= 90"

x/Lp ] 0,9 0,8 (1,7 0,6 0.5 0.4 0,3 0,2 0.1

£ = 75"

X/L, 1 <>') 0.8 0.7 0,6 0,5 0.4 0,3 0.2 0,1 II

x/L, I 0,9 O.K 0,7 0,6 0.5 0,4 0,3 0,2 0.1 0

£ = 60" £ = 45"

Рис. 24. Безразмерный профиль проекции скорости на направление угла наклона лопаток а на выходе из модельной решетки с различными углами установки лопаток относительно

продольных ребер £

я///.

1,00 с

///>

cosр

...........j\x \

i к ■

Р(град)

Рис. 25. Относительный коэффициент расхода решеток с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер £

90 75 60 45 ß (град)

— Romine В. N.. Johnson W. А. О данная работа ■

Рис. 26. Коэффициент потерь осевой составляющей импульса решеток с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер £

Для сравнения на рис. 26 приведена теоретическая кривая, учитывающая только косинусные потери. Очевидно, что экспериментальная кривая лежит ниже теоретической, так как в реальном процессе существуют потери на разворот потока. Необходимо отметить, что зависимость коэффициента потерь осевого импуль-

са от угла установки лопаток хорошо согласуется с данными работы авторов Romine В. N., Johnson W. А., полученными путём непосредственного измерения величины осевой составляющей тяги.

Проведено сравнение измеренного профиля скорости на выходе из решетки с расчетным, полученным в результате определения начальных условий методом итераций. Результаты сравнения приведены на рис. 27. Необходимо отметить, что расчетная зависимость, полученная из условия сохранения импульса и учитывающая заданное значение коэффициента расхода решетки, удовлетворительно описывает измеренный профиль скорости в выходном сечении решетки реверсивного устройства.

Экспериментально определен на модели МПС90 режим начала прилипания струи к мотогондоле как методом визуализации картины течения, так и с помощью непосредственного измерения параметров струи, вытекающей из реверсивных сопел, и параметров потока в канале воздухозаборника модели. Проникновение передних и задних границ струи в сносящий поток в зависимости от соотношения скоростных напоров струи и потока приведены на рис. 28 - 29.

х/1р I ч.ч п.» 0.7 0.6 0.5 0.4 0..1 0,2 0,1 О

Рис. 27. Сопоставление измеренного профиля скорости на выходе из решетки с принятым в расчетах

27.8 X V 60.5 69.3 J 75.9 /пл

\ \ 1 V, /«7.8

\ V/ -"*92,2

\ V Ш V

и

1 г

У

К|>»рл|ш1лм Y (мм)

Рис. 28. Передние границы секторной струи, распространяющейся в потоке

К<|и|>.11|||11> У (мм)

Рис. 29. Задние границы секторной струи, распространяющейся в потоке

Прилипание реверсивной струи к мотогондоле для данной геометрии модели двигательной установки наблюдалось при значении параметра й равного 69,3. Таким образом, если скорость истечения потока из реверсивной решетки в действительных условиях равна 221,775 м/с, то при пересчете результатов измерений в модельных условиях получаем, что прилипание начинается при скорости пробега самолета равной 26,26 м/с или 94,5 км/ч. Необходимо отметить, что эти результаты экспериментального исследования удовлетворительно согласуются с результатами натурных испытаний двигателя ПС-90, проведенных в ЛИИ совместно с ДБ фирмы А. Н. Туполева и ОАО «Авиадвигатель» г. Пермь. 20

2 1,5 1 0,5 0 0 0,5 1 1,5 2 1/

Рис. 30. Безразмерный профиль скорости в пограничном слое начального участка затопленной секторной струи в поперечном направлении по координате .у

Ч »,5

рм

\

N 14

\

-

0,5

1.5

Ч 0,5

Рис. 31. Безразмерный профиль скорости основного участка затопленной секторной струи в поперечном направлении по координате у

и„/и»

1

0,8 0.6 0,4 0.2 О

\ 'О*. В сер нал ст] У»

Квадр атш стру« о о о О

х/6, 15 10 5 О

120 х/&, уч/(уч)' 5

-5

-10

Рис. 32. Изменение осевой скорости по длине затопленной квадратной и веерной струи

Рис. 33. Изменение передней и задней границ по длине затопленной секторной струи

Проведены экспериментальные исследования газодинамических параметров затопленной секторной струи, которые сопоставлены с результатами расчетов. Показано их хорошее соответствие (см. рис. 30 - 33).

Исследованы характеристики секторной струи, взаимодействующей с потоком. Экспериментальное определение искривления секторной струи потоком проводилось с помощью непосредственного измерения полей давлений в зоне распространения струи. Было проведено исследование по следующим трем программам.

1. Измерения оси струи осуществлялись при различных значениях центрального угла в0 и продольного размера сопла 60 с сохранением постоянной его площади Р0= 100 ммг. Результаты измерения траекторий для различных гидродинамических параметров д и углов истечения струи в поток а0 приведены на рис. 34.

\

• Л

\

V

X (мм)

У (ММ) 40

Г (мм)

X (мм)

X (.мм)

У (мм) о

\

Х/ё | |

|

20 \

1 !

д =35

д =44

д =63

д =33

Рис. 34. Влияние формы сопла на искривление секторной струи потоком при постоянной площади сопла 100 мм2 для угла истечения струи ао = 90"иао = 13 5"

Результаты измерений были построены как в размерных, так и безразмерных координатах, отнесенных к гидравлическому диаметру с!г = 4/ Я, где: Я -периметр поверхности соприкосновения струи и сопла. Результаты измерений показали, как видно из графиков, что искривление струи для различных форм сопла с постоянной площадью F0 не одинаково. Следовательно, эквивалентный диаметр ¿4 не может служить обобщающим параметром для траектории струи, вытекающей из сопел в форме секторных окон. Представление траектории секторной струи в безразмерных координатах, отнесенных к гидравлическому диаметру, позволяет значительно сузить диапазон расслоения траекторий для сопел, изменяющих свою форму от квадратной до кольцевой. Это утверждение не относится к траекториям струи, имеющей углы истечения, отличные от а0 = 90°.

2. Проведено исследование распространения струи в потоке при изменении площади сопла Р0 за счет продольного размера сопла д0 при сохранении постоян-22

ного центрального угла в0. Результаты измерений для различных значений q и 9а приведены на рис. 35.

чт !ч

N.

\ \

ч

о ^ —

У (мм) 40 2П

\

\

Л

1

0о = 6О"

, = 90"

<90= 120"

,= 180"

Рис. 35. Влияние продольного размера сопла 6о на распространение секторной струи в потоке при постоянном центральном угле сопла в0 для угла истечения струи а0 = 90°

Результаты измерений были построены как в размерных, так и безразмерных координатах, отнесенных к эквивалентному диаметру струи с!3 = ^АР/л . Из графиков видно, что представление траектории секторной струи в безразмерных координатах, отнесенных к эквивалентному диаметру, позволяет обобщить траектории для сопел, изменяющих свою площадь за счет изменения продольного размера сопла 30 при сохранении постоянного центрального угла сопла в0-

3. Проведено исследование искривления секторной струи потоком при изменении площади сопла за счет центрального угла сопла в0 при сохранении постоянном его продольного размера <50. Результаты измерений для различных значений я н до приведены на рис. 36.

Из графиков видно, что изменение площади сопла за счет центрального угла в0 не приводит к существенному изменению искривления оси струи потоком. Таким образом, центральный угол сопла практически не оказывает влияние на распространение оси струи в потоке, а определяющим характер искривления струи потоком геометрическим параметром является продольный размер сопла д0. Таким образом, центральный угол сопла практически не оказывает влияние на искривление оси струи потоком, а определяющим характер искривления струи ге-

XIмм)

X («.*)

■- 7,639 мм

У (мм) 40 20 о

д0 = 7,639 мм

У(Мм) 40 20 0 -20

до = 3,820 мм

Г (мм)

5 = 3,820 мм

Рис. 36. Влияние центрального угла во на распространение секторной струи в потоке при постоянном продольном размере сопла до для угла истечения струи а0 = 90"

ометрическим параметром является продольный размер сопла <50.

Исследована пространственная картина течения секторной струи в потоке. Построены безразмерные профили скорости в поперечном направлении как в плоскости симметрии струи, так и на расстоянии от плоскости симметрии, а также в окружном направлении (см. рис. 37-40).

иг /и»

(и 1 - ии)/(иии) 1

\

\

Ч

// 0.5

0,5

1,5

Ч а,!

Рис. 37. Безразмерный профиль скорости основного участка в плоскости симметрии секторной струи, распространяющейся в потоке, в поперечном направлении по координате у

При расчете безразмерного профиля скорости задней части секторной струи скорость на границе принималась равной нулю, так как под задней границей подразумевалась линия нулевых скоростей в зоне обратных токов за струей. Хорошее согласование с результатами измерений получается только в плоскости симметрии струи. С приближением к боковой границе струи рассогласование с экспериментом увеличивается, что обусловлено вихревыми течениями, возникающими за струей. Это говорит о необходимости учитывать при расчете действительную скорость на задней границе в зоне обратных токов, которая увеличивается по мере удаления от плоскости симметрии струи к ее боковой границе. 24

иг/и« (и! -ии)/(и» -ии) 1

в

\

Л к,

\

О 0,5 1 (и 1 — и н)/(и т - и и)

I/ 0,5

в

ж*

а а а а • V

Ч 0.!

1,5

0,5

ч 0,1

Рис. 38. Безразмерный профиль скорости основного участка на расстоянии от плоскости симметрии секторной струи, распространяющейся в потоке, в поперечном направлении по координате у для сопел с в0 = 60° и в0 - 90°

иг/ит (и 1 - и и)/(и т - ич)

Ч и.1

Ц О,!

Рис. 39. Безразмерный профиль скорости основного участка на расстоянии от плоскости симметрии секторной струи, распространяющейся в потоке, в поперечном направлении по координате у, измеренный перпендикулярно оси струи и перпендикулярно максимальной

скорости в сечении

Проведено измерение профиля скорости основного участка на расстоянии от плоскости симметрии секторной струи, распространяющейся в потоке, в поперечном направлении по координате у, как перпендикулярно оси струи, так и перпендикулярно максимальной скорости в сечении. Направление вектора максимальной скорости в сечении на расстоянии от плоскости симметрии струи отличается от направления оси струи. Зависимости приведены на рис. 39.

Рис. 41. Линии равных полных давлений в поперечном сечении секторной струи

в0 = 60" во = 90"

Рис. 42. Линии равных скоростей в поперечном сечении секторной струи

Рис. 40. Безразмерный профиль скорости в пограничном слое основного участка секторной струи, распространяющейся в потоке, в окружном направлении по координате р

Выполнено измерение полей статических и полных давлений в сечениях, перпендикулярных оси струи, с целью получения пространственной картины течения секторной струи в потоке. Измерения проводились для двух форм сопел секторной струи, имеющих центральные углы сопел в0 = 60° и в0 = 90 , на одинаковом безразмерном расстоянии от сопла х = х/50.

Линии равных избыточных полных давлений и линии равных скоростей в поперечном сечении секторной струи показаны на рис. 41-42.

Исследована боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке. Измерения проведены для следующих геометрических и режимных параметров струи: а„ = 90°, ва = 30°, <У0 = 7,64 мм, = 100 мм2,д = 61,41.

(

Г-

/Г ] -1-- 3

к-'' ХТ--4 - - ХГ -' г-.....

Г

0 2 4 6 8 10 12 14 16 Х/&Ш

Рис. 43. Боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке, представленная в виде безразмерной координаты г/:а

0/2 (град) ............................

Г и (град) „ I

О ---------

О 2 4 6 8 10 12 14 16

Рис. 44. Боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке, представлен' ная в виде угловой координаты <р

На рис. 43 боковая граница представлена в виде изменения безразмерной координаты г / г0 по длине струи. Боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке, изменяется по зависимости, близкой к линейной и ее расширение происходит более интенсивно по сравнению с затопленной струей. Боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке, была представлена также в виде изменения координаты (р, то есть в виде угла, отсчитываемого от плоскости симметрии струи. Эта зависимость показана на рис. 44. Из графика видно, что значение угла боковой границы струи практически не изменяется по длине струи. Это подтверждает правомочность принятого в расчете допущения о постоянстве координаты сро по длине струи.

Результаты измерения траектории квадратной и веерной струи были сопоставлены с эмпирическими и аналитическими зависимостями, полученными в работах других авторов.

Для квадратной струи сопоставление экспериментальных результатов было проведено с шестью расчетными зависимостями, полученными другими авторами. Сравнение было проведено для трёх значений гидродинамического параметра: 9 = 47,175; 79,508 и 129,903 для угла истечения струи а0 = 90°.

Сопоставление проводилось для сопел, имеющих одинаковую площадь = 100 мм2 и, соответственно, одинаковый продольный размер сопла д0 = 10 мм.

Результаты сравнения измеренной траектории квадратной струи с расчетными зависимостями, полученными Ивановым Ю. В., Шандоровым Г. С., Вахла-мовым С. В., Герцбергом М. Б., Палатником И. Б. и Темирбаевым Д. Ж., а также

27

Х(мм)

а 175 эксперимент

О д»12У,903 эксперимент

-Иванов Ю. В.

---Шандоров Г. С.

.....Вахламов С. В.

----Герцберг М. Б. _

----Палаттах И. Б., Темирбаев Д. Ж.

-Камотанн, Грсбср

Камотани Ю. и Гребером И. приведены на рис. 45. Наиболее хорошо полученные экспериментальные результаты согласуются с зависимостью Иванова Ю. В.

Для веерной струи сопоставление полученных экспериментальных результатов по измерению искривления струи потоком было проведено с зависимостями Герцберга М. Б. (см. рис. 46) и Костерина В. А. Сопоставление проводилось

У (мм) 60 40 20 О

Рис. 45. Сопоставление экспериментальных измерений распространения квадратной струи с расчетными зависимостями других авторов одинаковый продольный размер сопла Зд = 1,273 мм.

Измеренные траектории струи хорошо согласуются с расчетными зависимостями других авторов для веерной формы сопла.

для сопел, имеющих одинаковую площадь ^0=100 мм2 и

N

*

!

20 О -20

а0 = 90°

У(мм) 40 20 О -20 <0

а0 =105"

Г (ММ) 20 О -20 -40

ао- 120°

У (мм) 20 0 -20 -40

с*0= 135°

Рис. 46. Сопоставление экспериментальных измерений распространения веерной струи с расчетной зависимостью Герцберга М. Б.

Основные результаты и выводы.

1) Разработан интегральный метод расчета течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку, позволяющий учесть влияние основных геометрических и режимных параметров на картину течения.

2) Разработанный метод реализован в виде программы расчета, получившей свидетельство о государственной регистрации программ для ЭВМ и внедренной на Пермском НПО «Авиадвигатель», а также переданной французской компании «Шэрапо-Зшга», занимающейся производством авиадвигателей.

3) Проведена адаптация метода расчета параметров струи к натурным условиям работы ТРДД в режиме реверсирования тяги:

28

- расчетные параметры струи в нулевом сечении приведены к параметрам, измеренным в модельных условиях па выходе из решеток реверсивного устройства, с учетом их геометрии и конфигурации канала двигателя по коэффициенту расхода решеток;

- разработана методика оценки режима начала прилипания струи реверса к мотогондоле, основанная на использовании уравнения неразрывности. Определенный в модельных условиях режим начала прилипания струи к мотогондоле для двигателя ПС-90 удовлетворительно совпадает с результатами натурных испытаний на самолете ТУ-204.

4) Разработанная математическая модель апробирована применительно к расчету параметров течения реверсивных потоков двигателя ПС-90 с условиях внешнего обдува.

5) В результате газодинамического исследования модельных решеток с углами установки лопаток относительно продольных ребер /? = 45...90" установлено, что:

- на выходе из решеток формируется сложное пространственное течение с образованием отрывов потока у решеток с углами установки лопаток относительно продольных ребер близких к р = 90°. Картина обтекания лопагок требует дальнейшего тщательного исследования;

- в передней части решетки, занимающей примерно два ряда решеток, течение потока отсутствует. Установление причин такого течения возможно при детальном исследовании разворота потока в канале перед решеткой;

- при изменении угла установки лопаток относительно продольных ребер до величины /? = 45° коэффициент расхода решетки увеличивается на 6.2 %. по сравнению с решетками с углом установки лопаток относительно продольных ребер/? =90°:

- при изменении угла установки лопаток относительно продольных ребер до величины /? = 45° относительная осевая составляющая импульса уменьшается до величины 0,494 по сравнению с решетками с углом установки лопаток относительно продольных ребер /? = 90°.

6) На основе математического моделирования и экспериментального исследования получены новые данные о структуре рассматриваемого турбулентного течения:

- получена зависимость изменения параметров в окружном направлении по координате у> для различных геометрических параметров секторной струи. Экспериментально определено значение координаты <р0, до величины которой параметры струи не изменяются;

- исследована затопленная струя и показано соответствие изменения параметров затопленной секторной струи известным в литературе закономерностям:

- выявлено влияние формы сопла на искривление секторной струи потоком при различных геометрических параметрах. Установлено, что продольный размер сопла д0 в значительной степени определяет характер искривления струи потоком, в то время как величина центрального угла сопла в0 практически не оказывает влияния на изменение траектории струи;

- исследована пространственная структура течения секторной струи в гю-

токе, показана автомодельность течения по профилю скорости. Установлено, что безразмерный профиль скорости в задней части струи должен быть рассчитан с учетом скорости и зоне обратных токов;

- показано, что изменение боковой границы секторной струи, распространяющейся в потоке, имеет зависимость близкую к линейной с постоянной величиной угловой координаты (р.

1) Проведено сопоставление полученных экспериментальных результатов по определению траектории струи с расчетными зависимостями других авторов для квадратной и кольцевой формы сопла. Показано их удовлетворительное соответствие.

Публикации по основным положениям диссертации.

Статьи, опубликованные в изданиях, рекомендованных ВАК:

1. Варсегов В. Л. Интегральный метод расчета струи реверсивного устройства ТРДД, взаимодействующей с внешним потоком. / Известия высших учебных заведений. Авиационная техника. - Казань: КГТУ, 2010, № 2.

Статьи, опубликованные в других изданиях:

2. Варсегов В. Л. Количественные характеристики попадания выхлопных газов различной плотности в воздухозаборник реверсированного турбореактивного двигателя / Ахтямов 3. В., Варсегов В. Л.. Гилязов М. Ш. // Испытания авиационных двигателей. - Уфа: УАИ им. С. Орджоникидзе. 1981, выпуск 9. - с. 130-134.

3. Варсегов В. Л. Исследование на модели реверсированного ТРД размеров зон рециркуляции и попадания выхлопных газов / Гилязов M. LL1., Высокого-рец M. М.. Варсегов В. Л. // ДО № 5844, Организация п/я А-1420 MPC «ТТЭ». серия «А». 1984, выпуск 06.

Тезисы докладов:

4. Варсегов В. Л. Спецтема / Костерин В. А.. Гилязов М. Ш.. Ахтямов 3. В.. Варсегов В. Л.. Высокогорец M. М. // II Всесоюзная научно-техническая конференция «Современные проблемы двигателей и энергетических установок летательных аппаратов». - М.: МАИ, 1981 г.

5. Варсегов В. Л. Исследование (на моделях) внешней аэродинамики выхлопных струй и всасывающих факелов турбореактивных двигателей вблизи ВПП / Гилязов M. 111., Костерин В. А., Высокогорец M. М., Ахтямов 3. В., Варсегов В. Л.. Хабибуллин М. Г., Мингалеев Ф. М. // Научно-техническая конференция. -Казань. КАИ, 1981.

6. Варсегов В. Л. Определение оси струи, вытекающей из сопла в форме сегментного окна в сносящий поток / Варсегов В. Л.. Гилязов М. ИГ, Каховский К. В.. Мингалеев Г. Ф. // Научно-техническая конференция по итогам работы за 1983-1984 год.-Казань: КАИ, 1985.

7. Варсегов В. Л. Теоретическое и экспериментальное исследование турбулентной струи в сносящем потоке / Варсегов В. Л., Гилязов М. Ш.. Мингалеев Г. Ф. // Научно-техническая конференция по итогам работы за 1983-1984 год. -Казань: КАИ, 1985.

8. Варсегов В. Л. Экпериментальное исследование реверсивной струи в потоке / Варсегов В. Л., Гилязов М. Ш., Мингалеев Г. Ф. // IX научно-техническая конференция Казанского ВВКИУРВ имени маршала артиллерии M. Н. Чистякова.

- Казань: КВВКИУРВ. 1985.

9. Варсегов В. Л. Исследование распространения реверсивных струй различной формы в сносящем потоке на моделях ТРД / Варсегов В. Л., Гилязов М. Ш, Мингалеев Г. Ф., Каховский К. В. // III Всесоюзная научно-техническая конференция «Современные проблемы двигателей и энергетических установок летательных аппаратов». - М.: МАИ. 1986.

10. Варсегов В. Л Влияние геометрии сопла на распространение секторной струи в потоке / Варсегов В. Л.. Гилязов М. 111., Каховский К. В. // Научно-техническая конференция по итогам работы за 1985-1986 год. - Казань: КДИ. 1987.

11. Варсегов В. Л. Исследование развития турбулентной струи в потоке 1 VI Всесоюзная школа-семинар «Современные проблемы газодинамики и тепломассообмена и пути повышения эффективности энергетических установок». - М.: МВТУ им. Н. Э. Баумана. 1987. - с. 19 (доклад отмечен дипломом).

12. Варсегов В. Л. Исследование течения секторной струи в потоке применительно к задачам внешней аэродинамики турбореактивных двигателей, работающих в режиме реверсирования тяги / Варсегов В. Л., Гилязов М. 111. // Выездное заседание бюро секции научного совета АН СССР по проблеме «Теплофизика и теплоэнергетика». - Казань, 1987.

13. Варсегов В. Л. Исследование течения выхлопных струй реверсированного двигателя при различных формах реверсивных окон / Варсегов В. Л.. Гилязов М. Ш. // Всесоюзная конференция «Организация рабочего процесса в форсажных камерах сгорания и выходных устройствах ВРД» по программе «Полет». - Казань. 1987.

14. Варсегов В. Л. Экспериментальное исследование пространственной структуры течения струи различной формы в потоке / Варсегов В. Л.. Гилязов М. Ш. // Научно-техническая конференция по итогам работы за 1987-1988 год. - Казань: КАИ. 1989.

15. Варсегов В. Л. О характерном размере, определяющем течение струи в потоке / Варсегов В. Л., Гилязов М. III., Кокшаров Н. Л. II Научно-техническая конференция по итогам работы за 1987-1988 год. - Казань: КАИ, 1989.

16. Варсегов В. Л. Исследование течения турбулентной струи в поперечном потоке / 1 республиканский научно-технический семинар молодых ученых и специалистов «Актуальные вопросы использования достижений науки и техники в народном хозяйстве». - Казань. 1989. - с. 55-56.

17. Варсегов В. Л. Математическое моделирование течения реверсивного потока, вытекающего из реверса наружного контура ТРДД, в условиях внешнего обдува / 11 Межотраслевая научно-техническая конференция «Проблемы газовой динамики двигателей и силовых установок». - М.: ЦИАМ им. П. И. Баранова. 1990 (доклад отмечен дипломом).

18. Варсегов В. Л. Интегральный метод расчета секторной струи в потоке / Всероссийская научно-техническая конференция «Техническое обеспечение создания и развития воздушно-транспортных средств (экранопланов и сверхлегких летательных аппаратов)». - Казань: КГТУ им. А. Н. Туполева, 1994.

19. Варсегов В. Л. Численное исследование процесса прилипания струи.

распространяющейся в поперечном потоке, к поверхности / Внутрикамерные процессы. струйная акустика и диагностика. Тезисы докладов на научно-техническом семинаре 25-27 мая 1994 года. - Казань: КВВКИУРВ им. М. Н. Чистякова. 1994. -с. 67-68.

20. Варсегов В. Л. Оценка величины обратной тяги и расходных характеристик модельных решеток реверсивного устройства ТРД / Варсегов В. Л., Гиля-зов М. III.. Хабибуллин М. Г. // VII научно-технический семинар «Внутрикамерные процессы в энергетических установках и струйная акустика» Казанского ВВКИУРВ имени маршала артиллерии М. Н. Чистякова. - Казань: КВВКИУРВ им. М. Н. Чистякова, 1995. - с. 45.

21. Варсегов В. Л. Определение характеристик воздушной подушки, образованной замкнутой периферийной щелевой турбулентной газовой струей / Варсегов В. Л.. Шалаев Г. М., Гилязов М. Ш.. Сайфеев С. У. // IX научно-технический семинар «Внутрикамерные процессы в энергетических установках, струйная акустика и диагностика» Казанского ВВКИУРВ имени маршала артиллерии М. Н. Чистякова. - Казань: КВВКИУРВ им. М. Н. Чистякова, 1997.-е. 62.

22. Варсегов В. Л. Интегральный метод расчета секторной струи в потоке / Всероссийская научно-техническая конференция «Информационные технологии в науке, образовании и производстве». - Казань: КГТУ им. А. И. Туполева. 2007. -с. 66-69.

23. Варсегов В. Л. Оценка величины обратной тяги и расходных характеристик модельных решеток РУ / Варсегов В. Л., Гилязов М. Ш. // Проблемы и перспективы развития авиации, наземного транспорта и энергетики. Материалы V Всероссийской научно-технической конференции. Том I. - Казань: КГТУ им. А. 11. Туполева, АНТЭ. 2009. - с. 288-293.

Авторские свидетельства:

24. Варсегов В. Л. Устройство для защиты двигателя летательного аппарата вертикального взлета и посадки. № 1018471 / Высокогорец М. М., Гилязов М. 10.. Ахтямов 3. В., Варсегов В. Л. 1983.

25. Варсегов В. Л. Реверсивное устройство. № 1302787 / Мингалеев Г. Ф„ Варсегов В. Л., Акулов Э. Г. 1986.

26. Варсегов В. Л. Способ защиты входного устройства турбореактивного двухконтурного двигателя от попадания реверсивного потока и реверсивное устройство. № 1718581 / Варсегов В. Л., Гилязов М. Ш.. Мингалеев Г. Ф. 1991.

Патенты:

27. Варсегов В. Л. Входное устройство газотурбинного двигателя. № 2018467 / Варсегов В. Л., Гилязов М. Ш„ Мингалеев Г. Ф. 1994.

28. Варсегов В. Л. Отопительное устройство. № 2134844 / Волков И. Н., Варсегов В. Л., Щукин Ф. В. 1999.

Свидетельства о государственной регистрации программ для ЭВМ:

29. Варсегов В. Л. Программа расчета течения турбулентной неизотермической струи в равномерном безграничном потоке, натекающем на струю под углом. №920126. 1992.

30. Варсегов В. Л. Программа расчета течения выхлопных потоков реверсированного ТРДД в условиях внешнего обдува. № 920127. 1992.

Автор выражает глубокую благодарность к. т. н. доценту Гилязову М. Ш. за помощь и консультации при выполнении работы.

Формат 60x84 1/16. Бумага офсетная. Печать офсетная. Печ. л. 2,0. Усл. печ. л. 1,86. Уч.-изд. Л. 1,49. Тираж 100. ЗаказН 84.

Типография Издательства Казанского государственного технического университета 420111, Казань, К. Маркса, 10

ВВЕДЕНИЕ.

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА ПО ИССЛЕДОВАНИЮ ТЕЧЕНИЯ СТРУИ В ПОПЕРЕЧНОМ ПОТОКЕ.

1.1. Эмпирические и полуэмпирические методы расчета струи в потоке.

1.2. Интегральные методы расчета струи в потоке.

1.2.1. Полуэмпирические теории турбулентности.

1.2.2. Решение задачи о струе в потоке интегральным методом.

1.3. Численные методы расчета струи в потоке.

1.4. Постановка цели и задачи исследования.

2. РАСЧЕТ ТЕЧЕНИЯ ТУРБУЛЕНТНОЙ СТРУИ СЕКТОРНОЙ ФОРМЫ, ВЫТЕКАЮЩЕЙ ПОД УГЛОМ НАВСТРЕЧУ РАВНОМЕРНОМУ ПОТОКУ.

2.1. Интегральный метод расчета основного участка струи.

2.2. Интегральный метод расчета начального участка струи.

2.3. Интегральный метод расчета переходного участка струи.

2.4. Адаптация метода расчета струи к натурным условиям работы двигателя в режиме реверсирования тяги.

2.4.1. Определение параметров струи на выходе из решеток реверсивного устройства.

2.4.2. Методика оценки режима начала прилипания струи реверса к мотогондоле.

2.5. Программа расчета течения секторной струи в потоке.

3. МЕТОДИЧЕСКИЕ ВОПРОСЫ ПРОВЕДЕНИЯ ИССЛЕДОВАНИЯ.

3.1. Экспериментальные установки и исследуемые модели.

3.2. Методика проведения испытаний и обработки полученных результатов.

3.2.1. Тарировочные эксперименты.

3.2.2. Порядок проведения испытаний.

3.2.3. Методика обработки экспериментальных данных.

3.3. Определение погрешности измерений и обработки результатов.

4. РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТНОГО И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ.

4.1. Экспериментальное определение параметров струи на выходе из решеток реверсивного устройства.

4.2. Экспериментальное определение режима начала прилипания струи реверса к мотогондоле.

4.2.1. Моделирование режима работы двигателя ПС-90.

4.2.2. Определение режима начала прилипания струи реверса к мотогондоле.

4.3. Некоторые особенности исследуемого течения.

4.3.1. Затопленная секторная струя.

4.3.2. Секторная струя, распространяющаяся в потоке.

4.4. Сопоставление полученных экспериментальных результатов с расчетными зависимостями других авторов.

4.4.1. Струя квадратной формы.

4.4.2. Веерная струя.

Одним из эффективных способов торможения самолета при послепосадочном пробеге является реверсирование тяги авиационного двигателя. Однако при включении реверсивного устройства может возникнуть ряд проблем, обусловленных действием реверсивных потоков.

Попадание реверсивных потоков во входные устройства двигателей становится причиной искажения полей скоростей и температур на входе в двигатели, что является предпосылкой к возникновению помпажного режима работы компрессора и выключению двигателя.

Истекающие из реверсивных окон потоки снижают эффективность руля направления, а также интерцепторов и закрылков, находящихся в посадочном положении, что при раннем включении реверса в воздухе или до опускания на взлетно-посадочную полосу передней стойки шасси может привести к потере устойчивости и управляемости самолета.

Таким образом, распространение вытекающих из реверсивного устройства потоков определяет не только диапазон режимов устойчивой работы двигательных установок, но и характер воздействия этих потоков на элементы конструкции самолета. Аэродинамическая интерференция реверсивных струй и планера, а также попадание реверсивных потоков во входные устройства собственного и рядом расположенных двигателей являются основными факторами, ограничивающими применение реверса тяги при посадке самолета.

Поэтому при проектировании устройств реверсирования тяги турбореактивных двигателей огромное значение для выбора их геометрических и режимных параметров имеет характер пространственной картины течения потоков, которая образуется при работе реверса тяги в условиях пробега после приземления самолета. Для оптимизации конструкции реверсивного устройства в системе самолет - силовая установка необходимо знание течения реверсивных потоков в условиях внешнего обдува, используемое для последующей выдачи рекомендаций на проектирование. Исходя из этого, актуальность данной задачи исследования не должна вызывать сомнений.

В настоящее время пространственная картина течения потоков, образующаяся на режимах реверсирования тяги турбореактивных двигателей при послепосадочном пробеге самолета, определяется экспериментальным способом, как в мелкомасштабных модельных условиях с помощью непосредственного измерения основных параметров, так и в условиях натурных испытаний самолета, например, методом визуализации картины течения.

Исследования на уменьшенных моделях достаточно трудоемки и не всегда позволяют с необходимой степенью точности смоделировать геометрические и режимные параметры течения. Кроме этого, в условиях модельных исследований мы имеем дело с другими масштабами турбулентности. Эти обстоятельства снижают достоверность переноса полученных на моделях экспериментальных результатов на полноразмерные условия.

Рис. В.1. Проведение экспериментального исследования распространения реверсивной струи в потоке на уменьшенной модели методом визуализации

Натурные испытания на самолете требуют больших материальных затрат и не всегда позволяют получить полную информацию о параметрах течения.

Определение полной картины течения расчетным путем позволяет значительно снизить затраты времени и материальных ресурсов на проведение исследований по оценке режимов устойчивой работы двигателя и влиянию вытекающих из реверсивного устройства потоков на элементы конструкции самолета. Поэтому математическое моделирование течения могло бы оказаться эффективным средством для решения данной проблемы. Развитие методов вычислительной гидро- и газодинамики за последнее время обеспечило большие достижения в части точности вычисления, а современные компьютерные системы обладают большими ресурсами и обеспечивают возможность применения мелких сеток, что является одним из необходимых условий получения результатов вычислений с высокой точностью.

Следует отметить, что рассматриваемое течение относится к разряду сложных пространственных движений потоков, которое в теории свободных турбулентных течений мало изучено. Решение соответствующих неавтомодельных задач не сводится к интегрированию одного обыкновенного уравнения и поэтому требует применения либо численных методов, либо приближенных интегральных методов расчета.

Для достоверного моделирования реальной картины течения необходимо учитывать особенности конструкции реверсивных окон и действительные газодинамические параметры потока, имеющие место на выходе из решеток реверсивного устройства.

Реверсивные устройства современных турбореактивных двигателей с большой степенью двухконтурности располагаются в наружном контуре и имеют форму реверсивного сопла, представляющую собой секторное окно с большими центральными углами и продольным размером, равным длине решеток. Примером такого реверсивного устройства может служить реверс тяги двигателя ПС-90, поперечный разрез которого показан на рис. В.2. Струю, вытекающую из сопел такой формы будем называть секторной струей.

ПОПЕРЕЧНЫЙ РАЗРЕЗ

Рис. В.2. Поперечный разрез реверсивного устройства двигателя ПС-90

В качестве мероприятия по уменьшению взаимодействия реверсивных потоков с поверхностью взлетно-посадочной полосы и устранению попадания их во входное устройство предусмотрено боковое отклонение реверсивного потока от радиального направления для решеток, расположенных в нижней части двигателя (см. рис. В.2).

Реверсивное устройство двигателя ПС-90 комплектуется решетками с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер. Решетки, имеющие углы установки лопаток относительно продольных ребер отличные от /? = 90°, устанавливаются в нижней части двигателя с целью уменьшения взаимодействия реверсивных потоков с поверхностью взлетно-посадочной полосы и исключения отрицательных последствий этого взаимодействия. Вид сбоку и снизу реверсивного устройства двигателя ПС-90 с решетками, имеющими различные углы установки лопаток относительно продольных ребер, показан на рис. В.З и В.4.

Рис. В.З. Вид сбоку реверсивного устройства Рис. В.4. Вид снизу реверсивного устройства двигателя ПС-90 с решетками, имеющими двигателя ПС-90 с решетками, имеющими углы установки лопаток относительно про- углы установки лопаток относительно продольных ребер Р = 90° дольных ребер отличные от (3 = 90°

Такая конструкция окон реверсивного устройства приводит к сложному профилю скорости и давления в начальном сечении струи, моделирование которого является необходимым условием для получения высокой точности расчетов.

Данная работа посвящена расчетному и экспериментальному исследованию пространственной картины течения потоков, образующихся при работе реверсивных устройств турбореактивных двигателей в условиях послепосадочного пробега самолета.

В работе предложены математическая модель и программа расчета течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку.

На основе экспериментального исследования подтверждена правомочность принятых в расчете предположений и допущений, проведена верификация математической модели, а также уточнены некоторые ее параметры.

Математическая модель адаптирована к условиям течения, образующегося при реверсировании тяги турбореактивного двигателя в условиях внешнего обдува.

На основе расчетного и экспериментального исследования выявлены основные закономерности турбулентного течения.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

На основании проведенного теоретического и экспериментального исследования течения, образующегося турбулентной изотермической струей секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку, можтю сделать следующие выводы:

1) разработан интегральный метод расчета течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку, позволяющий учесть влияние основных геометрических и режимных параметров на картину течения;

2) разработанный метод реализован в виде программы расчета, получившей свидетельство о государственной регистрации программ для ЭВМ и внедренной на Пермском НПО «Авиадвигатель», а также переданной французской авиационной двигателестроитель-ной компании «Hispano-Suiza»;

3) проведена адаптация метода расчета параметров струи к натурным условиям работы ТРДД в режиме реверсирования тяги:

- расчетные параметры струи в нулевом сечении приведены к параметрам, измеренным в модельных условиях на выходе из решеток реверсивного устройства, с учетом их геометрии и конфигурации канала двигателя по коэффициенту расхода решеток;

- разработана методика оценки режима начала прилипания струи реверса к могогон-доле, основанная на использовании уравнения неразрывности. Определенный в модельных условиях режим начала прилипания струи к мотогондоле для двигателя ПС-90 удовлетворительно совпадает с результатами натурных испытаний на самолете ТУ-204;

4) в результате газодинамического исследования модельных решеток с углами установки лопаток относительно продольных ребер /3 = 45. 90° установлено, что:

- на выходе из решеток формируется сложное пространственное течение с образованием отрывов потока у решеток с углами установки лопаток относительно продольных ребер близких к р = 90°. Картина обтекания лопаток требует дальнейшего тщательного исследования;

- в передней части решетки, занимающей примерно два ряда решеток, течение потока отсутствует. Установление причин такого течения возможно при детальном исследовании разворота потока в канале перед решеткой;

- при уменьшении угла установки лопаток относительно продольных ребер до величины р - 45° коэффициент расхода решетки увеличивается на 6,2 % по сравнению с решеткой, имеющей угол установки лопаток относительно продольных ребер р = 90°;

- при уменьшении угла установки лопаток относительно продольных ребер до величины р = 45° осевая составляющая импульса уменьшается до величины 0,494 от импульса решетки, имеющей угол установки лопаток относительно продольных ребер р = 90°.

5) на основе математического моделирования и экспериментального исследования получены новые данные о структуре рассматриваемого турбулентного течения:

- получена зависимость изменения параметров в окружном направлении по координате (р для различных геометрических параметров секторной струи. Экспериментально определено значение координаты (р0, до величины которой параметры струи не изменяются;

- показано соответствие изменения параметров затопленной секторной струи известным в литературе закономерностям;

- выявлено влияние формы сопла на искривление секторной струи потоком при различных геометрических параметрах. Установлено, что продольный размер сопла <50 в значительной степени определяет характер искривления струи потоком, в то время как величина центрального угла сопла 00 практически не оказывает влияния на изменение траектории струи;

- исследована пространственная структура течения секторной струи в потоке, показана автомодельность течения по профилю скорости. Установлено, что безразмерный профиль скорости в задней части струи должен быть рассчитан с учетом скорости в зоне обратных токов;

- показано, что изменение боковой границы секторной струи, распространяющейся в потоке, имеет зависимость, близкую к линейной, с постоянной величиной угловой координаты (р\

6) проведено сопоставление полученных экспериментальных результатов по определению траектории струи с расчетными зависимостями других авторов для квадратной и кольцевой формы сопла. Показано их удовлетворительное соответствие. 1 2 3 4 5 6 7 8 9

10

11

12

13

14

15

1. Абрамович Г. Н. Теория свободной струи и ее приложения / Труды ЦАГИ, 1936, вып. 293.

2. Абрамович Г. Н. К теории свободной струи сжимаемого газа / Труды ЦАГИ, 1939, вып. 377.

3. Абрамович Г. Н. Турбулентные свободные струи жидкостей и газов / Труды ЦАГИ, 1940, вып. 512.

4. Абрамович Г. Н. Турбулентные свободные струи жидкостей и газов. М.: Гос-энергоиздат, 1948.

5. Абрамович Г. Н. Турбулентная струя в движущейся среде / Известия АН СССР. ОТН, 1957, №6.

6. Абрамович Г. Н. Течение воздуха при наличии области обратных токов / Известия АН СССР. ОТН, 1957, № 12.

7. Абрамович Г. Н. Теория турбулентных струй. — М.: Государственное издательство физико-математической литературы, 1960. 715 с.

8. Абрамович Г. Н., Яковлевский О. В., Смирнова И. П., Секундов А. Н., Крашенинников С. 10. Исследование начального участка турбулентных струй различных газов в спутном потоке воздуха / Известия АН СССР. Механика жидкостей и газов, 1966, №6. -с. 166-172.

9. Абрамович Г. Н., Крашенинников С. Ю., Секундов А. Н. Турбулентные течения при воздействии объемных сил и неавтомодельности. М.: Машиностроение, 1975.-96 с.

10. Абрамович Г. Н. Прикладная газовая динамика. М.: Наука. Главная редакция физико-математической литературы, 1976. - 888 с.

11. Абрамович Г. Н. О распространении пульсаций давления в турбулентных течениях / Турбулентные струйные течения. Таллин: АН ЭССР, ИТЭФ, 1979.

12. Абрамович Г. Н. О деформации поперечного сечения прямоугольной турбулентной струи / Известия АН СССР. Механика жидкостей и газов, 1983, № 1. с.54 — 63.

13. Абрамович Г. Н., Гиршович Т. А., Крашенинников С. Ю., Секундов А. Н., Смирнова И. П. Теория турбулентных струй // Под ред. Г. Н. Абрамовича. — М.: Наука, Главная редакция физико-математической литературы, 1984. 716 с.

14. Абрамович Г. Н., Гиршович Т. А. О разрежении за плоской струей, распространяющейся в поперечном потоке / Известия АН СССР. Энергетика и транспорт, 1984, №6.-с. 113-118.

15. Абрамович Г. Н., Гиршович Т. А., Гришин А. Н. Разрежение за плоской струей, развивающейся в ограниченном сносящем потоке / Инженерно-физический журнал, 1985, t.XLVIII (48), № 5. с. 709-714.

16. Адилбеков М. А., Темирбаев Д. Ж., Тонконогий А. В. Экспериментальное исследование закономерностей распространения осесимметричной струи воздуха в сносящем потоке / Энергетика. — Алма-Ата: КазПТИ, 1974, вып. 4.

17. Агулыков А., Джаугаштин К. Е., Ярин JL П. Исследование структуры трехмерных турбулентных струй / Известия АН СССР. Механика жидкости и газа, 1975, № 6.

18. Адилбеков М. А., Темирбаев Д. Ж., Тонконогий А. В. Экспериментальное исследование закономерностей распространения осесимметричной струи воздуха в сносящем потоке / Энергетика. Алма-Ата: 1974, вып.4.

19. Адилбеков М. А., Темирбаев Д. Ж. Исследование закономерностей распространения прямоугольной слабонеизотермической струи (п=2) в поперечном потоке / Энергетика. Алма-Ата: КазПТИ, 1976, вып. 7. - с. 109-117.

20. Адилбеков М. А., Темирбаев Д. Ж., Тонконогий А. В. Исследование распространения прямоугольной струи под углом к потоку / Рабочие процессы и усовершенствование теплотехнических устройств и электрических систем. Алма-Ата, 1977, № 9. - с. 55-62.

21. Адилбеков М. А., Темирбаев Д. Ж. Расчет расхода и траектории сносимой струи / Строительство и архитектура, 1978, № 6.

22. Адлер Д., Барон А. Расчет трехмерного течения круглой струи в поперечном потоке / Ракетная техника и космонавтика, 1979, т. 17, № 2. с. 53-60.

23. Акатнов Н. И. Распространение плоской ламинарной струи несжимаемой жидкости вдоль твердой стенки / Труды Ленинградского политехнического института. Энергомашиностроение. Техническая гидромеханика. — М.-Л., 1953, № 5. с. 2431.

24. Акатнов Н. И. Круглая турбулентная струя в поперечном потоке / Изв. АН СССР. Механика жидкостей и газов, 1969, № 6. с. 11-19.

25. Акатнов Н. И., Кузнецов А. П. Уравнение баланса энергии турбулентных пульсаций в теории свободного турбулентного пограничного слоя / Изв. АН СССР. Механика жидкостей и газов, 1970, № 6. с. 75-79.

26. Акатнов Н. И., Тульверт В. Ф. Использование уравнения баланса пульсационной энергии в теории пристеночных турбулентных течений / Изв. АН СССР. Механика жидкостей и газов, 1973, № 3. с. 25-33.

27. Андреопулос. Измерения поля течения внутри трубки, из которой истекает струя перпендикулярно поперечному потоку / Теоретические основы инженерных расчетов, 1982, т. 104, №4.-с. 160-168.

28. Анцупов А. В., Благосклонов В. И. О структуре струи, истекающей в затопленное пространство / Труды ЦАГИ, 1976, вып. 1781.

29. Ахмедов Р. Б. Дутьевые газогорелочные устройства. — М.: Недра, 1977. 272 с.

30. Ахтямов 3. В., Гилязов М. Ш. Исследование попадания выхлопных газов с различной начальной температурой в воздухозаборник реверсированного турбореактивного двигателя / Известия высших учебных заведений. Авиационная техника, 1980, №3.-с. 101-103.

31. Бай-Ши-И. Теория струй. М.: Издательство физико-математической литературы, 1960.-326 с.

32. Бай-Ши-И. Турбулентное течение жидкостей и газов. — М.: Издательство иностранной литературы, 1962. — 344 с.

33. Бакулев В. И., Голубев В. А., Макаров И. С. Расчет системы струй в сносящем потоке / Исследование двухфазных, магнитогидродинамических и закрученных турбулентных струй. Труды МАИ. М.: МАИ, 1972, вып. 248. - с. 112-127.

34. Баренблат Г. И. Подобие, автомодельность, промежуточная асимптотика. JL:41