Выбор схемы оптимального газового эжектора при условии постоянства скорости на выходе

Н.Н. Пономарев

Филиал «ЦНИИ СЭТ» ФГУП «Крыловский государственный научный центр», Санкт-Петербург

ВЫБОР СХЕМЫ ОПТИМАЛЬНОГО ГАЗОВОГО ЭЖЕКТОРА ПРИ УСЛОВИИ ПОСТОЯНСТВА СКОРОСТИ ПОТОКА НА ВЫХОДЕ

Объект и цель научной работы. Объектом научной работы является газовый эжектор, включающий сопло, камеру смешения, диффузор и тракт подвода воздуха к камере сгорания, в которой обеспечивается постоянная приведенная скорость. Целью научной работы является выбор оптимального варианта эжектора, обеспечивающего максимальный коэффициент эжекции при приемлемом уровне конструктивной сложности.

Материалы и методы. В исследовании применен расчетный метод, основанный на применении уравнений неразрывности, а также на сохранении энергии и количества движения.

Основные результаты. Обнаружено, что оптимальный угол наклона входной стенки сверхзвукового диффузора равен 60. Для повышения эффективности изобарического эжектора за ним установлен конический насадок с размером горла, обеспечивающим запуск эжектора с последовательной подачей потоков. Максимальные значения коэффициентов эжекции для всех типов эжекторов с последовательной подачей потоков на запуске практически равны.

Заключение. Наименьшей конструктивной сложностью при высоком коэффициенте эжекции обладает одноступенчатый эжектор со сверхзвуковым диффузором фиксированной геометрии, выбранным из условия последовательной подачи активного и пассивного потоков при запуске. Переход в этом эжекторе со звукового на сверхзвуковое сопло увеличивает коэффициент эжекции примерно на 10 %. Приведенный анализ позволяет выбрать оптимальный вариант эжектора для подвода воздуха к камере сгорания стенда.

Ключевые слова: эжектор, диффузор, газотурбинные двигатели.

Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.

Для цитирования: Пономарев Н.Н. Выбор схемы оптимального газового эжектора при условии постоянства скорости потока на выходе. Труды Крыловского государственного научного центра. 2017; 2(380):101-110.

УДК 621.694.2 DOI: 10.24937/2542-2324-2017-2-380-101-110

N.N. Ponomarev

TSNII SET, affiliated branch of Krylov State Research Centre, Moskovskoe shosse 44, St. Petersburg, Russia

SELECTING AN OPTIMAL LAYOUT FOR A GAS EJECTOR TO ENSURE CONSTANT OUTLET FLOW RATE

Object and purpose of research. The object of this study is a gas ejector consisting of the nozzle, the mixing chamber, the diffuser, and the duct supplying the air to the combustion chamber where the constant reduced speed is maintained. The purpose of this study is to select an optimal design for the ejector, so as to ensure the highest air entrainment ratio and not to over-complicate the whole system.

Materials and methods. This study applies the analytical method based on continuity equations and preservation of energy and momentum.

Main results. The optimal inlet wall tilt of the diffuser was found to be 60°. To improve the efficiency of the isobaric ejector, a conical nozzle was installed behind it, with the throat size sufficient to start the ejector with serial feed of flows. Maximum air entrainment ratios for all the types of ejectors with serial feed of flows at the startup are practically equal.

Conclusion. The easiest design option ensuring a high air entrainment ratio is a single-stage ejector with a supersonic diffuser of fixed geometry, selected so as to ensure serial feed of the active and the passive flow at the startup. Application of the supersonic nozzle in this ejector, instead of the sonic one, will increase the air entrainment ratio by ~10%. The analysis described in this paper allows selection of the optimal ejector for air supply to the combustion chamber of the rig.

Key words: ejector, diffusor, gas turbine engines.

Author declares lack of the possible conflicts of interests.

For citations: Ponomarev N.N. Selecting an optimal layout for a gas ejector to ensure constant outlet flow rate. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2017; 2

УДК 621.694.2 DOI: 10.24937/2542-2324-2017-2-380-101-110

Проведен расчетный анализ различных вариантов эжектора, граничным условием для которых является постоянство скорости на выходе. Выбран оптимальный вариант, обеспечивающий максимальный коэффициент эжекции при приемлемом уровне конструктивной сложности.

Расчетное исследование проводилось для различных эжекторов, в которые активный воздух подается от компрессора со следующими параметрами: расход 10 кг/с, абсолютное давление 800 кПа, температура 40°С. Пассивный воздух поступает из атмосферы. Из эжектора воздух по системе трубопроводов подводится к камере сгорания. Постоянство приведенной скорости в камере сгорания является граничным условием при расчете эжектора.

На рис. 1а показана схема эжектора с цилиндрической камерой смешения. Теория такого эжектора дана в работах [1, 2] и базируется на применении уравнений неразрывности Сз = 01 + С2, сохранения энергии С3;3 = С111 + Сг;2 и количества движения Сз из + рз.з = 01 и + p1.F1 + Сг иг + рг.г, где С - расход воздуха, 1 - энтальпия, и - скорость, р - статическое давление, . - площадь сечения. Так как перепад давления в сопле эжектора сверхкритический, то сопло может быть или сужающемся, или соплом Лаваля, коническим или профилированным. Расположение сопла по центру канала позволяет снизить сопротивление трения в эжекторе. Дозвуковая часть сопла имеет эталонный обвод ЦАГИ [3]. Для такого сопла коэффициент расхода при приведенной скорости в критическом сечении Хкр = 1 коэффициент расхода сопла Дкр = 0,995, потери импульса на трение ЛАр = 0,002. Остальными составляющими потерь импульса можно пренебречь. Для расчета коэффициента расхода сопла произвольного обвода можно применить методику [4]. При данных значениях находятся значения площади критиче-

ского сечения FKp и полное давление в критическом сечении сопла Р*кр. Если выбрано сужающееся сопло, то критическое сечение совпадает с выходным, которое обозначается индексом «1». При скоростях на выходе из сопла Xi > 1 коэффициент расхода сопла Д1 = 0,995 такой же, как для дозвукового сопла [3], потери импульса AJ1 = 0,006 на трение для технически гладкой поверхности. Остальными составляющими потерь импульса для профилированного сопла можно пренебречь. Обвод профилированного сопла можно выбрать по методике [2] или воспользоваться современными методиками для укороченных и коротких сопел [5]. В качестве расчетного режима, на котором определяется геометрия эжектора, выбран критический режим работы [2] на котором X'2 = 1. Для данного режима ко -эффициент эжекции n = G2 G1 максимален, где G1 и G2 расходы активного и пассивного потоков в эжекторе. Проведенный расчет показал, что коэффициент эжекции практически не изменяется (0,2 %) при снижении скорости до X'2 = 0,9. За эжектором установлен диффузор, который снижает скорость потока и обеспечивает сопряжение эжектора с трубопроводом подачи воздуха к камере сгорания. Угол конического диффузора выбран 8° по рекомендации [6]. Участок между диффузором и камерой сгорания включает в себя трубопровод и арматуру и имеет коэффициент сохранения полного давления с4-5 = Р*5/Р*4 ~ 0,945. Граничным условием при расчете эжектора является постоянство приведенной скорости в камере сгорания X5 = const.

На рис. 2 дана зависимость коэффициента эжекции от приведенной скорости активного потока. Учет трения приводит к небольшому снижению коэффициента эжекции. Камера смешения имеет технически гладкую стенку и коэффициент сопротивления трения X =-- [6]. При расчете

(1,8lg Re -1,64 )2

Рис. 1. Схема эжектора:

а) с цилиндрической камерой смешения

и дозвуковым диффузором;

б) со сверхзвуковым диффузором

Fig. 1. Layout of the ejector:

a) with cylindrical combustion chamber and subsonic diffuser;

b) with supersonic diffuser

0,44 0,42 0,40 0,38 0,36 0,34 0,32

1 s—J р

/ .. ¡¿I г

л V* г г

Г

и У

0,65 0,60 0,55 0,50 0,45 0,40 0,35 0,30

. 1

2 V

L-'-il* ............ ..........4

3' -3 *

К ______ ___а 1— Р

1

к------ ------- —

1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 X,

1,1 1,2 1,3 1,4 1,5

1,6

1,7 X,

Рис. 2. Зависимость коэффициента эжекции в критическом эжекторе от приведенной скорости в сопле активного потока:

1) без трения в камере смешения;

2) ¿кам = 8; 3) ¿кам = 8, сопло коническое,

а = 8°, Якр = 2

Fig. 2. Air entrainment ratio in the critical ejector versus the reduced speed in the active flow nozzle:

1) without friction in the mixing chamber;

2) ¿кам = 8; 3) ¿кам = 8, conical nozzle,

а = 8°, Мер=2

Рис. 3. Зависимость коэффициента эжекции в критическом эжекторе со сверхзвуковым диффузором от приведенной скорости в сопле активного потока: 1) без трения в камере смешения; 2) ¿кам = 8;

3) ¿кам = 8, сопло коническое, а = 8°, Мкр=2;

4) без сверхзвукового диффузора ¿кам = 8

Fig. 3. Air entrainment ratio in the critical ejector with supersonic diffuser versus the reduced speed in the active flow nozzle: 1) without friction in the mixing chamber; 2) ¿кам = 8;

3) ¿кам = 8, conical nozzle, а = 8°, Мкр = 2;

4) without the supersonic diffuser ¿кам = 8

трения скорость принималась как средняя между скоростью пассивного потока в критическом сечении и скоростью на выходе из эжектора. Длина камеры смешения эжектора 1,™ принималась равной 8 калибрам.

Сопло с конической сверхзвуковой частью является более простым в изготовлении по сравнению с профилированным. Потери полного давления вта-ком сопле рассчитывались по формулам из работы [2]. Они учитывают трение, скачки уплотнения и радиальную составляющую потока на выходе из сопла. При больших сверхзвуковых скоростях эффективность конических сопел ниже, чем у профилированного сопла. Расчеты проводились для сопла с радиусом скругления в критическом сечении равным диаметру критического сечения и полууглом конической части а=8°.

В работах [2, 7] показано, что в эжекторе обычной схемы течение на выходе дозвуковое. Сверхзвуковое течение возможно только в случае критического режима. Переход от сверхзвукового к дозвуковому течению сопровождается большими потерями полного давления в скачках уплотнения. Для снижения этих потерь возможно применение сверхзвукового диффузора. На рис. 1б показана схема такого эжектора. На выходе из эжектора установлен одно-скачковый диффузор с внутренним сжатием. При

расчете учитываются потери в косом скачке уплотнения [2] и потери трения. В литературе рекомендации по длине горла диффузора противоречивы. Так, в работе [8] длина горловины 10 калибров, а в работе [9] рекомендуется 3 калибра и более.

Исходя из опыта автора по применению диффузора на кафедре теории авиадвигателей Рижского Краснознаменного института инженеров гражданской авиации, выбираем горловину длиной 2 калибра. Выходная часть диффузора имеет суммарный угол 8°.

На рис. 3 дана зависимость коэффициента эжекции от скорости на выходе из сопла для данного эжектора. Угол наклона стенки на входе в диффузор ю = 6°.

Влияние трения в таком эжекторе значительно больше, чем в обычном эжекторе. Это обусловлено тем, что скорость в камере смешения на всем протяжении остается сверхзвуковой. Коэффициент эжек-ции слабо меняется при увеличении скорости на выходе из сопла. Без учета трения оптимум имеет место при = 1,4, а с учетом - при = 1,5. В эжекторе данной конструкции можно рекомендовать применение сужающегося сопла, которое обеспечивает практически тот же самый уровень коэффициента эжекции, что и профилированное сверхзвуковое сопло. Сравнивая данный эжектор с обычным эжектором, мы видим увеличение коэффициента эжекции на 30-70 %.

0,566

0,564

0,562

0,560

0,558

0,556

0,554

>>

/ ,( 1 \ к ^С7

/ ; 7 rv 4 \ \

/ < ' А - \ \1 \ \ >

у \ \ \

< ;/

у

1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 X,

Рис. 4. Зависимость коэффициента эжекции в критическом эжекторе со сверхзвуковым диффузором от приведенной скорости в сопле активного потока:

1) угол наклона стенки на входе в сверхзвуковой диффузор ю = 6°; 2) ю = 4°; 3) ю = 9°

Fig. 4. Air entrainment ratio in the critical ejector with supersonic diffuser versus the reduced speed in the active flow nozzle: 1) tilt angle of the wall at the inlet of the supersonic diffuser (О = 6°; 2) ю = 4°; 3) оо = 9°

Рис. 5. Зависимость коэффициента эжекции в критическом эжекторе со сверхзвуковым диффузором от приведенной скорости в сопле активного потока: 1) пусковой сверхзвуковой диффузор; 2) пусковой диффузор с последовательной подачей активного и пассивного потоков; 3) регулируемый диффузор

Fig. 5. Air entrainment ratio in the critical ejector with supersonic diffuser versus the reduced speed in the active flow nozzle: 1) starting supersonic diffuser; 2) starting diffuser with serial feed of the active and the passive flow; 3) adjustable diffuser

На рис. 4 дана зависимость коэффициента эжекции от скорости на выходе из сопла при различных углах наклона стенки на входе в сверхзвуковой диффузор. Сопло профилированное, камера смешения имеет длину 8 калибров. Получен оптимальный угол наклона стенки 6°. При уменьшении угла возрастают потери трения, а при увеличении - потери в скачке уплотнения. Оптимум сохраняется при всех скоростях на выходе из сопла.

При запуске эжектора со сверхзвуковым диффузором замыкающий скачок уплотнения из камеры смешения проходит через горло диффузора и стабилизируется на входе в дозвуковой участок диффузора. В момент расположения скачка в камере смешения потери давления существенно выше, чем на рабочем режиме и расчетная площадь горла сопла не в состоянии пропустить заданный расход. Поэтому для данной схемы необходимо осуществлять регулирование площади горла диффузора, что значительно усложняет конструкцию. Чтобы избежать этого, диффузор выполняем с фиксированной площадью горла, обеспечивающей запуск диффузора. На рис. 5 дана зависимость коэффициента эжекции для эжектора с пусковым диффузором такого типа. По сравнению с регулируемым диффузором он снизился на 11.. .24 %. Такая система запуска является типичной для аэродинамических труб. Для эжектора можно

осуществить другой порядок пуска [7]. Первоначально в эжектор подается один активный поток. После того, как замыкающий скачок уплотнения проходит через горло диффузора и стабилизируется в его расширяющейся части, в эжектор подается пассивный поток. Замыкающий скачок уплотнения при этом смещается в сторону горла диффузора. Для такой схемы запуска площадь горла становится меньшей, чем в предыдущем варианте. Коэффициент эжекции существенно возрастает, и его снижение по сравнению с регулируемым диффузором становится менее 11 %. При скорости на выходе из сопла = 1,7 коэффициент эжекции максимален и совпадает со значением в эжекторе с регулируемым диффузором. В этом случае он всего на 1 % ниже максимального значения для эжектора с регулируемым диффузором.

В работах [2, 10] показано что применение сужающейся камеры смешения позволяет повысить эффективность эжектора на 15.35 % по сравнению с эжектором с цилиндрической камерой смешения. Причиной этого является снижение потерь в результате меньшей разности скоростей смешивающихся потоков. Частным случаем такой камеры является изобарическая камера, в которой статическое давление постоянно на стенке камеры и равняется статическим давлениям активного и пассивного потоков на входе в камеру смешения и смеси на ее выходе. Одной

Рис. 6. Схема эжектора:

а) изобарический;

б) критический

с изобарическими сечениями 2' и 3

Fig. 6. Ejector layout: а) isobaric; б) critical, with sections 2' and 3 isobaric

из последних публикаций по данной теме, в которой дан анализ такого эжектора и предложена рекомендация по его оптимальным размерам, является [11]. Схема изобарического эжектора дана на рис. 6а.

Расчет изобарического эжектора для вышеуказанных исходных параметров дан на рис. 7. Уравнение количества движения для такого эжектора имеет вид С3ш3 = С1ш1 + С2Шг, В расчете не учитывались потери, вызванные трением в конической камере смешения. Коэффициент эжекции имеет оптимум по скорости на выходе из сопла. Значение приведенной скорости пассивного потока в этой точке Х2 = 0,7, что выше значения рассчитанного по [11]. Отличие является следствием влияния сопротивления выходного тракта. Диапазон возможных значений Х2 равняется 0,54-1, причем максимальное значение соответствует максимальной скорости Х1. Расчет выявил, что скорость на выходе из камеры смешения превышает скорость звука. За изобарическим сечением располагается замыкающий скачок уплотнения, который переводит течение в дозвуковое,

и, следовательно, вызывает дополнительные потери. Тем не менее, коэффициент эжекции в изобарическом эжекторе больше на 22 %, чем в эжекторе с цилиндрической камерой смешения. Для ликвидации потерь в замыкающем скачке за выходным изобарическим сечением необходимо установить конический насадок, в котором скорость уменьшится до звукового значения. Для того, чтобы исключить появление скачков уплотнения, образующая конического насадка должна совпадать с образующей изобарической камеры смешения. Результат расчета такого эжектора показан на рис. 7. В этом случае максимальный коэффициент эжекции имеет место при Х2 = 1 и превосходит значение для изобарического эжектора на 15 %. Однако запуск такого эжектора невозможен без регулирования горла конического насадка. Если применить последовательный пуск эжектора и для пускового режима подобрать горло конического насадка, обеспечивающее пуск эжектора, то максимальный коэффициент эжекции будет превосходить значение для изобарического эжектора на 14 %.

Рис. 7. Зависимость коэффициента эжекции в изобарическом эжекторе от приведенной скорости в сопле активного потока: 1) изобарическая камера; 2) добавлен конический насадок со звуковой скоростью на выходе; 3) конический насадок, обеспечивающий последовательный пуск эжектора

Fig. 7. Air entrainment ratio in the isobaric ejector versus the reduced speed in the active flow nozzle: 1) isobaric chamber;

2) conical nozzle added (with sonic speed at the outlet);

3) conical nozzle ensuring serial startup of the ejector

0,62

0,60

0,58

0,56

0,54

0,52

0,50

2 / 3

i£ 1

—^^

s

1,68 1,7

1,72

1,74

1,76 1,78

Рис. 8. Зависимость коэффициента эжекции в критическом эжекторе с конической камерой смешения от приведенной скорости в сопле активного потока: 1) изобарическая камера по пассивному потоку; 2) добавлен конический насадок со звуковой скоростью на выходе; 3) конический насадок, обеспечивающий последовательный пуск эжектора

Fig. 8. Air entrainment ratio in the critical ejector with conical mixing chamber versus the reduced speed in the active flow nozzle: 1) isobaric chamber for the passive flow; 2) conical nozzle added (with sonic speed at the outlet); 3) conical nozzle ensuring serial startup of the ejector

На рис. 66 дана схема критического эжектора с конической камерой смешения. Участок до критического сечения цилиндрический. Делаем допущение, обоснованное в работе [2], что до критического сечения смешения не происходит. За критическим сечением расчет ведется по уравнениям, выведенным для случая, когда статические давления пассивного по тока и смешанного потока на выходе из эжектора равны и давление на стенке равно им. Статическое давление активного потока больше чем пассив ного [2]. Уравнение количества движения для такого эжектора имеет вид СЗи^з = С^ + Сг^2 + ^1(^1-^2). Расчет проводился без учета потерь от трения в камере смешения эжектора. Длину участка до критического участка можно определить по методике ра-

боты [12]. На рис. 8 показана зависимость коэффициента эжекции от скорости активного потока. Скорость в выходном изобарическом сечении больше скорости звука, и торможение происходит в скачке уплотнения. Коэффициент эжекции для эжектора такой схемы на 8 % ниже, чем для изобарического. Если за эжектором установить конический насадок, в котором скорость уменьшится до скорости звука, то коэффициент эжек-ции возрастет и практически совпадает с коэффициентом эжекции в изобарическом эжекторе с коническим насадком, однако для пуска такого эжектора также необходимо увеличивать площадь выхода из кольцевого насадка. Если применить последовательный пуск эжектора и для пускового режима подобрать горло конического насадка, обеспечивающее пуск

Рис. 9. Схема двухступенчатого эжектора: а) с цилиндрическими камерами смешения и дозвуковым диффузором; б) с дополнительным насадком за первой ступенью

Fig. 9. Layout of two-stage ejector: а) with cylindrical mixing chambers and subsonic diffuser b) with additional nozzle behind the first stage

эжектора, то максимальный коэффициент эжекции будет превосходить значение для обычного изобарического эжектора на 14 %.

Одним из способов повышения эффективности эжектора является применение многоступенчатых, и, в частности, двухступенчатых эжекторов. В качестве примера можно привести применение двухступенчатого эжектора в эксгаустере сверхзвуковой аэродинамической трубы [13].

На рис. 9а дана схема двухступенчатого эжектора с цилиндрическими камерами смешения в обеих ступенях. Сопло активного потока первой ступени располагается по центру канала, а во второй - по его периферии. В расчете учитывается трение о стенки камер смешения. Обе ступени принимаются критическими. На выходе их эжектора установлен дозвуковой диффузор. Предварительный расчетный анализ показал, что при равенстве скоростей активных потоков в ступенях эжектор имеет максимальную эффективность, и в дальнейшем будет рассматриваться только такой вариант работы эжектора.

На рис. 10 дано сравнение одноступенчатого и двухступенчатого эжекторов. Коэффициент эжекции у двухступенчатого на 7.. .13 % выше, чем у одноступенчатого, однако максимально возможные коэффициенты эжекции для этих схем близки.

Рассмотрим теперь схему эжектора с насадком, установленным за первой ступенью эжектора (рис. 96). Насадок может быть как диффузорным, так и конфузорным. На рис. 11 дана зависимость коэффициента эжекции от приведенной скорости пассивного потока в первой ступени при различных уровнях скорости активного потока. Слева от пересечения зависимостей с кривой 1 насадки кон-фузорные, а справа диффузорные. В области максимума зависимости имеют пологий характер. Максимум располагается в области диффузорных насадков и при увеличении скорости активного потока приближается к зависимости без насадков. Таким образом, ввиду малости положительного эффекта нецелесообразно применять насадки за первой ступенью эжектора.

Рассмотрим схему двухступенчатого эжектора с установленным за второй ступенью сверхзвуковым диффузором, горло которого выбрано из условия последовательной подачи активного и пассивного потока на пуске (рис. 12а).

Зависимость коэффициента эжекции от скорости активного потока для такой схемы представлена на рис. 13. Необходимо отметить, что зависимость для

0,44

0,42

0,40

0,38 0.36

0,34

0,32

0,30

...с о

И У

\ 1

И Г

)—

1 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 X,

Рис. 10. Зависимость коэффициента эжекции в двухступенчатом критическом эжекторе от приведенной скорости в соплах активного потока:

1) одноступенчатый эжектор,

2) двухступенчатый эжектор

Fig. 10. Air entrainment ratio in the two-stage critical ejector versus the reduced speed in the active flow nozzles: 1) single-stage ejector, 2) two-stage ejector

0,43 0,41 0,39 0,37 0,35 0,33 0,31 0,29 0,27 0,25

1-

......с 0з6оо< 'OOGJ \< 3 ч.. ч. ч,

s '"К --------- "V V

г 2У . "L

0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 X,

Рис. 11. Зависимость коэффициента эжекции в двухступенчатом критическом эжекторе от приведенной скорости пассивного потока в первой ступени эжектора: 1) без насадка за первой ступенью;

2) с насадком за первой ступенью Ь = 1;

3) с насадком за первой ступенью Ь = 1,2;

4) с насадком за первой ступенью Ь = 1,4

Fig. 11. Air entrainment ratio in the two-stage critical ejector versus the reduced speed of the passive flow in the first ejector stage: 1) without the nozzle behind the first stage;

2) with the nozzle behind the first stage, Ь = 1;

3) with the nozzle behind the first stage, Ь = 1,2;

4) with the nozzle behind the first stage, Ь = 1,4

Рис. 12. Схема двухступенчатого эжектора: а) со сверхзвуковым диффузором за второй ступенью; б) со сверхзвуковым диффузором за обеими ступенями

Fig. 12. Two-staged ejector: а) with supersonic diffuser behind the second stage, b) with supersonic diffuser behind both stages

эжектора с регулируемым диффузором и диффузором с последовательной подачей потоков практически совпала. Коэффициент эжекции в такой схеме превышает значение для эжектора без сверхзвукового диффузора на 12.14 %.

В схеме, представленной на рис. 126, за первой ступенью эжектора добавлен пусковой сверхзвуковой диффузор, горло которого выбрано исходя из условия

последовательной подачи активного и пассивного потоков. Диаметр выхода из диффузора равен диаметру камеры смешения первой ступени. Коэффициент эжек-ции в такой схеме слабо зависит от скорости активного потока и практически совпадает со значениями для диффузора с регулируемым горлом. Коэффициент эжекции превышает значение для эжектора без сверхзвукового диффузора на 25.40 %.

Рис. 13. Зависимость коэффициента эжекции в критическом эжекторе от приведенной скорости активного потока:

1) со сверхзвуковым пусковым диффузором за второй ступенью при последовательной подаче активного

и пассивного потоков;

2) с дозвуковым диффузором;

3) со сверхзвуковым пусковым диффузором

за обеими ступенями при последовательной подаче активного и пассивного потоков;

4) одноступенчатый с регулируемым диффузором;

5) одноступенчатый с пусковым диффузором и последовательной подачей активного

и пассивного потоков

Fig. 13. Air entrainment ratio in the critical ejector versus the reduced speed of active flows:

1) with supersonic starting diffuser behind the second stage, with serial feed of the active and the passive flow;

2) with subsonic diffuser; 3) with supersonic starting diffuser behind both stages, with serial feed of active and the passive flows; 4) single-stage, with adjustable diffuser; 5) single-stage, with starting diffuser and serial supply of the active and the passive flow

Если сравнить данную схему и схему одноступенчатого эжектора со сверхзвуковым диффузором, то одноступенчатый эжектор с регулируемым диффузором имеет однозначно большую эффективность, так как потери трения в нем меньше. Одноступенчатый эжектор с диффузором, выбранным из условия последовательной подачи потоков, имеет преимущества при приведенных скоростях активного потока выше 1,25.

Приведенный анализ позволяет выбрать оптимальный вариант эжектора для подвода воздуха к камере сгорания стенда [14, 15].

Выводы

СопЫиэюпэ

1. Установка за эжектором сверхзвукового диффузора с изменяемой площадью горла позволяет значительно повысить коэффициент эжекции, при этом он слабо зависит от скорости на выходе из сопла, что позволяет использовать звуковое сопло.

2. Оптимальный угол наклона входной стенки сверхзвукового диффузора - 6°.

3. Для диффузора с фиксированной площадью горла необходимо осуществлять запуск последовательной подачей в эжектор активного и пассивного потоков. В этом случае коэффициент эжекции значительно превышает значение, которое получается в случае одновременной подачи потоков.

4. При максимальной скорости активного потока в сопле значения коэффициентов эжекции для вариантов диффузора с изменяемой и фиксированной площадью горла, обеспечивающей пуск эжектора с последовательной подачей потоков, совпадают.

5. На выходе из изобарического эжектора скорость потока остается сверхзвуковой и снижается ниже скорости звука в скачках уплотнения.

6. Для повышения эффективности изобарического эжектора путем плавного снижения скорости необходимо установить за ним конический насадок с размером горла, обеспечивающим запуск эжектора с последовательной подачей потоков.

7. Конический эжектор с изобарическими пассивным потоком и смешанным потоком, имеющий конический насадок на выходе из камеры смешения, по коэффициенту эжекции близок к эжектору с цилиндрической камерой и диффузором, обеспечивающим запуск с последовательной подачей потоков.

8. Максимальные значения коэффициентов эжекции для всех типов эжекторов с последовательной подачей потоков на запуске практически равны.

9. При одинаковых значениях скоростей активного потока двухступенчатый эжектор обеспечивает больший коэффициент эжекции, чем одноступенчатый, однако их максимально возможные значения близки.

10. Применение диффузорных насадков за первой ступенью эжектора нецелесообразно ввиду их малой эффективности.

11. Наибольшее значение коэффициента эжекции в двухступенчатом эжекторе достигается при установке сверхзвуковых диффузоров в обеих ступенях, причем значения для оптимальных и пусковых диффузоров практически совпадают.

12. Для значений приведенных скоростей активного потока выше 1,25 одноступенчатый эжектор с пусковым диффузором, выбранным из условия последовательной подачи потоков, эффективнее двухступенчатого со сверхзвуковыми диффузорами в обеих ступенях.

13. Предлагаемую методику перед ее практическим использованием необходимо тестировать на результатах расчета с применением современных численных методов и экспериментальных данных.

Библиографический список

Reference

1. Васильев Ю.Н. Теория сверхзвукового газового эжектора с цилиндрической камерой смешения // Лопаточные машины и струйные аппараты. Вып. 2. М.: Машиностроение, 1967. С. 171-235.

2. Абрамович ГН. Прикладная газовая динамика. М.: Наука, 1976.

3. Лаврухин ГН. Аэрогазодинамика реактивных сопел. Т. 1. Внутренние характеристики сопел. М.: Физмат-

лит, 2003.

4. Соколов В.Д., Ягудин СВ. Коэффициент расхода осе-симметричных сужающихся сопл с произвольным контуром // Ученые записки ЦАГИ. 1975. Т. VI. № 1. С.117-121.

5. Сергиенко АА., Семенов ВВ., Собачкин АА. Выбор оптимального размера и контура круглого сопла. М.:

МАИ, 2004.

6. ИдельчикИ.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М.: «Машиностроение», 1975.

7. Васильев Ю.Н. Некоторые свойства газовых эжекторов со сверхзвуковым диффузором, имеющим горловину // Сборник работ по исследованию сверхзвуковых газовых эжекторов. М.: ЦАГИ, 1961. С. 235-260.

8. Повх И.Л. Аэродинамический эксперимент в машиностроении. Л.: Машиностроение, 1974.

9. Шишков А А, Силин БМ. Высотные испытания реактивных двигателей. М.: Машиностроение, 1985.

10. Васильев Ю.Н. Лашков Ю.А. Экспериментальное исследование газовых эжекторов с коническими камерами смешения // Сборник работ по иссле-дованию сверхзвуковых газовых эжекторов. М.: ЦАГИ, 1961. С. 224-234.

11. Александров В.Ю., Климовский К.К. Газовый эжектор с изобарической камерой смешения // Вестник машиностроения. 2010. № 10. С. 11-15.

12. Нестеров Е.Д. К определению параметров потока на начальном участке осесимметричного эжектора // Труды КуАИ. Некоторые вопросы проектирования и доводки авиационных газотурбинных двигателей. 1970. Вып. 45. С. 116-119.

13. Беляев В Я., Илларионов АМ., Пономарев Н.Н. Оптимизация эксгаустерных установок сверхзвуковых аэродинамических труб, проектируемых на основе

авиационных двигателей // Наземное применение двигателей в народном хозяйстве. Вып. 1. - М., ВИМИ 1975. С. 184-190.

14. Лебедев А.С., Пономарев НН. Стенды испытательной станции для исследования низкоэмиссионных камер сгорания // Газотурбинные технологии. 2005. № 5(40). С. 44-47.

15. Лебедев А.С., Пономарев НН. Испытательная станция камер сгорания энергетических ГТУ // Теплоэнергетика. 2009. № 7. С. 54-56.

Сведения об авторах

Пономарев Николай Николаевич, ведущий инженер филиала «ЦНИИ СЭТ» ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196128, Санкт-Петербург, ул. Благодатная, д. 6. Телефон: 8 (812) 748-52-04. E-mail: tadpon@mail.ru

About the authors

Ponomarev, Nikolay N, Lead Engineer, SET Branch of KSRC, address: 6, Blagodatnaya st., St. Petersburg, Russia, post code 196128, tel.: 8 (812) 748-52-04. E-mail: tadpon@mail.ru

Поступила: 10.02.17 Принята в печать: 31.03.17 © Н.Н. Пономарев, 2017