Uазовый эжектор со сдвигом высоконапорных сопл Текст научной статьи по специальности «Физика»

_________УЧЕНЫЕ ЗАПИСКИ ЦАГИ

______ 7799

М 3—4

УДК 533.6.071.4

ГАЗОВЫЙ ЭЖЕКТОР СО СДВИГОМ ВЫСОКОНАПОРНЫХ СОПЛ

Ю. К. Аркадов

Предложен простой метод расчета критических режимов газовйго эжектора с улучшенными характеристиками, в котором сопла высоконапорного газа сдвинуты одно относительно другого в продольном направлении.

Сдвиг сопл увеличивает минимальное проходное сечение низконапорной струи и перемешивание струй на начальном участке камеры смешения, что приводит к увеличению предельных (критических) коэффициентов эжекции.

В работе проведено сравнение результатов расчета по предлагаемому методу с экспериментальными данными, показывающее их приемлемое совпадение между собой и давшее основания провести систематические расчеты характеристик звукового и сверхзвукового эжекторов со сдвигом сопл. Проведены также расчеты влияния сдвига сопл на характеристики конкретных эжекторов аэродинамических труб типа Т-109 и Т-114 ЦАГИ, подтвердившие возможность улучшения этим путем их экономичности на трансзвуковых режимах на 15—20% и расширения в них рабочих диапазонов чисел М и Ке.

1. Схема эжектора со сдвигом сопл, конструкция модели и результаты ее экспериментального исследования. В 1964 г. автором был предложен способ улучшения характеристик одноступенчатого газового эжектора больших перепадов давления путем изменения конфигурации (характера) течения струй на начальном участке камеры смешения. Во многих случаях это позволяет отодвинуть наступление предельных (критических) режимов [1], [2]. Предложенные тогда и позднее новые схемы эжекторов, реализующие этот способ, в основном были быстро экспериментально проверены и нашли применение в промышленности. Однако один из предложенных в то время новых эжекторов, а именно эжектор с заданным сдвигом сопл по направлению течения ([2], рис. 1), очень долгое время экспериментально не исследовался.

В результате получилось, что наиболее простой с газодинамической точки зрения случай изменения условий запирания эжектора долго не был экспериментально проверен, а более сложные — эжектор с винтовым соплом и эжектор с перфорированными продольными щелями соплом — были быстро экспериментально проверены и внедрены в промышленные установки.

Только в 1989 г. такие испытания были проведены, и в «Трудах ЦАГИ» (№ 2458) появилась статья Е. Г. Зайцева «Влияние смещения вдоль оси сопл высоконапорного газа на изменение условий запирания эжектора» [3]. В ней подробно описана разработанная нами экспериментальная установка (рис. 2) и при-

г\

1

а) дез сдвига сопл

5) со сдвигом

сопл

Со сдвигом

в) характеристики эжекторов Рис. 1

Окно для визуализации течения

Рис. 2

водятся результаты ее испытаний, которые показали существенное улучшение предельных характеристик эжектора при сдвиге сопл. На рис. 3 приведено из [3] увеличение коэффициента эжекции (отношение коэффициентов эжекции эжекторов со сдвигом и без сдвига сопл) в зависимости от величины сдвига (в калибрах камеры смешения). Видно, что выигрыш в к составляет от 20 до 100% в зависимости от отношения полных давлений смешиваемых газов 0 = 6 -г-12.

В работе [3], кроме суммарных характеристик эжектора, проведены также некоторые исследования структуры течения струй на начальном участке камеры смешения. В целом они подтвердили исходную [1] концепцию механизма положительного влияния сдвига сопл на характеристики эжектора. Однако в работе [3] не был предложен метод расчета характеристик эжектора со сдвигом сопл и не было проведено сравнение результатов эксперимента с теорией критического режима такого эжектора, предложенной автором данной работы в 1969 г. и впервые подробно излагаемой ниже.

2. Теория предельных (критических) режимов эжектора со сдвигом сопл и ее сравнение с экспериментом. Принятая схема течения струй на начальном участке камеры смешения при сдвиге сопл в плоском эжекторе дана на рис. 4. Будем считать, что второе, (нижнее по течению) сопло

Рис. 3

Сечение 12 3

' 7/2/';Х; //?£'! ^ ; Х'2; //26^ =1/2&'\

7/2Р';Х;7/26' Е, +1/2Р'=Рг +7/2^'

Рис. 4

сдвинуто достаточно далеко и не влияет на запирание эжектора, а сечение запирания располагается между срезами сопл 1 и 2. В этом случае уравнения сохранения расхода и импульса между сечением среза сопла 1 и сечением запирания позволяют составить систему уравнений, близкую к системе уравнений Ю. Н. Васильева [4], но отличающуюся дополнительными коэффициентами 2 в первых двух уравнениях и имеющую в его обозначениях вид:

2 к-

1 + 24-#!)]

г{\'2)-г{\') с

20ч)-2(1)

-0;

(1)

(2)

кад(к') - ад{к\) = О,

(3)

где к = 0\/0' — коэффициент эжекции (отношение расходов); а = = Ро/Ро\ —отношение полных давлений; £ = Роз/Р01 —степень сжатия; а = — отношение площадей низконапорной и высоконапор-

1 1

Л-— f 1 л л—

ной струй; ^ +—Р'-Ру +— Ру; дМ = /. л £ + 1 X 1 7 1 1 1 *"* и

2 2 1 2 ; V к +1

г(х) ~?1 + — — газодинамические функции. Штрихом обозначены пара-

метры высоконапорного газа, индексом 1 — параметры низконапорного газа, индексами 2 и 3 — параметры потоков в сечениях 2 и 5 на рис. 4.

Для расчета степени сжатия эжектора эта система уравнений будет дополнена основными уравнениями эжекции между входным и выходным сечениями камеры смешения, но для сравнения данной теории с экспериментом они пока не нужны. Уравнения (1), (2) и (3) позволяют теоретически определить основную характеристику критических режимов газового эжектора — зависимость коэффициента эжекции к от отношения полных давлений смешиваемых газов а и сравнить ее с экспериментальной.

На рис. 5 (внизу) приведены рас- _ четные характеристики критических ре- ’

жимов эжектора со сдвигом сопл и клас- г,о сического эжектора, причем оба эжектора имеют звуковые сопла высоконапорного газа (М' = 1) и одинаковые отношения площадей низконапорного и высоконапорного сопл а-5,4. Этот параметр был таким же и у испытанного (см. рис. 2, 3) эжектора. Как видим из 1,0

рис. 5, сдвиг улучшает предельные характеристики эжектора практически во всем диапазоне режимов его работы. . о,5

В работе [3], к сожалению, отсутствуют собственно зависимости к- /(а), а приводятся лишь выигрыши в коэффициентах эжекции при разных 0

ст = 6, 8, 10, 12 (см. рис. 3). Для сравнения экспериментальных зависимостей с расчетными в настоящей работе вычислены аналогичные выигрыши при тех же значениях а = 6, 8, 10, 12 на основании теоретических характеристик эжекторов, приведенных на рис. 5. Обе зависимости к= /(а) — теоретическая и экспериментальная — даны на рис. 5. Как видим, они очень близки между собой как по характеру зависимости, так и по численным значениям.

Рис. 5

Полученное близкое сходство говорит о том, что принятое при выводе уравнений (1)—(3) предположение об отсутствии влияния 2-го сопла на запирание эжектора близко к реальному. А в случаях, когда сечение запирания возможно не располагается по длине между срезами сопл 1 и 2, а смещается далеко вниз по потоку за срез сопла 2, экспериментальные характеристики все-таки остаются достаточно высокими и близкими к расчетным из-за значительного, существенно большего, чем в классическом эжекторе, смешения струй до сечения запирания.

Несколько слов об области применимости предложенной теории. Уравнения (1)—(3) составлены для простейшего случая — они описывают течение на начальном участке камеры смешения плоского эжектора с двумя одинаковыми высоконапорными соплами, применяемого в аэродинамических трубах ЦАГИ. Формально они могут быть обобщены на многие другие случаи, например случай неодинаковых сопл высоконапорного газа, но тогда предположение об отсутствии влияния нижнего по течению сопла на запирание эжектора требует специального рассмотрения. Также следует подчеркнуть, что в уравнения (1)—(3) не входит величина сдвига сопл, которая является существенным параметром при малых сдвигах. На рис. 5 экспериментальные данные приведены при сдвиге АI -1, близком к оптимальному.

В целом экспериментальное подтверждение достаточной точности приведенной выше теории критического режима эжектора ср сдвигом сопл дает основания провести систематические расчеты такого эжектора для ряда практически важных случаев, например для часто используемого эжектора со звуковым соплом высоконапорного газа [4].

На рис. 6 приведены теоретические характеристики критических режимов звуковых эжекторов со сдвигом сопл. Расчеты выполнены для ряда значений основного геометрического параметра а= 1, 2, 3, 4, 5, 6, 8, 10, 15, 20, 25, 30, 35, 40, 45 и 50, тех же, что и в работе [4]. Расчеты выполнены для одинаковых температур и составов смешиваемых газов, хотя могут быть сделаны и для всех других случаев. Кроме параметров о, к и ^, определены также приведенная скорость смеси А-з и степень сжатия е. Последние два параметра вычислены по упоминавшимся выше уравнениям сохранения для входного и выходного сечений камеры смешения, имеющим вид:

(4)

_ а(£ + 1)#(А/) (1 + а)д(А,3)

На рис. 6 для сравнения нанесена линия к = 0 для звукового эжектора классической схемы [4].

Как видим, она лежит почти вдвое $ ниже аналогичной кривой эжектора со сдвигом сопл. Максимальная степень сжатия без учета смешения струй для звукового эжектора со ц. сдвигом составляет примерно 5,5 .

вместо 3,5 у эжектора без сдвига сопл.

Были выполнены также рас- ,з четы характеристик критических режимов эжекторов со сдвигом сопл при сверхзвуковых высоконапорных соплах с числом М = 2. Ха- г рактеристики качественно имеют вид, аналогичный характеристикам звукового эжектора, но лежат существенно выше. При нулевом коэффициенте эжекции максимальная 7< степень сжатия составляет 8,7 и имеет место при а»75. Кривая к- 0 для эжектора М' = 2 без сдвига сопл, так же как и при М' = 1, лежит почти вдвое ниже.

3. Перспективы использования эжекторов со сдвигом сопл в аэродинамических трубах Т-109 и Т-114. Экспериментальное подтверждение положительного эффекта от сдвига сопл позволяет с оптимизмом смотреть на него как на средство улучшения характеристик во всех многосопловых эжекторах, которые сейчас практически вытеснили односопловые. Сдвиг эжектирующих сопл полезен всегда, однако он наиболее эффективен при существенно нерасчетном истечении газа из них. Рассмотрим более подробно это влияние на характеристики конкретного эжектора. Определим, какие выигрыши в расходах получаются при постоянных степенях сжатия, необходимых для работы аэродинамической трубы, например Т-109 (рис. 7, а и б) на заданном числе М в рабочей части. На рис. 7 приведены также давления в форкамере трубы Т-109 на стандартном режиме, когда работает напорный эжектор. При М=1 давление составляет 1,22 бар, при М = 1,5—1,5 бар. При коэффициенте восстановления давления в диффузоре и камере смешения эжектора V = 0,8 теоретические степени сжатия составляют е = 1,53 и 1,87 соответственно.

Расчетные характеристики — зависимости степени сжатия е от приведенного расхода низконапорного газа ) — напорного эжектора аэродинамической трубы Т-109 (М' = 1; <з = 5) без сдвига и со сдвигом сопл

М'=1 со сдвигом сопл

Рис. 6

Рвф7^аР’^Ф £ф/&ЭЖ

Рис. 7

даны на рис 8. Как видим, при ^(X,j) = l характеристики совпадают. Действительно, в этом случае высоконапорные сопла работают на расчетном режиме (р’ = рО, волн в сверхзвуковых струях нет и сдвиг ничего не дает.

При уменьшении приведенного расхода низконапорного газа характеристики начинают расходиться, причем характеристика эжектора со сдвигом сопл всюду лежит выше. Наибольший выигрыш в степени сжатия имеет место при = 0 и соответственно к- 0. Он равен почти двум.

При є = const эжектор со сдвигом сопл имеет большие значения и соответственно

большие коэффициенты эжекции, поскольку

0,5 Рис. 8

Согласно рис. 8 при степени сжатия е = 1,53 сдвиг сопл увеличивает приведенный расход низконапорного газа с 0,77 до 0,88, т. е. коэффициент эжекции увеличивается на 13% . При степени сжатия б = 1,87 приведенный расход возрастает с 0,625 до 0,78, т. е. коэффициент эжекции увеличивается на 25% .

Таким образом, при трансзвуковых числах М в аэродинамической трубе Т-109 сдвиг сопл в напорном эжекторе мог бы улучшить ее экономичность на 13 ^25%, что весьма существенно при тех больших расходах сжатого воздуха, которые потребляет эта труба.

Трубы Т-109 и Т-114 оборудованы также всасывающими эжекторами, расположенными за рабочей частью и сверхзвуковым диффузором. Рассмотрим, как повлияет сдвиг сопл во всасывающем эжекторе на характеристики этих труб. Режим работы всасывающего эжектора целиком определяется приведенным расходом низконапорного газа, поступающего в него из сверхзвукового диффузора. На режимах с большими числами М«3 -г 4 приведенный расход низконапорного газа, прошедшего через сверхзвуковой диффузор, составляет 0,5 + 0,6, поэтому на этих режимах сдвиг высоконапорных сопл может дать значительный эффект.

Из рис. 8 следует, что при 9(^1) = 0,6 степень сжатия звуковых эжекторов с а = 5 + 6 увеличивается с 1,9 до 2,6, при ) = 0,5 —• с 2,2 до 3, т. е. на 35%. У сверхзвукового эжектора М' = 2 степень сжатия при #(А,1) = 0,6 увеличивается с 2,5 до 4, при 9(^1) = 0,5 — с 3 до 4,6, т. е. в полтора раза. Подобное увеличение степени сжатия всасывающего эжектора положительно скажется на запуске трубы, уменьшит динамическую нагрузку на испытываемую модель при прохождении через рабочую часть скачка уплотнения, расширит диапазон чисел Яе и М при дозвуковых и сверхзвуковых режимах работы трубы.

При модернизации этих труб и проектировании новых эффект сдвига сопл всасывающего эжектора может дать и экономический эффект, так как заданную степень сжатия эжектора в этом случае можно получить при меньшем поперечном сечении камеры смешения и при меньшем (~ на 15— 20%) расходе сжатого воздуха из газгольдерной.

ЛИТЕРАТУРА

1.АркадовЮ. К. О возможности улучшения характеристик газового эжектора путем изменения условий запирания. Доклад на III Всесоюзном съезде по теоретической и прикладной механике//Аннотации докладов.— М.:

Изд. АН СССР,— 1968.

2. Ар к адов Ю. К. Газовый эжектор. Авторское свидетельство на изобретение.— 1965, № 171497.

3. Зайцев Е. Г. Влияние смещения вдоль оси сопл высоконапорного газа на изменение условий запирания эжектора//Труды ЦАГИ.— 1989. Йып.'2458.

4. Васильев Ю. Н. Газовые эжекторы со сверхзвуковыми еоплами/

В сб. работ по исследованию сверхзвуковых газовых эжекторов.— Изд. БНИ ЦАГИ.— 1,961.

Рукопись поступила 16/У11998 г.