close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Методология проектирования устройства реверсирования тяги двухконтурного турбореактивного двигателя на основе математического и численного моделирования аэродинамики течения

код для вставкиСкачать
На правах рукописи
ВАРСЕГОВ ВАДИМ ЛЬВОВИЧ
МЕТОДОЛОГИЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ УСТРОЙСТВА РЕВЕРСИРОВАНИЯ ТЯГИ
ДВУХКОНТУРНОГО ТУРБОРЕАКТИВНОГО ДВИГАТЕЛЯ
НА ОСНОВЕ МАТЕМАТИЧЕСКОГО И ЧИСЛЕННОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ
АЭРОДИНАМИКИ ТЕЧЕНИЯ
Специальности:
05.07.05 –
01.02.05 –
тепловые, электроракетные двигатели и энергетические установки летательных аппаратов
механика жидкости, газа и плазмы
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание ученой степени
доктора технических наук
Казань 2017
Работа выполнена на кафедре «Реактивные двигатели и энергетические
установки» ФГБОУ ВО «Казанский национальный исследовательский технический
университет им. А. Н. Туполева – КАИ (КНИТУ-КАИ)»
Научный консультант:
Мингазов Билал Галавтдинович,
доктор технических наук, профессор,
заведующий кафедрой РДЭУ КНИТУ-КАИ, г. Казань
Официальные оппоненты:
Мышенков Евгений Витальевич,
доктор физико-математических наук, профессор
ГНЦ ФГУП «ЦИАМ им. П. И. Баранова», г. Москва
Цыбизов Юрий Ильич,
действительный член Академии транспорта,
доктор технических наук, профессор
СНИУ им. академика С. П. Королёва, г. Самара
Маклаков Дмитрий Владимирович,
доктор физико-математических наук, профессор
ИММ им. Н. И. Лобачевского КФУ, г. Казань
Ведущее предприятие:
ФГБОУ ВО «Пермский национальный исследовательский политехнический университет»
Защита состоится 26 декабря 2018 года в 10.00 часов на заседании диссертационного совета по защите диссертаций на соискание ученой степени кандидата
технических наук, на соискание ученой степени доктора технических наук
Д 212.079.02 на базе ФГБОУ ВО «Казанский национальный исследовательский технический университет им. А. Н. Туполева – КАИ» (КНИТУ-КАИ) по адресу:
420111, г. Казань, ул. К. Маркса, д. 10, зал заседаний учёного совета.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ФГБОУ ВО «Казанский
национальный исследовательский технический университет им. А. Н. Туполева –
КАИ» (КНИТУ-КАИ) по адресу: 420111, г. Казань, ул. К. Маркса, д. 10.
Электронные варианты автореферата и диссертации размещены на сайте
ФГБОУ ВО «Казанский национальный исследовательский технический университет им. А. Н. Туполева – КАИ»: http://www.old.kai.ru/science/disser/index.phtml.
Автореферат разослан: 10 октября 2018 года.
Ученый секретарь
диссертационного совета Д 212.079.02, д. т. н.
В. А. Алтунин
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность темы исследования. 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 струй.
Попадание реверсивных струй 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 струи 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
струй определяет не только диапазон режимов устойчивой работы двигательных
установок, но и характер воздействия этих струй на элементы конструкции самолета. Аэродинамическая интерференция реверсивных струй и планера, а также попадание реверсивных струй 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, 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 струй в условиях внешнего
обдува.
Для увеличения времени работы устройства реверсирования тяги посредством уменьшения попадания в воздухозаборник двигателя реверсивной струи, отражённой от взлётно-посадочной полосы, устройства реверсирования тяги комплектуются диагональными решетками, имеющими углы установки лопаток относительно продольных ребер отличные от прямого, или решетками с отклонёнными
выходными кромками продольных рёбер.
С целью устранения возможности прилипания струи, вытекающей из реверсивного устройства, к мотогондоле применяются решетки с переменным углом
установки лопаток относительно оси двигателя. Угол установки лопаток со стороны воздухозаборника увеличивается, а со стороны сопла уменьшается с целью
сохранения необходимой величины обратной тяги, создаваемой решеткой.
Внесение конструктивных изменений в решётки реверсивного устройства
приводит как к трансформации картины течения распространяющейся в потоке
струи, так и к изменению газодинамических характеристик решёток, определение
которых необходимо для последующей выдачи рекомендаций на проектирование.
Исходя из выше перечисленного, актуальность данной задачи исследования
не должна вызывать сомнений.
1
Степень разработанности темы. В настоящее время имеется достаточно
обширная база данных в технической литературе, посвящённая как экспериментальным, так и расчётным методам исследования течения струи в поперечном потоке и аэродинамики устройств реверсирования тяги. Она включает в себя статьи,
опубликованные в периодических изданиях, тезисы докладов и научно-технические отчёты.
Известны экспериментальные работы Иванова Ю. В., Шандорова Г. С., Keffer J. F. и Baines W. D., Kamotani J. и Greber I., в которых изучалась в основном
траектория плоских и круглых струй, развивающихся в поперечном потоке. Теоретические и экспериментальные работы в данном направлении проводили Adler D. и
Baron A., Богомолов Е. Н., Бруяцкий Е. В., Голубев В. А., Гендриксон В. А., Гиршович Т. А., Палатник И. Б. и Темирбаев Д. Ж., Спиридонов Ю. А., Иванов В. С.,
Рысин Л. С., Wu J. C., Mosher D. K., Wright M. A. A. и др. Первые работы, схематизирующие течение, принадлежат Вахламову С. В., Визелю Я. М. и Мостинскому
И. Л., Вискову А. Н. и Горелову Ю. А., Иванову Ю. В. Эмпирические соотношения
для определения траектории струи получены Голубевым В. А., Костериным В. А.,
Палатником И. Б. и Темирбаевым Д. Ж., Шандоровым Г. С., Эпштейном А. М.,
Герцбергом М. Б., Волынским М. С.
В работах Абрамовича Г. Н., Акатнова Н. И., Богомолова Е. Н., Бруятского
Е. В., Гиршович Т. А., Краба Д., Дюрао Д. Ф. и Уайтло Г. Г., Ле Гриве Е., Пшеничникова А. Л., Темирбаева Д. Ж., Эпштейна А. М., учитывается процесс турбулентного перемешивания струи с окружающей средой и сносящим потоком. Экспериментальному исследованию струи, истекающей в сносящий поток, посвящены
также работы Sucec J. и Bowley W. W., Кашафутдинова С. Т., Москаленко В. С. и
Холоднова С. К., Плэттена И. Л. и Кеффера И. Ф., Руденгера Г., Хритинина А. Ф.,
Трофимченко С. И. и Лебедева С. П., Шен Дж., Keffer J. F., Baines W. D. Автомодельность профиля скорости струи, распространяющейся в невозмущённом неограниченном поперечном потоке, опытным путём подтверждена в работах Абрамовича Г. Н. Вискова А. Н. и Горелова Ю. А., Гиршович Т. А., Палатника И. Б. и Темирбаева Д. Ж., Pratte B. D. и Baines W. D.
Adler D. и Baron A., Висков А. Н. и Горелов Ю. А., Ле Гриве Е., Фиэрн Р. Л.
и Уэстон Р. П., Крауше Д. и Вестон Р. П., Куш Е. А. и Шетц И. А. ввели в рассмотрение вихревые структуры при анализе струи в сносящем потоке. Патанкар С. В.,
Басю Д. К., Альпей С. А. и Джонс У. П., Макгирк И. И. решили задачу о струе в
потоке в трехмерной постановке, используя для замыкания двухпараметрическую
модель турбулентности.
Известные методы расчета струи в потоке относятся только к частным случаям решения задачи для определенной геометрии сопла. Наиболее подробно исследованы круглые, квадратные, плоские и кольцевые веерные струи. Работ по исследованию распространения струи секторной формы в потоке автором не обнаружено. Граничные условия в известных расчетах относятся к теоретическим соплам,
имеющим прямоугольный профиль скорости в нулевом сечении.
Очень подробно вопросы эффективности РУ в общем процессе торможения
самолета рассмотрены в кандидатской диссертации Гилерсона А. Г. с некоторым
последующем развитием в его работах и изложены в материалах книги. Исследованиям особенностей течения в РУ решетчатого типа посвящены работы Маклакова
2
Д. В., Углова А. Н. Большой вклад в исследования характеристик РУ решетчатого
типа на экспериментальных моделях для самолетов Ил-86 и Ил-96-300 были сделаны Клестовым Ю. М. Подобные работы по исследованию моделей РУ решетчатого
типа были проведены Цыбизовым Ю. И. В работе Сидельковского Д. Б. рассмотрен
опыт оптимизации РУ самолета Ту-204. Исследованию попадания реверсивных
струй и посторонних предметов на вход двигателя в результате работы РУ и рекомендации для борьбы с данным явлением посвящены труды Ахтямова З. В., Гилязова М. Ш., Мингалеева Г. Ф. Вопрос попадания реверсивных струй и посторонних
предметов особенно подробно изучен Комовым А. А. Влияние структуры потока на
устойчивость работы ТРДД, исследование и разработка методов и средств обеспечения эффективности реверса тяги ТРД рассмотрены Хабибуллиным М. Г. Среди
трудов по систематизации и обобщению материалов по имеющимся РУ, методам
их расчета также необходимо отметить работы Старцева Н. И., Данильченко В. П.,
Иноземцева А. А. Попадание посторонних предметов со взлётно-посадочной полосы во входное устройство двигателя рассмотрено в работах Маргулиса С. Г.
Среди работ зарубежных авторов необходимо отметить работу Romine B. N.,
Johnson W. A., посвященную экспериментальным исследованиям РУ решетчатого
типа с диагональными лопатками для ТРДД с большой степенью двухконтурности,
а также работу Scott C., Jeffrey A. по экспериментальным исследованиям крыльевой
концепции РУ. Большой интерес также представляют работы по исследованиям РУ
с применением численных методов моделирования. В работах Yao H, Benard E,
Cooper R K, Raghunathan S, Tweedie J., Riordan D. и Luis Gustavo Trapp, Guilherem
L. Oliveriram, в которых рассмотрена оптимизация РУ решетчатого типа в наружном контуре ТРДД, приведены исследования по влиянию модели турбулентности
на результаты численного моделирования, выработаны рекомендации.
В результате проведения исследований аэродинамики устройств реверсирования тяги как экспериментальных, так и расчётных с использованием численного
моделирования внутренней и внешней аэродинамики, сформировались следующие
школы, основными представителями которых являются Крашенинников С. Ю.,
Мышенков Е. В., Клестов Ю. М. и др. (ФГУП «Центральный институт авиационного моторостроения им. П. И. Баранова» г. Москва), Колокольцев Н. А., Кабанец
Н. Ф., Босняков С. М., Лысенков А. В. и др. (ФГУП «Центральный аэрогидродинамический институт им. Н. Е. Жуковского»), Комов А. А. (Московский государственный технический университет гражданской авиации), Сидельковский Д. Б.
(ПАО «Туполев»), Цыбизов Ю. И., Старцев Н. И. и др. (Самарский национальный
исследовательский университет им. С. П. Королева), Иноземцев А. А., Кокшаров
Н. Л., Бекурин Д. Б. и др. (АО «ОДК-Авиадвигатель» г. Пермь), Гилерсон А. Г.,
Нестеров Е. Д., Хабибуллин М. Г., Маргулис С. Г. и др. (ОАО КПП «Авиамотор»
г. Казань), Маклаков Д. В., Углов А. Н. (Институт математики и механики им. Н. И.
Лобачевского Казанского (Приволжского) федерального университета), Гилязов
М. Ш., Ахтямов З. В., Мингалеев Г. Ф. (Казанский национальный исследовательский технический университет им. А. Н. Туполева – КАИ) и другие.
В настоящее время тематика исследований, направленных на разработку эффективных устройств реверсирования тяги с помощью оптимизации конструкции в
системе «самолёт – двигательная установка», относится к приоритетным направлениям развития науки и техники в РФ.
3
Работа посвящена расчетному и экспериментальному исследованию внешней и внутренней аэродинамики устройства реверсирования тяги решетчатого типа,
расположенного в наружном контуре двухконтурного турбореактивного двигателя,
с целью изучения картины течения и определения газодинамических характеристик
различных конструктивных вариантов решёток реверсивных устройств.
Объект исследования. Экспериментальные исследования проведены на моделях турбореактивных двигателей и устройств реверсирования тяги, позволяющих
воспроизводить внутреннее и внешнее течение на режиме реверсирования тяги для
различных конструктивных вариантов решеток устройств реверсирования тяги.
Цель работы. Целью исследования является разработка методологии проектирования устройства реверсирования тяги решетчатого типа, расположенного в
наружном контуре двухконтурного турбореактивного двигателя, на основе математического, численного и физического моделирования аэродинамики течения.
Основные 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) Разработка метода расчётной оценки режима начала прилипания струи,
вытекающей из реверсивного устройства, к мотогондоле при наличии набегающего
потока.
4) Верификация и валидация математической модели течения секторной
струи в потоке на основе результатов экспериментального исследования и результатов численного моделирования.
5) Экспериментальное и расчётное исследования структуры внешнего течения, образующегося при работе реверсированного турбореактивного двигателя в
условиях внешнего обдува и без него.
6) Определение основных закономерностей турбулентного течения секторной струи в потоке в широком диапазоне геометрических и режимных параметров
на основе экспериментального и расчётного исследования.
7) Экспериментальное определение газодинамических характеристик различных конструктивных вариантов моделей решёток реверсивного устройства перспективного двигателя – величины обратной тяги, коэффициентов реверсирования
и расхода, а также потерь полного давления в реверсивном устройстве.
8) Разработка рекомендаций по использованию моделей турбулентности
для данного течения и получение результатов численного моделирования аэродинамики устройства реверсирования тяги решетчатого типа, расположенного в
наружном контуре двухконтурного турбореактивного двигателя.
9) Верификация и валидация численной модели течения в устройстве реверсирования тяги решетчатого типа, расположенного в наружном контуре, на основе результатов экспериментального исследования.
10) Сравнительный анализ газодинамических характеристик различных конструктивных вариантов решеток устройства реверсирования тяги, расположенного в наружном контуре, на основе численного и экспериментального исследования.
4
11) Оценка влияния внешнего набегающего потока на газодинамические характеристики устройства реверсирования тяги на основе численного моделирования.
12) Разработка рекомендаций, необходимых для принятия конструктивных
решений по выбору оптимальных геометрических параметров решёток устройства
реверсирования тяги – видов лопаток и их расположению в решетке, а также формы
продольных рёбер.
Научная новизна работы.
1) Разработана научная концепция подходов к методологии проектирования устройств реверсирования тяги решётчатого типа, расположенного в наружном
контуре двухконтурного турбореактивного двигателя.
2) Разработана математическая модель течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку, с использованием интегральных соотношений. Разработанная математическая модель реализована в виде двух программ расчёта для
ЭВМ: № 920126 от 30.11.1992 г. и № 920127 от 30.11.1992 г.
3) Проведена адаптация метода расчёта секторной струи в потоке к условиям работы двухконтурного турбореактивного двигателя в режиме реверсирования тяги. Предложена расчётная методика оценки режима начала прилипания струи
реверса к мотогондоле в потоке.
4) Разработанная математическая модель апробирована применительно к
расчёту течения реверсированного турбореактивного двигателя ПС-90 в условиях
послепосадочного пробега самолета.
5) Получены основные закономерности пространственной структуры течения секторной струи, распространяющейся в потоке, на основе выполненного комплекса измерений газодинамических параметров в широком диапазоне режимных
и геометрических параметров.
6) Результаты расчёта течения турбулентной изотермической струи секторной формы в потоке по математической модели сопоставлены с результатами
измерений в модельных условиях, а также с результатами численного моделирования с применением программного комплекса FlowVision.
7) Определены газодинамические характеристики решёток устройства реверсирования тяги различных конструктивных вариантов, необходимые для проектирования реверсивного устройства.
8) Получены результаты численного моделирования аэродинамики устройства реверсирования тяги решётчатого типа, расположенного в наружном контуре, с применением программного комплекса Ansys Fluent. Выработаны рекомендации по использованию моделей турбулентности для данного течения.
9) Определено влияние внешнего набегающего потока на газодинамические характеристики устройства реверсирования тяги на основе численного моделирования.
10) Разработаны рекомендации по выбору оптимальных геометрических параметров устройства реверсирования тяги.
11) По тематике работы получено три авторских свидетельства на изобретения: № 1018471 от 1983 г.; №1302787 от 08.12.1986 г.; № 1718581 от 08.11.1991 г.;
а также четыре патента: № 2018467 от 30.08.1994 г.; № 2430775 от 10.10.2011 г.; №
125345 от 27.02.2013 г.; № 2505790 от 27.01.2014 г.
5
Теоретическая и практическая значимость работы. 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 расчётных и экспериментальных исследований позволяют расширить представление о картине течения, имеющей место при работе реверсивных
устройств турбореактивных двигателей в условиях послепосадочного пробега самолета.
Результаты проведённого в работе сравнительного анализа газодинамических характеристик различных конструктивных вариантов решёток устройства реверсирования тяги используются для выработки практических рекомендаций при
проектировании.
Внедрение результатов работы. Программа расчета течения выхлопных
потоков реверсированного ТРДД в условиях внешнего обдува внедрена на Пермском НПО «Авиадвигатель» в 1991 г., что подтверждено актом о внедрении результатов НИР. В этом же году программа была передана для использования французской авиационной двигателестроительной компании «Hispano-Suiza».
Основные результаты работы, выполненные применительно к ТРДД ПС-90,
вошли в научно-технические отчёты по договорам с Пермским НПО «Авиадвигатель» в период с 1982 по 1990 годы. Работы применительно к перспективному двигателю ПД-14 выполнены по договору на выполнение НИР с ОАО «Авиадвигатель»
г. Пермь № АДЭУ-41 от 15.05.2011 г., основанием для выполнения которого служила Федеральная целевая программа «Развитие гражданской авиационной техники России на 2002 – 2010 годы и на период до 2015», утвержденная постановлением Правительства Российской Федерации от 15 октября 2001 года № 728, с учетом изменений, внесенных постановлением Правительства Российской Федерации
от 7 мая 2008 года № 364.
Результаты экспериментального исследования газодинамических характеристик различных вариантов решёток устройства реверсирования тяги перспективного двигателя ПД-14 внедрены в АО «ОДК-Авиадвигатель» г. Пермь, о чём свидетельствует акт о внедрении результатов НИР.
Работа выполнена при поддержке Министерства образования и науки РФ,
госконтракт в рамках 220-го постановления №14.Z50.31.0023 и государственного
задания Министерства образования и науки Российской Федерации (номер для публикаций: 9.3236.2017/4.6).
Методология и методы исследования. Объектами экспериментального исследования являлись экспериментальные установки, позволяющие моделировать
внешнюю и внутреннюю аэродинамику различных конструктивных вариантов
устройств реверсирования тяги, расположенных в наружном контуре двухконтурного турбореактивного двигателя.
Экспериментальные исследования проведены на трёх экспериментальных
установках. Одна экспериментальная установка предназначена для исследования
распространения струи в набегающем потоке применительно к работе турбореактивного двигателя в условиях реверсирования тяги с имитацией работы воздухозаборника и без неё, а также для определения режима начала прилипания реверсивной
6
струи к мотогондоле. Две экспериментальные установки предназначены для газодинамического исследования моделей решеток реверсивного устройства турбореактивного двигателя. Из них одна установка выполнена по геометрическому подобию с устройством реверсирования тяги двигателя ПС-90, другая, имеющая возможность непосредственного измерения величины обратной тяги, выполнена по
геометрическому подобию с реверсивным устройством перспективного двигателя
ПД-14.
Экспериментальные исследования проводились как методом визуализации
картины течения, так и с помощью непосредственного измерения полей давлений,
температур и действительных расходов аттестованными приборами измерения давления (ГОСТ 22520-85), температуры (ГОСТ Р 8.585-2001 ГСИ) и расходов (ГОСТ
Р 50193.3-92). Величина обратной тяги определялась как косвенным методом, так и
непосредственным измерением силы с использованием блока измерения усилий,
использующего тензометрический преобразователь механической деформации в
электрический сигнал.
Основные положения, выносимые на защиту.
1) Научная концепция подходов к методологии проектирования устройств
реверсирования тяги решётчатого типа, расположенного в наружном контуре двухконтурного турбореактивного двигателя.
2) Математическая модель течения турбулентной изотермической струи
секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку.
3) Программа расчета течения секторной струи в потоке, адаптированная к
условиям работы реверсивного устройства наружного контура двигателя с большой
степенью двухконтурности.
4) Методика расчётного определения возможности и режима начала прилипания реверсивной струи к мотогондоле в потоке.
5) Рекомендации по использованию моделей турбулентности для численного моделирования аэродинамики устройств реверсирования тяги решётчатого
типа.
6) Результаты математического и численного моделирования внутренней и
внешней аэродинамики реверсивного устройства решётчатого типа, расположенного в наружном контуре двухконтурного турбореактивного двигателя.
7) Результаты экспериментального исследования по определению:
- пространственной картины течения секторной струи в потоке и без него в
широком диапазоне изменения режимных и геометрических параметров;
- режима начала прилипания струи, вытекающей из реверсивного устройства, к мотогондоле при наличии набегающего потока;
- газодинамических характеристик различных конструктивных вариантов
решёток устройства реверсирования тяги: величины создаваемой обратной тяги, коэффициента реверсирования, коэффициента расхода и коэффициента восстановления полного давления.
8) Результаты численного моделирования по определению влияния на газодинамические характеристики устройства реверсирования тяги:
- угла отклонения выходных кромок продольных ребер решёток γ;
- внешнего набегающего потока.
7
Степень достоверности и обоснованности полученных результатов. Результаты расчетов по математической и численной моделям хорошо согласуются с
данными измерений, проведенными в модельных условиях. Достоверность результатов измерений подтверждается использованием аттестованного измерительного
оборудования, обеспечивающего необходимую точность определения искомых величин.
Результаты расчетов по математической модели хорошо согласуются с результатами численного моделирования, выполненными с применением программного комплекса FlowVision.
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 результатов работы. Основные положения работы докладывались на:
- II и III Всесоюзных научно-технических конференциях «Современные проблемы двигателей и энергетических установок летательных аппаратов». МАИ,
Москва, 1981 и 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.;
- I 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.;
- VI, VII и IX научно-технических семинарах «Внутрикамерные процессы в
энергетических установках и струйная акустика» Казанского ВВКИУРВ имени
маршала артиллерии М. Н. Чистякова. КВВКИУРВ, Казань, 1994, 1995 и 1997 г.;
- Всероссийской научной конференции «Информационные технологии в
науке, образовании и производстве». КГТУ, Казань, 2007 г.;
8
- V Всероссийской научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития авиации, наземного транспорта и энергетики». КГТУ, Казань,
2009 г.;
- III международной научно-технической конференции «Авиадвигатели XXI
века». ЦИАМ им. П. И. Баранова, Москва, 2010 г.;
- Всероссийской научно-технической конференции «Авиадвигатели XXI
века». ЦИАМ им. П. И. Баранова, Москва, 2015 г.;
- Всероссийской научно-технической конференции «Научно-технические
проблемы современного двигателестроения». УГАТУ, Уфа, 2016 г.
Личный вклад автора. Теоретические, экспериментальные и расчётные результаты, представленные в работе, получены автором лично. Результаты численного моделирования, представленные в главе 9, получены аспирантом А. С. Шабалиным под руководством автора.
Публикации. По теме диссертации опубликованы 1 монография, 52 печатные работы, включая 9 статей в центральных российских изданиях, рекомендованных ВАК, 4 статьи в изданиях Scopus, 1 депонированную статью, 3 авторских свидетельства, 6 патентов РФ на изобретение, 2 свидетельства о государственной регистрации программ для ЭВМ, 1 учебно-методическое пособие, 26 тезисов и материалов докладов, а также выпущено более 30 научно-технических отчетов, 9 из которых имеют государственный регистрационный номер.
Соответствие паспортам специальностей. Диссертация соответствует
паспортам специальностей: 05.07.05 «Тепловые, электроракетные двигатели и энергетические установки летательных аппаратов» по п. 1 «Теория и рабочий процесс
тепловых и электроракетных двигателей летательных аппаратов, а также энергетических установок, узлов и систем, включая элементы силовой установки, сопряженные с двигателем. Оптимизация схем и параметров двигателей», по п. 5 «Методы
оптимального согласования параметров и характеристик системы «силовая установка – летательный аппарат» и анализ ее эффективности» и 01.02.05 «Механика
жидкости, газа и плазмы» по п. 2 «Гидравлические модели и приближенные методы
расчетов течений в водоемах, технологических устройствах и энергетических установках», по п. 12 «Струйные течения. Кавитация в капельных жидкостях».
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, девяти глав,
заключения, списка использованных источников и приложения. Диссертация изложена на 426 страницах машинописного текста, содержит 279 рисунков, 27 таблиц и
список использованных источников из 459 наименований, а также имеет 16 разделов приложения.
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность выбранной темы исследования, определена степень разработанности темы, обозначена область проведения исследования и объект исследования, а также сформулированы основные цели и задачи работы и дана краткая характеристика полученных результатов.
В первой главе обозначены основные этапы цикла проектирования и доводки устройств реверсирования тяги и приведена их классификация, определены
предъявляемые требования к реверсивным устройствам и эффективность их использования, описаны возможные мероприятия по уменьшению попадания реверсивных струй во входное устройство двигателя.
9
Во второй главе приведено состояние вопроса по математическому и численному моделированию течения сложных турбулентных потоков, дается аналитический обзор опубликованных работ по исследованию течения струи в поперечном
потоке и аэродинамики устройств реверсирования тяги.
Течение, реализующееся при работе реверсивного устройства наружного
контура двухконтурного турбореактивного двигателя на режиме реверсирования
тяги, можно разделить на две составляющие части: внутреннее течение потока до
выхода из решетки и внешнее взаимодействие свободной струи с набегающим потоком, элементами конструкции летательного аппарата и взлетно-посадочной полосой.
Разворот потока в канале наружного контура двигателя и обтекание потоком
решеток устройства реверсирования тяги представляют собой сложное турбулентное течение, подразумевающее образование турбулентных вихревых структур. Расчетное воспроизведение такого течения возможно с помощью численного моделирования.
Струя, развивающаяся в поперечном потоке, принадлежит к разряду сложных пространственных течений, а задача об определении характеристик такой
струи в гидродинамической постановке может быть решена как с помощью численного моделирования, так и с помощью математического моделирования с использованием интегральных соотношений.
Имеющиеся в литературных источниках работы по течению струи в потоке
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.
2.1. 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.
2.2. 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
10
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 автомодельности струйного течения. Это
объясняется тем, что расчет течений, обладающих свойством автомодельности, 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.
2.3. 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 k  
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 (кольцевые) струи. Работ по
исследованию распространения струи секторной формы в потоке автором не обнаружено.
11
При моделировании внутренней аэродинамики реверсивного устройства
численными методами используются, как правило, дифференциальные модели турбулентности. Разнообразие моделей турбулентности, имеющих свои преимущества, недостатки и степени апробации, делает актуальным вопрос выбора наиболее
оптимальной для данного класса задач модели.
Сказанное выше позволило сформулировать задачи исследования.
В третьей 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 метод расчета с использованием
интегральных соотношений.
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 (x) принимается искривленная ось струи; за ось ординат (y) – нормаль к оси
абсцисс в плоскости симметрии струи; угол в окружном направлении (φ) – угол
между плоскостью симметрии струи, содержащей в себе ось сопла, имеющего
форму секторного окна, и любой другой плоскостью, проходящей через эту ось
(рис. 3.1).
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:
grad
V2
1
 rot V  V   grad p
2

Коэффициенты Ламе, с помощью которых осуществлялся переход к криволинейным координатам, имеют вид:
Hx 1
y
; H y  1; H  r  y cos 
R
Уравнения движения в криволинейных координатах в проекциях на оси x, y
и φ записываются следующим образом:
R
u
u
w
u
R
w2
dr
uv
1 R p 1 
u
v 




R  y x
y r  y cos  R  y r  y cos dx R  y
 R  y x  y
R
v
v
w
v
w2
u2
1 p
u v 



R  y x
y r  y cos  r  y cos R  y
 y
R
w
w
w
w
wv
R
uw
dr
1
p
u
v




R  y x
y r  y cos  r  y cos R  y r  y cos dx
 (r  y cos ) 
12
Рисунок 3.1 - Схема картины течения
Учитывая, что v<<u и w<<u, и произведя осреднение, получим уравнения
осредненного турбулентного движения несжимаемой жидкости в виде:
R
u
u
w
u
uv
1 R p 1 
u v 



R  y x
y r  y cos   R  y
 R  y x  y
u2
1 p

R  y  y
R
dr
1 p
uw  
R y
dx
 
3.1 Интегральный метод расчета основного участка струи
Система дифференциальных уравнений пограничного слоя в пределах основного участка струи решалась при следующих граничных условиях:
u  u i ;
u
 0;
y
p  pi
при
y  i
u  u ; v  0 ; p  p
при
y0
u
u  u ;
 0;

при
   θ/2
при
0    0
при
y  0 , 0    0
p  p
u  u yi ; w  0 ; p  p yi
u  um ; v  0 ; w  0 ;
p  pm
Использован метод полиномиальной аппроксимации профиля касательного
напряжения, основанный на представлении профиля рейнольдсова напряжения
13
сдвига в поперечных сечениях струи в виде полинома по степеням расстояния от
3
 i   bn yin ,
оси струи:
n 0
или после замены ординаты на безразмерную величину:  i  b0  b1 i  b2 i2  b3 i3 .
Коэффициенты полинома определяются из граничных условий:
 u
τ
w u 1 p 

τ  τ ;
 ρ δi  u  

при ηi  0
ηi
 x r  ρ x 
τ  τ yi ;
τ
 ρ δi
ηi
τ  0;
τ
 ρ δi
ηi
τ  0;
τ
0
ηi
u yi
u yi 1 R p yi 
 R


u yi
v

R

y

x
y ρ R  y x 

 dum 1 dpm 
 um


dx ρ dx 

при
0
при
ηi  0 и   0
при
ηi  1 и   1
В результате получаем следующее выражение для касательных напряжений:
 u w u 1 p 
2,
 i       i  u  

 i 1  i 
 x r   x 
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:
 i    t x
u
, где :  t  x     i u  ui 
y
Совместное решение двух выражений для касательных напряжений позволяет получить дифференциальное уравнение изменения скорости в поперечном
направлении струи:

 ui
i
 u w u 1 p 




 u
  i (1   i ) 2
 i   (u  u i )  (u  u i ) 
x
r   x 
Интегрируя полученное выражение по оси y и определяя постоянную интегрирования из условия u = uφ при y =0, получаем:
ui  u 
i
 u w u 1 p 


 u
 6 i2  8 i3  3 i4 
12  (u  u i ) 
x r   x 
Записанная для границ струи, зависимость принимает вид:
u i  u 
i
 u w u 1 p 


 u

12  (u  u i )  x r   x 
(1)
Совместное решение двух последних уравнений позволяет получить зависимость для определения скорости в поперечных сечениях струи:
ui  u  f1 (u  u )  u  f1 u  f 6 (um  u )  u ,
i
u  u1  f 6 (um  u1 ) ,
i
i
1
1
i
и
f 6  1  6 2  8 3  3 4
Таким образом, получается, что безразмерный профиль дефекта скорости в
поперечном сечении струи не зависит от изменения давления.
где:
f1  1  6i2  8i3  3i4 ,
14
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 y. Эти зависимости позволяют получить дифференциальное уравнение изменения давления
по оси x 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 x. Полученные закономерности являются функциями от
следующих производных:
d 2
 d dum dW2 m d1 
 f 
,
,
,

(2)
dx
dx
dx 
 dx dx
 d 2 d d 
dum
 f  2 , , 1 
(3)
dx
 dx dx dx 
Для получения недостающих зависимостей использовано уравнение количества движения в проекциях на оси криволинейных координат x и y, записанные отдельно для элементарных объемов передней и задней частей струи. При этом действие отброшенной части струи заменялось силой реакции, а силы тяжести не учитывались:
dM i
Wi sin  dx
dx
dpFi
d
 dK xi    M i  ui  u i 
dx
dx
 dp
Si
 dK yi  
Объемы, для которых записывалось уравнение количества движения, определялись следующей зависимостью:

Vi  Fi dx   i  r  i cos  dx
2


Уравнения количества движения
в проекции на нормаль к оси струи для
передней и задней частей струи записывались в виде (рис. 3.2):
 dpS1   dpS2  dpR2    
dG1
W sin  dx
dx
dG2
dpS2   dpS1  dpR1    
W2 sin  dx
dx
Уравнение количества движения
в проекции на направление оси струи x
записывается в следующем виде:
dM i
d
d
pi dFi    ui2 dFi 
Wi cos
dx Fi
dx Fi
dx
В случае стационарного течения
силы, действующие на поверхность кон15
Рисунок 3.2 - Элементарный участок струи
с приложенными к нему силами
трольного 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:
d
 du d d 
 f  m, 1,

dx
 dx dx dx 
(4)
dw2 m
 d dum d 2 d 
 f 
,
,
,

dx
 dx dx dx dx 
(5)
 d 2 d dum d 
d1
 f  2 ,
,
, 
(6)
dx
 dx dx dx dx 
 d 2 d dum dw2 m d1 d 2 
d

 f  2 ,
,
,
,
,
(7)
dx
 dx dx dx dx dx dx 
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.
3.2 Интегральный метод расчета начального участка струи
Система дифференциальных уравнений пограничного слоя в пределах
начального участка струи решалась при следующих граничных условиях:
u
u
 0;
 0; p  p i
2
y
y
u
u  u ; v  0 ;
 0 ; p  p
y
2
u  u i ;
при
при 0  y  ym
i
u
u
 0;
 0; p  p
2


u
u  uy ; w  0 ;
 0 ; p  py

u
u
u  um ; v  0 ; w  0 ;
 0;
 0;
y

2
при     / 2
u  u ;
i
y  i
при 0     m
i
p  p m при 0  y  ymi , 0    m
Использован метод полиномиальной аппроксимации профиля касательного
напряжения:
 i   a n ( yi  y m ) n ,
i
 i  a2 2i2 (1  i ) 2 .
или введя безразмерную координату, получим:
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:
ui  u  f1  u  u   u  f1  u  f 6  um  u   u  ,
i
i
i
1
16
1
i
где:
f1  1  10i3  15i4  6i5 ,
f 6   1  10 i3  15i4  6 i5 
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.
3.3 Интегральный метод расчета переходного участка струи
Для построения профилей скорости в поперечных сечениях струи профиль
3
n
рейнольдсовых напряжений сдвига был представлен в виде полинома:  i   cn yi ,
n 0
коэффициенты которого определялись из условий на оси струи и на ее границе, с
использованием при этом уравнения движения в секторной струе.
Безразмерный профиль дефекта скорости в пределах переходного участка
получен в виде следующей зависимости:
 ui  f1    1  6i2  8i3  3i4  6 (i2  3i3  3i4  i5 ) , где: 0    1 .
В рамках переходного участка принималось линейное изменение величины
λ по длине переходного участка от значения, равного 1 (в начале переходного
участка) до 0 (в конце переходного участка).
3.4. 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 μ. 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.
3.5. 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, при которой включается устройство реверсирования тяги, и скорости
отключения реверсивного устройства.
17
Рисунок 3.3 - Передняя, задняя границы
и ось секторной струи в потоке
Рисунок 3.4 - Боковая граница секторной
струи, распространяющейся в потоке
Рисунок 3.5 - Изменение осевой скорости
секторной струи в потоке
Рисунок 3.6 - Изменение скорости на задней
границе в плоскости симметрии струи
Рисунок 3.7 - Изменение безразмерного
профиля скорости струи по координате φ
Рисунок 3.8 - Линии равны х скоростей в
сечении, перпендикулярном оси струи
18
Результаты расчетов, приведенные на рис. 3.3 – 3.8, показывают, что разработанная математическая модель удовлетворительно описывает закономерности
изменения основных параметров секторной струи, распространяющейся в потоке.
Результаты расчёта по математической модели сопоставлены результатами
численного моделирования течения с использованием программного комплекса
FlowVision.
В качестве модели движения газа выбрано турбулентное несжимаемое течение. Модель турбулентного тепломассопереноса включает: уравнение Навье-стокса
(закон сохранения импульса), уравнение неразрывности (закон сохранения массы),
закон сохранения энергии, уравнение диффузионного переноса скалярной величины (закон сохранения массы), k-ε модель турбулентности.
Результаты численного моделирования в виде изолиний равных скоростей в
вертикальной плоскости симметрии двигателя приведены на рисунке 3.9. На рисунках в виде сплошных линий показаны результаты расчёта границ и оси секторной
струи, полученные в результате расчёта по математической модели. Показано удовлетворительное совпадение результатов расчёта по математической модели с результатами численного моделирования течения с использованием программного
комплекса FlowVision.
Рисунок 3.9 – Сравнение расчёта по математической модели с численным моделированием в
программном комплексе FlowVision для скорости пробега самолета 350 км/час
Четвёртая 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
19
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 рисунке 4.1. При подключении модели У50 экспериментальная установка 142 упрощается, так как исключается магистраль эжектора.
Рисунок 4.1 - Схема установки 142 с моделями МД50 или МПС90
20
Экспериментальная установка включает в себя воздушные магистрали высокого и низкого давления, измерительные приборы и экспериментальный отсек.
Экспериментальный отсек размещается на рабочем участке аэродинамической
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.
С помощью экспериментальной модели турбореактивного двигателя МД50
(рис. 4.2) проведено определение границ струи методом визуализации картины течения, а также определение режимов начала прилипания струи к мотогондоле.
Сопла выполнены с
различными центральными
углами секторного окна
(23, 30, 60, 90, 120 и 1800)
при сохранении постоянной площади каждого окна
равной 100 мм2 (рис. 4.3).
Сопла выполнены с коэфРисунок 4.2 - Общий вид исследуемой модели МД50
фициентом поджатия площади F  Fвх Fвых  4 и с различными конструктивными углами истечения струи
из реверсивных сопел (105,
120 и 1350). Сопла состояли
из проставок, на которые Рисунок 4.3 - Проставки
Рисунок 4.4 - Сопло модели
напрессовывались кольца
сопел модели МД50
МД50 в сборе
(рис. 4.4).
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 (рис. 4.5 – 4.6). На этой модели
проводились параметрические исследования влияния формы сопла на искривление
струи потоком методом измерения полей давлений и температур.
Рисунок 4.5 - Продольный разрез модели У50
Рисунок 4.6 - Общий вид
модели У50
Исследуемая модель У50 предусматривает возможность установки проставок, образующих различные формы сопел. Сопла выполнены с различными центральными углами окон (23, 30, 60, 90, 120, 150 и 180 0) и площадями каждого окна,
равными 100, 200 и 300 мм2. Сопла выполнены с коэффициентами поджатия
21
F  Fв х Fв ых  4, 2 и 1,33 и с различными конструктивными углами истечения струи
(90, 105, 120 и 1350).
Экспериментальная модель МПС90 выполнена по геометрическому подобию с натурным изделием (двигателем ПС-90) в масштабе 1 : 46,5 (рис. 4.7). Сопло
выполнено с центральным углом сектора θ = 1350 и продольным размером окна реверсивного устройства a = 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 α = 1280 и равномерно
распределенных по длине реверсивного окна.
На внутреннюю трубку
наворачивалось входное устройство, выполненное по геометрическому подобию с воздухозаборником двигателя ПС-90 (рис.
Рисунок 4.7 - Сечение экспериментальной модели
4.8). Для имитации работы двиМПС90
гателя производился отбор 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.
Рисунок 4.8 - 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 6,50. Общий вид установки показан на рисунке 4.9, а схема рабочего
участка установки приведена на рисунке 4.10.
В экспериментальной установке была предусмотрена возможность замены
исследуемых решеток. Для исследования были изготовлены модельные решетки с
углами разворота лопаток относительно продольных ребер β = 90, 75, 60 и 450 (рис.
22
4.11). Угол установки лопаток относительно оси двигателя для всех решеток оставался постоянным и равным α = 1280.
Рисунок 4.10 - Схема рабочего участка
установки 111
Рисунок 4.9 - Общий вид рабочего участка
экспериментальной установки 111
Рисунок 4.11 - Общий вид и схема решеток
с различными углами установки лопаток
относительно продольных ребер
Для контроля параметров воздушного потока, проходящего через рабочий
участок установки, был предусмотрен измерительный участок. Измерение расхода
воздуха, проходящего через модельные решетки, осуществлялось с помощью расходной шайбы.
В пятой 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.
5.1. 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
установки лопаток относительно оси двигателя α в зависимости от координаты по
длине решетки (рис. 5.1).
Установлено, что при уменьшении угла разворота лопаток относительно
продольных ребер до величины β = 450 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 β = 900 (рис. 5.2 – 5.3).
Для сравнения на рисунке 5.3 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 импульса от угла установки лопаток хорошо согласуется с данными работы авторов
23
Romine B. N., Johnson W. A., полученными путём непосредственного измерения величины осевой составляющей тяги.
β = 900
β = 750
β = 600
β = 450
Рисунок 5.1 - Безразмерный профиль проекции скорости на направление угла наклона
лопаток α на выходе из модельной решетки с различными углами установки лопаток
относительно продольных ребер β
Рисунок 5.2 - Относительный коэффициент
расхода решеток с различными углами
установки лопаток относительно продольных ребер β
Рисунок 5.3 - Коэффициент потерь осевой
составляющей импульса решеток с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер β
24
Проведено сравнение измеренного профиля скорости на выходе из решетки с расчетным, полученным в результате определения
начальных условий методом итераций (рис. 5.4). Необходимо отметить, что расчетная зависимость, полученная из условия сохранения импульса и учитывающая заданное
значение коэффициента расхода решетки, удовлетворительно описыРисунок 5.4 - Сопоставление измеренного
вает измеренный профиль скорости
профиля скорости на выходе из решетки с
в выходном сечении решетки реверпринятым в расчетах
сивного устройства.
5.2. Экспериментально определен на модели МПС90 режим начала прилипания струи к мотогондоле как методом визуализации картины течения (рис. 5.5),
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 рисунках 5.6 – 5.7.
а
б
Рисунок 5.5 - Границы секторной струи, распространяющейся в равномерном потоке,
полученные методом визуализации картины течения
а - режим распространения секторной струи в потоке; б - режим прилипания струи к модели
Рисунок 5.6 - Передние границы секторной
струи, распространяющейся в потоке
Рисунок 5.7 - Задние границы секторной
струи, распространяющейся в потоке
Прилипание реверсивной струи к мотогондоле для данной геометрии модели двигательной установки наблюдалось при значении гидродинамического па25
раметра q 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. Результаты натурных испытаний отражены в акте № 90 -142 «О помпажном срыве двигателя ПС-90А № 94-34 в процессе посадки самолета ТУ-204 № 001
при работе на режиме максимального реверса тяги».
5.3. Определены особенности течения секторной струи при наличии внешнего набегающего потока и без него.
5.3.1. Проведены экспериментальные исследования газодинамических параметров затопленной секторной струи, которые сопоставлены с результатами расчетов. Показано их хорошее соответствие (рис. 5.8 – 5.11).
u2 / um
1
u1 / um
1
0,8 0,8
0,6 0,6
0,4 0,4
0,2 0,2
0
η 0,5
2,5
2
1,5
1
0,5
0
0
0
0,5
1
1,5
η2,5
0,5
2
Рисунок 5.8 - Безразмерный профиль скорости в пограничном слое начального
участка затопленной секторной струи в поперечном направлении по координате y
u2 / um
1
η2,50,5
1,5
1
0,5
1
0,8
0,8
0,6
0,6
0,4
0,4
0,2
0,2
0
2
u1 / um
0
0
0
0,5
1
1,5
2
Рисунок 5.9 - Безразмерный профиль скорости основного участка затопленной секторной
струи в поперечном направлении по координате y
26
η2,5
0,5
um / u0
x20/δ 0
1
0,8
15
0,6
10
0,4
Веерная струя
5
0,2
Квадратная струя
0
0
0
20
40
60
80
100
120
x140
/δ 0
y 0,5 / ( 10
y 0,5 ) 0
5
0
-5
-10
Рисунок 5.10 - Изменение осевой скорости Рисунок 5.11 - Изменение передней и задней
по длине затопленной квадратной и веерной
границ по длине затопленной секторной
струи
струи
5.3.2. Исследованы характеристики секторной струи, взаимодействующей с
потоком. Экспериментальное определение искривления секторной струи потоком
выполнены на модели У50 с помощью непосредственного измерения полей давлений и температур в зоне распространения струи. Было проведено исследование по
следующим трем программам.
1) Измерения оси струи осуществлялись при различных значениях центрального угла θ0 и продольного размера сопла δ0 с сохранением постоянной его площади F0 = 100 мм2. Результаты измерения траекторий для различных гидродинамических параметров q и углов истечения струи в поток α0 приведены на рисунке
5.12.
Результаты измерений были построены как в размерных, так и безразмерных
координатах, отнесенных к гидравлическому диаметру dг = 4F0 / П, где: П – 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 dэ 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 α0 = 900.
2) Проведено исследование распространения струи в потоке при изменении площади сопла F0 за счет продольного размера сопла δ0 при сохранении постоянного центрального угла θ0. Результаты измерений для различных значений q и
θ0 приведены на рисунке 5.13.
Результаты измерений были построены как в размерных, так и безразмерных координатах, отнесенных к эквивалентному диаметру струи d э  4F  . 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 δ0 при сохранении постоянного центрального угла сопла θ0.
27
Y (мм)
60
40
20
0
120(мм)
X
X (мм)
120
100
100
20
10
120
100
100
80
80
60
60
60
60
40
40
40
40
20
20
20
20
0
0
0
Y (мм)
60
40
20
0
Y (мм)
60
40
-20
30 / d г
X
30 / d г
X
20
20
10
10
-10
20
0
-20
20
10
0
-10
-20
-40
-60
30/ d г
X
20
20
10
10
0
0
Y20
/ dг
10
= 44
q
0
Y (мм)
20
0
30/ d г
X
0
Y 30
/ dг
= 35
q
120
80
-20
0
140
X (мм)
80
0
Y30/ d г
140
X (мм)
0
Y20/ d г
-10
= 63
q
10
0
q
= 33
-10
Рисунок 5.12 - Влияние формы сопла на искривление секторной струи потоком при
постоянной площади сопла F0 = 100 мм2 для угла истечения струи α0 = 900 и α0 = 1350
X
140(мм)
X (мм)
140
140(мм)
X
120
120
120
100
100
100
X (мм)
100
80
80
80
80
60
60
60
60
40
40
40
40
20
20
20
20
0
Y (мм)
60
40
20
0
-20
20
0
10/ d э
X
X10/ d э
8
8
6
6
4
2
2
0
Y 6/ d э
4
2
0
θ0 = 600
-2
Y (мм)
60
-20
4
4
2
0
40
20
0
Y (мм)
60
-20
40
20
0
-20
X8 / d э
X8 / d э
6
6
4
4
2
2
0
0
0
Y 6/ d э
0
0
0
Y 60
(мм) 40
Y /6 d э
-2
θ0 = 900
4
2
0
θ0 = 1200
-2
Y /6 d э
4
2
0
-2
θ0 = 1800
Рисунок 5.13 - Влияние продольного размера сопла δ0 на распространение секторной струи в
потоке при постоянном центральном угле сопла θ0 для угла истечения струи α0 = 900
28
3) Проведено исследование искривления секторной струи потоком при изменении площади сопла F0 за счет центрального угла сопла θ0 при сохранении постоянном его продольного размера δ0. Результаты измерений для различных значений q и δ0 приведены на рисунке 5.14.
Из графиков видно, что изменение площади сопла за счет центрального угла
θ0 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 δ0.
X140
(мм)
X140
(мм)
120
120
X120
(мм)
120
100
100
100
100
80
80
80
80
60
60
60
60
40
40
40
40
20
20
20
20
0
Y 60
(мм) 40
20
0
-20
δ0 = 7,639 мм
X
140(мм)
0
Y (мм)
60
40
20
0
0
0
Y (мм)
60
40
-20
δ0 = 7,639 мм
20
0
-20
δ0 = 3,820 мм
Y (мм)
60
40
20
0
-20
δ0 = 3,820 мм
Рисунок 5.14 - Влияние центрального угла θ0 на распространение секторной струи в потоке
при постоянном продольном размере сопла δ0 для угла истечения струи α0 = 900
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 (рис. 5.15 – 5.18).
При расчете безразмерного профиля скорости задней части секторной струи
скорость на границе принималась равной нулю, то есть под задней границей подразумевалась линия нулевых скоростей в зоне обратных токов за струей. Это обусловлено тем, что при экспериментальном исследовании определение скорости на задней границе секторной струи связано с большой погрешностью измерения, поэтому
при обработке результатов расчёт безразмерной скорости проводился для нулевого
значения скорости за струёй.
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 свидетельствует о необходимости учитывать при расчете
безразмерного профиля действительную скорость на задней границе в зоне обратных токов, которая увеличивается по мере удаления от плоскости симметрии струи
к ее боковой границе.
29
u2 / um
(u 1 - u δ1 )/(u m - u δ1 )
1
1
0,8 0,8
0,6 0,6
0,4 0,4
0,2 0,2
0
η2,50,5
2
1,5
1
0,5
0
0
0
0,5
1
1,5
2
η2,5
0,5
Рисунок 5.15 - Безразмерный профиль скорости основного участка в плоскости симметрии
секторной струи, распространяющейся в потоке, в поперечном направлении по координате y
(u 1 - u δ1 )/(u m - u δ1 )
u2 / um
1
1
0,8 0,8
0,6 0,6
0,4 0,4
0,2 0,2
0
0
η2,50,5
2
1,5
1
0,5
0
0
0,5
1
1,5
2
η2,5
0,5
1,5
2
η2,5
0,5
а
u2 / um
1
(u 1 - u δ1 )/(u m - u δ1 )
1
0,8 0,8
0,6 0,6
0,4 0,4
0,2 0,2
η2,5
0,5
0
2
1,5
1
0,5
0
0
0
0,5
1
б
Рисунок 5.16 - Безразмерный профиль скорости основного участка на расстоянии от плоскости симметрии секторной струи, распространяющейся в потоке, в поперечном направлении
по координате y для сопел с θ0 = 600 (а) и θ0 = 900 (б)
30
u2 / um
1
(u 1 - u δ1 )/(u m - u δ1 )
1,0
0,8 0,8
0,6 0,6
0,4 0,4
0,2 0,2
0
η2,5
0,5
2
1,5
1
0,5
0
0,0
0
0,5
1
1,5
2
η2,5
0,5
Рисунок 5.17 - Безразмерный профиль скорости основного участка на расстоянии от плоскости симметрии секторной струи, распространяющейся в потоке, в поперечном направлении
по координате y, измеренный перпендикулярно оси струи и перпендикулярно максимальной
скорости в сечении
(u φ - u δ1 )/(u m - u δ1 )
Проведено измерение про1
филя скорости основного участка
на расстоянии от плоскости сим0,8
метрии секторной струи, распространяющейся в потоке, в попе0,6
речном направлении по координате y, как перпендикулярно оси
0,4
струи, так и перпендикулярно
0,2
максимальной скорости в сечении. Направление вектора макси0
мальной скорости в сечении на
ξ2,5
0,5
0
0,5
1
1,5
2
расстоянии от плоскости симметрии струи отличается от направлеРисунок 5.18 - Безразмерный профиль скорости в
ния оси струи. Зависимости припограничном слое основного участка секторной
ведены на рисунке 5.17. Сущеструи, распространяющейся в потоке, в окружном
ственных отличий от расчетного
направлении по координате φ
профиля не обнаружено.
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 θ0 = 600 и θ0 = 900, на одинаковом
безразмерном расстоянии от сопла x  x  0 = 7,891.
Линии равных избыточных полных давлений и линии равных скоростей в
поперечном сечении секторной струи показаны на рисунках 5.19 – 5.20.
Измеренные пространственные поля скоростей сопоставлялись с расчётными. Линии равных относительных скоростей в поперечном сечении секторной
струи, полученные в результате измерений и расчётным путём, приведены на ри-
31
сунках 5.21 и 5.22. На рисунке 5.21 показаны линии равных относительных скоростей в поперечном сечении секторной струи, имеющий центральный угол θ0 = 600,
а на рисунке 5.22 – для струи с θ0 = 900.
y /δ-4о
y /δ-4о
-2
-2
0
1
0,9
0,8
0,7
0,6
2
0
1
0,1
0,5
0,8
0,6
0,4
0,5
4
0,4
0,3
0,1
0,3
0,2
0,1
2
0,2
6
8
4
0
2
z /δ
6 о
4
0
2
4
6
8
z 10
/δ о
θ0 = 600
θ0 = 900
Рисунок 5.19 - Линии равных полных давлений в поперечном сечении секторной струи
y /δ
-4 о
y /δ-4о
-2
-2
0
1
0,9
0,8
2
0
1
0,9
0,7
0,8
0,6
0,3
0,7
0,5
0,4
0,3
0,2
4
0,6
2
0,3
0,5
6
0,4
8
4
0
2
4
z /δ
6 о
0
2
4
6
8
z /δ
10 о
θ0 = 60
θ0 = 90
Рисунок 5.20 - Линии равных скоростей в поперечном сечении секторной струи
0
0
Необходимо отметить удовлетворительное согласование качественной картины изотах и форм поперечного сечения струи, полученных расчётным способом
с использованием разработанной математической модели и измеренных опытным
путём. Однако экспериментальные линии равных относительных скоростей имеют
более интенсивное искривление, то есть на границе струи их отклонение более значительное.
Это объясняется тем, что математическая модель не учитывает образования
вихревого течения в виде пары вихрей на границе струи в плоскости, перпендикулярной её оси.
32
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0,0
расчёт
эксперимент
θ0 (град)
F0 (мм )
δ0 (мм)
̅
̅ = /0
α0 (град)
90
60
100
3,820
59,286
7,891
Рисунок 5.21 - Сопоставление расчётных и экспериментальных линий равных
относительных скоростей в поперечном сечении секторной струи
2
0,8
0,6
0,9
0,7
0,5
0,2
0,3
0,4
0,1
расчёт
эксперимент
θ0 (град)
F0 (мм2)
δ0 (мм)
̅
̅ = /0
α0 (град)
90
90
100
2,546
62,011
7,864
Рисунок 5.22 - Сопоставление расчётных и экспериментальных линий равных
относительных скоростей в поперечном сечении секторной струи
Исследована боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке (рис. 5.23 – 5.24). Измерения проведены для следующих геометрических и режимных параметров струи:  0  900 , 0  300 ,  0  7,64 мм, F0  100 мм2 , q  61,41 .
На рисунке 5.21 боковая граница представлена в виде изменения безразмерной координаты z / z0 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
33
также в виде изменения координаты φ, то есть в виде угла, отсчитываемого от плоскости симметрии струи, показанная на рисунке 5.22. 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 φ0 по длине струи.
Рисунок 5.23 - Боковая граница секторной струи, Рисунок 5.24 - Боковая граница секторной
распространяющейся в потоке, представленная в струи, распространяющейся в потоке, предвиде безразмерной координаты z / z0
ставленная в виде угловой координаты φ
5.4. 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: q = 47,175; 79,508 и 129,903 для угла истечения струи α0 = 900.
Сопоставление проводилось для сопел, выполненных с одинаковой площадью F0 = 100 мм2 и, соответственно, имеющих одинаковый продольный размер
сопла δ0 = 10 мм.
Результаты сравнения
X140
(мм)
измеренной траектории квад120
ратной струи с расчетными зависимостями, полученными
100
Ивановым Ю. В., Шандоровым Г. С., Вахламовым С. В.,
80
Герцбергом М. Б., Палатни60
ком И. Б. и Темирбаевым Д.
Ж., а также Камотани Ю. и
40
q=47,175 эксперимент
q=129,903 эксперимент
Гребером И. приведены на риИванов Ю. В.
Шандоров Г. С.
20
сунке 5.25. Наиболее хорошо
Вахламов С. В.
Герцберг М. Б.
Палатник И. Б., Темирбаев Д. Ж.
полученные экспериментальКамотани, Гребер
0
Иванов Ю. В.
ные результаты согласуются с
Y (мм)
Шандоров
Г.
С.
80
60
40
20
0
Вахламов С. В.
зависимостью Иванова Ю. В.
Герцберг М. Б.
Палатник И. Б., Темирбаев Д. Ж.
Рисунок 5.25 - Сопоставление экспериментальных
Камотани, Гребер
Для веерной струи соизмерений распространения квадратной струи с
поставление полученных эксрасчетными зависимостями других авторов
периментальных результатов
по измерению искривления струи потоком было проведено с зависимостями Герц34
берга М. Б. (рис. 5.26) и Костерина В. А. Сопоставление проводилось для сопел,
имеющих одинаковую площадь F0 = 100 мм2 и одинаковый продольный размер
сопла δ0 = 1,273 мм. Измеренные траектории струи хорошо согласуются с расчетными зависимостями этих авторов для веерной формы сопла.
Y 60
(мм) 40
20
0
140
X
(мм)
X140
(мм)
X140
(мм)
X140
(мм)
120
120
120
120
100
100
100
100
80
80
80
80
60
60
60
60
40
40
40
40
20
20
20
20
0
0
0
-20
Y 60
(мм) 40
20
0
-20
Y40(мм) 20
0
-20
-40
0
Y 40
(мм) 20
0
-20
-40
α0 = 900
α0 = 1050
α0 = 1200
α0 = 1350
Рисунок 5.26 - Сопоставление экспериментальных измерений распространения веерной
струи с расчетной зависимостью Герцберга М. Б.
Шестая глава посвящена методическим вопросам проведения экспериментального исследования течения в решетках устройства реверсирования тяги наружного контура перспективного ТРДД.
Экспериментальные работы были проведены на двух исследовательских
установках: на установке для испытания на прочность при воздействии потоком
моделей решеток, изготовленных из полимерных материалов, и на установке для
исследования газодинамических характеристик моделей решеток реверсивного
устройства.
Для проведения экспериментального исследования и получения сравнительных газодинамических характеристик было изготовлено 14 различных вариантов
моделей решеток реверсивного устройства, отличающиеся углом установки лопаток по длине решетки α, типом профиля лопатки (s, р и sp), углом установки лопаток
относительно продольных ребер решетки β, количеством лопаток в решетке и углом выходных кромок продольных ребер γ.
В моделях решеток РУ установлены лопатки, как плоские (тип s, рис. 6.1, а,
в), так и переменной толщины (тип p, рис. 6.1, б). Угол установки лопаток в решетке
по длине для некоторых вариантов исполнения выполнен переменным.
а) тип профиля лопатки s – соответствует типу лопатки
решетки РУ двигателя ПС-90А
б) тип профиля лопатки р – профилированный с переменной толщиной профиля
в) тип профиля лопатки sp – построен по средней линии
профиля лопатки – р, (средняя линия лопатки проходит
посередине «корыта» и «спинки»)
а)
б)
в)
Рисунок 6.1 - Геометрия профилей лопаток решетки реверсивного устройства
Исследование проведено для геометрических параметров четырнадцати вариантов модельных решеток устройства реверсирования тяги, которые совместно
со схематическими изображениями приведены ниже.
35
Варианты моделей решеток реверсивного устройства:
Вариант 1. Тип лопатки p.
Угол установки лопаток переменный α = 440 – 540
Вариант 2. Тип лопатки p.
Угол установки лопаток постоянный α = 500
Вариант 3. Тип лопатки p.
Угол установки лопаток переменный α = 460 – 560
Вариант 4. Тип лопатки sp.
Угол установки лопаток переменный α = 440 – 540
Вариант 5. Тип лопатки sp.
Угол установки лопаток постоянный α = 500
Вариант 6. Тип лопатки s.
Угол установки лопаток постоянный α = 520
Вариант 7. Тип лопатки s.
Угол установки лопаток постоянный α = 550
Вариант 8. Тип лопатки s.
Угол установки лопаток постоянный α = 570
Вариант 9. Тип лопатки p.
Угол установки лопаток переменный α = 440 – 540. Выходные кромки ребер повернуты на угол γ = 200
Вариант 10. Тип лопатки p.
Угол установки лопаток переменный α = 440 – 540. Выходные кромки ребер повернуты на угол γ = 300
Вариант 11. Тип лопатки p.
Угол установки лопаток переменный α = 440 – 540. Выходные кромки ребер повернуты на угол γ = 450, увеличена густота продольных
ребер
36
Вариант 12. Тип лопатки p.
Угол установки лопаток постоянный α = 500. Угол разворота лопаток относительно продольных ребер β =750
Вариант 13. Тип лопатки p.
Угол установки лопаток постоянный α = 500. Угол разворота лопаток относительно продольных ребер β =600
Вариант 14. Тип лопатки p.
Угол установки лопаток постоянный α = 500. Сектор
решеток
реверсивного
устройства полностью развернут на β = 450.
Экспериментальная установка для исследования газодинамических характеристик реверсивных решёток выполнена по геометрическому подобию с перспективным двигателем ПД-14 в масштабе 1:2 и представляет собой сектор наружного
контура с центральным углом 18 градусов (рис. 6.2 и 6.3).
Рисунок 6.2 - Схема продольного разреза
наружного контура двигателя
Рисунок 6.3 - Общий вид рабочего
участка экспериментальной установки
В седьмой главе приведены результаты экспериментального исследования
по определению газодинамических характеристик решёток устройства реверсирования тяги. Исследовалось влияние следующих конструктивных параметров:
- угла установки лопаток относительно оси двигателя α;
- угла разворота лопаток относительно продольных ребер β;
- угла бокового отклонения выходных кромок продольных ребер γ;
- профиля лопаток
37
на газодинамические характеристики решёток: величину обратной тяги R, коэффициент реверсирования тяги ̅, коэффициент расхода μ и коэффициент восстановления полного давления с .
7.1. Проведено исследование влияния угла установки лопаток относительно
оси двигателя α на величину создаваемой решеткой обратной тяги Rрев и величину
коэффициента расхода решетки µ. Исследования выполнены как для решеток с переменным углом установки лопаток по длине решеток для вариантов исполнения
решеток 1 (α = 44-540) и 3 (α = 46-560) с профилем лопатки типа p, так и с постоянным углом установки лопаток для вариантов 6, 7 и 8 (α = 52, 55 и 570) с профилем
лопатки типа s.
Показано уменьшение величины обратной тяги Rрев при увеличении угла
установки лопаток относительно оси двигателя α при различных расходах через решетку G (рис. 7.1). Отрывные течения, образующиеся на спинках лопаток, приводят
к уменьшению коэффициента расхода решеток μ при увеличении угла установки
лопаток α (рис. 7.2). У плоских лопаток коэффициент расхода μ меньше, чем у решёток, имеющих лопатки переменной толщины и переменный угол установки по
длине решетки (рис. 7.3).
Уменьшение угла установки лопаток относительно оси двигателя α приводит
к увеличению коэффициента реверсирования тяги решетки ̅ = рев ⁄пр (рис. 7.4).
0,60
90
Коэффициент расхода
решетки μ
Обратная тяга Rрев (кг*м/с2, н)
110
70
50
30
10
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
0,55
0,50
0,45
0,40
0,35
0,30
1,6
0,4
Действительный расход воздуха через решетки
G (кг/с)
Рисунок 7.1 - Влияние угла установки
лопаток α на величину обратной тяги Rрев в
зависимости от расхода через решетку G
1,2
1,6
2,0
Рисунок 7.2 - Влияние угла установки
лопаток α на коэффициент расхода решеток
μ в зависимости от расхода через решетку G
0,60
0,70
Коэффициент реверсирования
тяги рев ∕ пр
Коэффициент расхода решетки
μ
0,8
Действительный расход воздуха через решетки
G (кг/с)
0,55
0,50
0,45
0,40
48
50
52
54
56
58
0,65
0,60
0,55
0,50
48
50
52
54
56
58
Угол установки лопаток α (град)
Угол установки лопаток α (град)
Рисунок 7.3 - Влияние угла установки
лопаток α на коэффициент расхода решеток
μ в зависимости от расхода через решетку G
38
Рисунок 7.4 - Зависимость коэффициента
реверсирования тяги решетки ̅ от угла
установки лопаток α
На графиках для решеток с переменным углом установки лопаток по длине
решетки принимается среднеарифметическое значение угла установки лопаток α.
7.2. Проведено исследование влияния угла разворота лопаток относительно
продольных ребер β на величину создаваемой решеткой обратной тяги Rрев и величину коэффициента расхода решетки µ. Исследования проведены для решеток с постоянным углом установки лопаток по длине решеток α = 500 и различными вариантами исполнения решеток 2, 12, 13 и 14 (β = 90, 75, 60 и 450), имеющими профиль
лопатки типа p.
Разворот лопаток относительно продольных ребер β приводит к уменьшению обратной тяги Rрев (рис. 7.5). При этом уменьшение относительной обратной
тяги ̅рев = рев  ⁄рев =90 происходит более интенсивно, чем при косинусных потерях, так как в реальном процессе существуют потери на разворот потока (рис.
7.6).
При изменении угла разворота лопаток β до величины 600 коэффициент расхода решеток уменьшается. Это связано с появлением отрывных течений на спинке
лопаток (рис. 7.7). При β = 450 заполняемость межлопаточных каналов увеличивается и коэффициент расхода μ возрастает.
Относительная обратная тяга
рев β ∕ рев β=90
Обратная тяга Rрев (кг*м/с2, н)
160
120
80
40
0
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
2,0
0
15
30
45
60
Угол разворота лопаток относительно продольных
ребер β (град)
Действительный расход воздуха через решетки G
(кг/с)
Рисунок 7.5 - Влияние угла разворота
лопаток относительно продольных ребер β
на величину обратной тяги Rрев в
зависимости от расхода через решетку G
Рисунок 7.6 - Влияние угла разворота
лопаток относительно продольных ребер β
на величину относительной обратной тяги
̅рев в зависимости от расхода G
0,7
Коэффициент реверсирования
тяги рев ∕  пр
Коэффициент расхода решетки
μ
0,8
0,6
0,5
0,4
90
80
70
60
50
0,6
0,4
0,2
0
90
40
80
70
60
50
40
Угол разворота лопаток относительно продольных
рёбер решёток β, град
Угол разворота лопаток относительно
продольных ребер β (град)
Рисунок 7.7 - Влияние угла разворота лопаток относительно продольных ребер β на
коэффициент расхода решетки μ в зависимости от расхода через решетку G
Рисунок 7.8 - Зависимость коэффициента
реверсирования ̅ от угла разворота лопаток относительно продольных ребер β
39
Уменьшение коэффициента реверсирования ̅ = рев ⁄пр при изменении
угла разворота лопаток относительно продольных ребер β протекает интенсивнее,
чем косинусные потери (рис. 7.8). Экспериментальная кривая проходит ниже теоретической, так как в реальном процессе существуют потери на разворот потока.
7.3. Проведено исследование влияния угла бокового отклонения выходных
кромок продольных ребер γ на величину создаваемой решеткой обратной тяги Rрев
и величину коэффициента расхода решетки µ. Исследования проведены для решеток с переменным углом установки лопаток по длине решеток α = var 44 – 54 и
различными вариантами исполнения решеток 1, 9,10 и 11 (γ = 0, 20, 30 и 450) с профилем лопатки типа p.
Увеличение угла бокового отклонения выходных кромок продольных ребер
γ приводит к уменьшению величины обратной тяги Rрев (рис. 7.9). Влияние угла бокового отклонения продольных ребер γ на величину относительной обратной тяги
̅рев = рев  ⁄рев =0 в зависимости от степени расширения в решетке πс для профилированных лопаток с переменными углами установки лопаток α показано на
рисунке 7.10.
1,10
Относительная обратная тяга
рев  ∕ рев =0
Обратная тяга Rрев (кг*м/с2, н)
140
120
100
80
60
40
20
0
1
1,02
1,04
1,06
1,08
0,90
0,80
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0
1,1
10
20
30
40
50
Угол бокового отклонения продольных ребер γ
(град)
Степень расширения в решетке πс
Рисунок 7.9 - Влияние угла бокового отклонения продольных ребер γ на величину обратной тяги Rрев в зависимости от степени
расширения в решетке πс
1,00
Рисунок 7.10 - Влияние угла бокового отклонения продольных ребер γ на величину относительной обратной тяги ̅рев в зависимости
от степени расширения в решетке πс
При изменении угла бокового отклонения выходных кромок продольных ребер до γ = 450 коэффициент расхода μ решеток увеличивается (рис. 7.11). Это объясняется тем, что несмотря на появление отрывных течений на спинках лопаток заполняемость межлопаточных каналов увеличивается.
Уменьшение коэффициента реверсирования ̅ = рев ⁄пр при изменении
угла наклона лопаток относительно продольных ребер β протекает менее интенсивно, чем косинусные потери (рис. 7.12). Теоретическая кривая, учитывающая
только косинусные потери, показанная на рисунке, проходит ниже экспериментальной кривой при значении угла бокового отклонения продольных ребер γ = 450. Это
свидетельствует о том, что при таком угле γ не весь поток разворачивается на требуемый угол, несмотря на установку дополнительного продольного ребра.
7.4. Выполнен сравнительный анализ способов бокового отклонения реверсивной струи, для чего зависимости относительных значений коэффициентов реверсирования и расхода для разных способов приведены совместно на рисунках
7.13 и 7.14.
40
0,8
Коэффициент реверсирования
тяги
Коэффициент расхода решетки
μ
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0
10
20
30
40
50
0,6
0,4
0,2
0
0
Рисунок 7.11 - Влияние угла бокового отклонения продольных ребер γ на коэффициент расхода решетки μ в зависимости от
расхода через решетку G
Относительный коэффициент
расхода решётки
Относительный коэффициент
реверсирования тяги
1
0,8
0,6
влияние β
влияние γ
cos угла
влияние β
влияние γ
0,2
20
30
40
50
Рисунок 7.12 - Зависимость коэффициента
реверсирования ̅ от угла бокового отклонения продольных ребер γ
1,2
0,4
10
Угол бокового отклонения выходных кромок
продольных рёбер решёток γ (град)
Угол бокового отклонения продольных ребер γ
(град)
1,6
1,4
1,2
1
0,8
влияние β
0,6
влияние γ
0,4
влияние β
0,2
влияние γ
0
0
0
10
20
30
40
0
50
Угол разворота лопаток относительно продольных
рёбер β и угол бокового отклонения выходных
кромок продольных рёбер решёток γ (град)
10
20
30
40
50
Угол разворота лопаток относительно продольных
рёбер β и угол бокового отклонения выходных
кромок продольных рёбер решёток γ (град)
Рисунок 7.13 - Зависимость относительного
коэффициента реверсирования тяги от
способа бокового отклонения струи
Рисунок 7.14 - Зависимость относительного
коэффициента расхода решётки от способа
бокового отклонения струи
Способ бокового отклонения реверсивной струи с помощью отклонения выходных кромок продольных ребер γ представляется более предпочтительным, по
сравнению с применением решёток с диагональными лопатками. При таком способе потери коэффициента реверсирования практически не отличаются от косинусных потерь, а также этот способ приводит к увеличению коэффициента расхода решётки.
7.5. Проведено исследование влияния формы профиля лопатки на величину
создаваемой решеткой обратной тяги R и величину коэффициента расхода решетки
µ. Исследования проведены как для решеток с переменным углом установки лопаток по длине решеток α = 44-540 (варианты исполнения решеток 1 и 4), так и с постоянным углом установки лопаток α = 500 (варианты 2 и 5). Сравнения проводились для профилированных лопаток типа р и плоских лопаток типа sp.
Показано, что применение профилированных лопаток практически не влияет на величину обратной тяги Rрев решеток (рис. 7.15). Однако отрывные течения,
образующиеся на спинках лопаток профиля sp, приводят к уменьшению коэффициента расхода μ плоских решеток по сравнению с решетками, имеющими лопатки
переменной толщины профиля p (рис. 7.16). Это отличие наиболее существенно заметно для решеток с постоянным углом установки лопаток α.
41
0,60
Коэффициент расхода решетки
μ
Обратная тяга Rрев (кг*м/с2, н)
140
110
0,55
80
0,50
50
0,45
20
0,40
0,8
1
1,2
1,4
1,6
1,8
2
0,4
Действительный расход воздуха через решетки G
(кг/с)
0,8
1,2
1,6
2,0
Действительный расход воздуха через решетки G
(кг/с)
Рисунок 7.15 - Влияние формы профиля
лопатки на величину обратной тяги Rрев в
зависимости от расхода через решетку G
Рисунок 7.16 - Влияние формы профиля
лопатки на величину коэффициента расхода решетки μ в зависимости от расхода
через решетку G
В восьмой главе приведён одномерный газодинамический расчёт устройства реверсирования тяги решётчатого типа, расположенного в наружном контуре,
на примере ТРДД ПС-90. Расчёт выполнен в среде математического пакета Mathcad
на базе материалов предприятия-разработчика с использованием результатов экспериментального исследования газодинамических характеристик решеток устройства реверсирования тяги ТРДД ПС-90, проведённого в модельных условиях в рамках данной работы.
Расчёт выполнен на номинальном режиме работы двигателя с использованием исходных параметров, приведённых в таблице 8.1.
Условное
обозначение
Обозначение в
программе
Номинальный
режим
Н=0, М=0
Режим обратной
тяги Н=0, М=0
Таблица 8.1 - Исходные данные для проектирования реверсивного устройства
РН
Рн
101 325
101 325
Статическое давление окружающего воздуха, Па
ТН
Тн
288,15
288,15
Температура окружающего воздуха, К
GВII
GII
350,1
371
Расход воздуха через наружный контур, кг/с
ТII*
ТII
332
335,6
Температура торможения воздуха наружного
контура, К
PII*
РII
148 276,55
156 219,93
Полное давление воздуха наружного контура, Па
FII
FII
1,644
1,644
Эффективная площадь сечения потока воздуха наружного контура на входе в камеру
смешения, м2
GI
GI
72,8
71,4
Расход газа через внутренний контур, кг/с
Наименование физической величины
и размерность
42
ТI*
TI
747
710,8
Температура торможения газа внутреннего
контура, К
PI*
PI
145 432,62
112 776,48
Полное давление газа внутреннего контура,
Па
FI
FI
0,58474
0,58474
Эффективная площадь сечения потока газа
внутреннего контура на входе в камеру смешения, м2
R
Rnp
12 172
β
β
Тяга двигателя на режиме прямой тяги, кгс
Угол установки лопаток в решетках реверсивного устройства по отношению к оси двигателя, град
45
Принята расчётная схема, приведённая на рисунке 8.1.
При расчёте было учтено, что при включении реверсивного устройства происходит перекрытие наружного контура. При этом истечение газа внутреннего контура будет происходить с перерасширением в общем сопле, что приводит к падению давления за турбиной. На турбине низкого давления увеличится перепад, вызывающий её раскрутку и соответственно раскрутку вентилятора. Давление в наружном контуре увеличивается.
Gр = 322,8 кг/с
Fр = 1,269 м2
Gщ р = 38,46 кг/с
FΣ щ р = 0,15 м2
GII = 371 кг/с
Gщ = 9,74 кг/с
Fщ = 0,038 м2
GI = 71,4 кг/с
Рисунок 8.1 - Расчётная схема устройства реверсирования тяги
Девятая глава посвящена численному моделированию течения в устройстве реверсирования тяги решётчатого типа, расположенного в наружном контуре
перспективного ТРДД.
9.1. Проведено исследование влияния качества расчетной сетки и применяемой модели турбулентности на результаты решения, которые сравнивались с ре43
зультатами измерений, полученными при экспериментальном исследовании модели реверсивного устройства на экспериментальной установке. Исследование проведено на модели решетки реверсивного устройства, имеющей профилированные
лопатки с профилем типа p и постоянным углом установки лопаток равным α = 500,
выполненной в масштабе 1:2. Продольный разрез решетки приведен на рисунке 9.1.
В качестве расчетной модели с целью экономии времени вычислений на
начальном этапе исследования была выбрана двухмерная модель, построенная в
препроцессоре Gambit универсального программного комплекса Ansys Fluent, приведенная на рисунке 9.2.
Рисунок 9.1 - Продольный разрез исследуемой
решетки устройства реверсирования тяги
Рисунок 9.2 – Расчетная
модель и граничные условия
В результате в программе генераторе сеток было создано несколько моделей
сеток с различным качеством. В качестве моделей турбулентности были рассмотрены модели турбулентности с различными функциями стенок. При этом полагалось, что на входе в решетку подается воздух с заданной для данного режима скоростью, а отвод воздуха осуществляется в атмосферу.
Задача решалась в стационарной постановке. В расчетной модели были приняты следующие граничные условия, приведенные на рисунке 9.2:
- на входной границе задавалась среднерасходная скорость потока;
- на выходной границе предполагались атмосферные давление и температура.
Расчеты выполнены с использованием следующих моделей турбулентности:
• k-ε Standard, k-ε RNG и k-ε Realizable;
• k-ω Standard и k-ω SST;
• Spalart – Allmaras;
• RSM (Reynolds Stress Model).
В результате анализа полученных результатов можно рекомендовать для решения аналогичных задач использование следующих четырех моделей турбулентности, которые показали наилучшее совпадение профиля скорости на выходе из решетки с результатами измерений (рис. 9.3):
• модели k-ε Realizable;
• модели переноса сдвиговых напряжений Флориана Ментера (k-ω SST);
• однопараметрической модели Спаларта – Аллмареса (Spalart – Allmaras);
• модели напряжений Рейнольдса Reynolds Stress Model (RSM).
Для дальнейшего исследования в работе использована модель переноса
сдвиговых напряжений Флориана Ментера (k-ω SST).
9.2. Разработана трёхмерная численная модель для сектора устройства реверсирования тяги, включающего три решётки. Расчётная область представляла собой элемент перспективного двигателя ПД-14, выполненный по геометрическому
подобию в масштабе 1:2, и представляющий собой сектор наружного контура с цен44
70
Скорость V (м/с)
60
50
40
30
20
10
0
0
22
44
66
88
110
132
154
176
198
220
242
264
Длина решетки L (мм)
эксперимент
k - ω SST
RSM (Reynolds stress model)
k - ε Realizable
Spalart - Allmaras
Рисунок 9.3 - Наиболее близкие результаты расчетов к измеренному профилю
скорости на выходе из решетки (y+ = 13)
тральным углом 18 градусов. Исследование проведено для моделей решетки реверсивного устройства, имеющих профилированные лопатки с профилем типа p и постоянным углом установки лопаток равным α = 500.
Полученная в результате численного моделирования картина течения в наружном контуре двигателя и при обтекании решёток реверсивного устройства практически не отличается от течения, смоделированного в двумерной постановке (рисунок 9.4).
Вариант Профиль
Среднерасходная скорость
α (град.)
β (град.)
γ (град.)
решетки
лопаток
на входе (м/с)
2
p
50
90
0
68,296
Рисунок 9.4 - Поле скоростей во внутреннем канале и линии тока при течении в устройстве
реверсирования тяги при использовании модели турбулентности k-ω SST
9.2.1. Выполнено численное исследование влияния угла отклонения выходных кромок продольных ребер γ на газодинамические характеристики решеток
45
устройства реверсирования тяги. Были исследованы варианты решёток 1, 9, 10 и 11
с углами отклонения выходных кромок продольных ребер γ = 0, 20, 30 и 450.
При задании граничных условий в качестве параметров на входе в расчётную модель использовались массовый расход воздуха Gв и температура торможения Т*. В качестве рабочей среды рассматривался воздух. При этом зависимость
плотности газа от параметров потока учитывалась с помощью уравнения состояния
идеального газа (Менделеева – Клапейрона). Зависимость вязкости от температуры
задавалась в виде уравнения Сатерленда. На стенке рассматриваемой модели ставилось условие не прилипания, стенка считалась адиабатной. На выходе из модели
принималось граничное условие – атмосферное давление, что соответствовало условиям эксперимента.
Расчётная модель и граничные условия показаны на рисунках 9.5 и 9.6.
Ряд из 3 решеток
Атмосферные
условия
Стенка
Массовый расход,
температура
Рисунок 9.5 - Расчётная модель с
указанием граничных условий
Рисунок 9.6 - Исследуемые решётки
Одной из определяемых газодинамических характеристик решёток являлась
величина обратной тяги Rрев. При расчёте величины обратной тяги Rрев интегрировались проекции скоростей на выходе из решетки на направление угла установки
лопаток Vрасч.x, определение которых показано на рисунке 9.7. Угол установки лопаток относительно оси двигателя αуст изменялся по длине решетки.
а
б
Рисунок 9.7 - К определению величины обратной тяги по полю скорости на выходе
из решётки
а - угол установки равен 0 (γ = 0°); б - угол установки отличен от 0 (γ > 0°)
46
Течение к решётке с отклонением выходных кромок продольных рёбер показано на рисунке 9.8.
Вариант Профиль
Среднерасходная скорость
α (град.)
β (град.)
γ (град.)
решетки
лопаток
на входе (м/с)
9
p
var
90
20
54.131
Рисунок 9.8 - Поле скоростей во внутреннем канале и линии тока при течении в устройстве
реверсирования тяги при использовании модели турбулентности k-ω SST
Отличие результатов расчёта с экспериментальными данными по влиянию
степени уменьшения давления в решетке πс на величину обратной тяги Rрев в зависимости от углов отклонения выходных кромок продольных ребер γ обусловлено
различными граничными условиями (рис. 9.9). Представление обратной тяги в безразмерном виде ̅рев = рев  ⁄рев =0 показывает, что измеренные закономерности уменьшения величины обратной тяги при увеличении угла отклонения выходных кромок продольных ребер γ хорошо совпадают с расчётными результатами
(рис. 9.10).
120
1,2
Безр. обратн. тяга Rрев γ / Rрев γ=0
Расчёт
Обратная тяга Rрев (н)
100
80
60
Эксперимент
40
20
0
1,00
1,02
1,04
1,06
1,08
Расчёт
0,8
Эксперимент
0,6
0,4
0,2
0,0
1,10
0
Степень уменьшения давления в решетке πс
Рисунок 9.9 - Влияние степени уменьшения
давления в решетке πс на величину обратной
тяги Rрев в зависимости от углов отклонения
выходных кромок продольных ребер γ
1,0
10
20
30
40
50
Угол отклонения выходных кромок продольных
рёбер γ (град)
Рисунок 9.10 - Влияние угла отклонения продольных ребер γ на величину относительной
обратной тяги ̅рев в зависимости от степени
расширения в решетке πс
Расчетные и экспериментальные зависимости коэффициента расхода μ от
угла отклонения выходных кромок продольных ребер γ при различных значениях
степени уменьшения давления в решетке πс располагаются эквидистантно (рисунок
47
9.11). Отличие расчетных и измеренных значений обусловлено различиями граничных условий. Расчётные и экспериментальные зависимости коэффициента реверсирования ̅ от угла бокового отклонения продольных ребер γ практически совпадают
(рисунок 9.12).
Коэффициент реверсирования
Rрев / Rпр
Коэффициент расхода решетки
μ
1,00
0,90
Расчёт
0,80
0,70
0,60
Эксперимент
0,50
0,70
0,60
Расчёт
0,50
Эксперимент
0,40
0,30
0,20
0
10
20
30
40
50
0
Угол отклонения выходных кромок продольных
рёбер γ (град)
10
20
30
40
50
Угол отклонения выходных кромок продольных
рёбер γ (град)
Рисунок 9.11 - Влияние угла бокового отклонения продольных ребер γ на коэффициент
расхода решетки μ в зависимости от степени
расширения в решетке πс
Рисунок 9.12 - Зависимость коэффициента
реверсирования ̅ от угла бокового отклонения продольных ребер γ
На основе полученных результатов были сделаны следующие выводы.
1) Разработанная численная модель адекватно описывают качественную
картину течения в устройстве реверсирования тяги.
2) Расхождение расчётных значений и экспериментальных результатов
объясняется отличиями граничных условий, заданных при численном моделировании и имевших место при проведении измерений. В частности, это относится к
наличию пограничного слоя на входе в рабочий отсек экспериментальной установки. В расчётной модели задавался равномерный профиль скорости без учёта пограничного слоя.
Результаты численного моделирования течения в решётках устройства реверсирования тяги полностью совпадают с экспериментальными данными по потерям полного давления в решётке.
9.2.2. Проведено численное исследование течения с наложением внешнего
набегающего потока на расчётную модель реверсивного устройства (рис. 9.13).
В качестве граничных условий
принимались
массовый расход
Атмосферное давление
воздуха Gв и температура торможения Т *. Рабочей средой являлся возМассовый расход
дух. Расчеты проводились для двух
и температура
расходов воздуха, которым соответнабегающего потока
ствуют среднерасходные скорости
на входе в реверсивное устройство
V = 35 м/с и V = 53 м/с. При этом заСтенка
висимость плотности воздуха от паМассовый расход и
раметров потока учитывалась с потемпература струи
мощью уравнения состояния идеРисунок 9. 13 - Модель реверсивного устройства с ального газа (Менделеева – Клапейрона). Зависимость вязкости от темуказанием граничных условий в случае
наложения набегающего потока
пературы задавалась в виде уравне48
ния Сатерленда. На стенке рассматриваемой модели ставилось условие не прилипания, стенка считалась адиабатной. На удалении от выхода из решёток ставилось
граничное условие – атмосферное давление, что соответствовало условиям эксперимента. В качестве модели турбулентности согласно проведенным исследованиям
была выбрана модель k-ω SSТ. Расчеты проводились в программном комплексе Ansys Fluent.
Выбраны скорости набегающего потока W = 100 м/с и W = 35 м/с, соответствующие скоростям пробега самолёта, при которых происходит включение и выключение реверсивного устройства. Характерная картина течения при обтекании
устройства реверсирования тяги внешним набегающим потоком в виде линий тока
показана на рисунке 9.14.
Рисунок 9.14 - Линии тока при течении в устройстве реверсирования тяги при наличии
внешнего набегающего потока
Расчётные значения с целью анализа полученных результатов обобщены по
параметру √1⁄. Здесь:  =   2 ⁄  2 – гидродинамический параметр, представляющий собой отношение скоростных напоров реверсивной струи и набегающего потока.
Коэффициент восстановления полного давления σс реверсивного устройства
на зависит от скорости набегающего потока и остаётся неизменным для всех рассматриваемых конструктивных вариантов решёток (рис. 9.15).
0,9
Область работы РУ
0,99
0,98
0,97
0,96
γ = 0°
γ = 20°
γ = 30°
γ = 45°
Тренд
0,8
0,7
0,6
Область работы РУ
Коэффициент расхода μ
Коэффициент
восстановления полного
давления σс
1,00
0,5
0,4
0,3
γ = 0°
γ = 20°
γ = 30°
γ = 45°
0,2
0,95
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
0
3,5
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
Гидродинамический параметр √1/
Гидродинамический параметр √1/
Рисунок 9.15 - Влияние гидродинамического параметра √1/ на коэффициент восстановления полного давления σс для различных значений углов отклонения выходных
кромок ребер γ
Рисунок 9.16 - Влияние гидродинамического параметра √1/ на коэффициент расхода решетки μ для различных значений углов отклонения выходных кромок продольных ребер γ
49
Коэффициент расхода μ уменьшается с увеличением гидродинамического
параметра √1⁄, то есть с увеличением скорости набегающего потока при постоянной среднерасходной скорости реверсивной струи (рис. 9.16). Однако, в диапазоне режимов работы реверсивного устройства влияние набегающего потока на коэффициент расхода μ не значительно и им можно пренебречь.
Обратная тяга Rрев уменьшается с увеличением гидродинамического параметра √1⁄ (рис. 9.17). В диапазоне режимов работы реверсивного устройства
внешний набегающий поток не в состоянии влиять на обратную тягу Rрев , величина
которой практически не изменяется и её можно принять постоянной.
Коэффициент реверсирования ̅ = рев ⁄пр имеет тенденцию к уменьшению при увеличении гидродинамического параметра √1⁄ (рис. 9.18). Как и на
предыдущие газодинамические параметры решетки, влияние внешнего набегающего потока на коэффициент реверсирования ̅ в диапазоне режимов работы реверсивного устройства не существенно.
0,80
Коэффициент реверсирования
Rрев / Rпр
28
γ = 0°
γ = 20°
γ = 30°
γ = 45°
W=var, πс=1,2
W=36м/с, πс=var
0,70
26
0,60
25
Область работы РУ
24
23
22
21
0,50
0,40
γ = 0° Vвх = 35
γ = 20° Vвх = 35
γ = 30° Vвх = 35
γ = 45° Vвх = 35
0,30
20
0,20
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
0
Область работы РУ
Обратная тяга Rрев (н)
27
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
Гидродинамический параметр √1/
Гидродинамический параметр √1/
Рисунок 9.17 - Влияние гидродинамического параметра √1/ на величину обратной
тяги Rрев для различных значений углов отклонения выходных кромок продольных ребер γ
Рисунок 9.18 - Влияние гидродинамического параметра √1/ на коэффициент реверсирования ̅ для различных значений углов
отклонения выходных кромок продольных
ребер γ
На этом же графике показаны экспериментальные результаты коэффициентов реверсирования, полученные Портновым А. Д. (W = var, πс = 1,2 и W = 36 м/с,
πс = var). В связи с тем, что используемая в этой работе модель существенно отличается от рассматриваемой, результаты приводятся для справки.
Деформация профиля скорости на выходе из решётки под действием внешнего набегающего потока для двух режимов работы реверсивного устройства представлена на рисунках 9.19 – 9.20. Расчётные результаты приведены для решётки с
углом отклонения выходной кромки продольного ребра γ = 20°.
При среднерасходной скорости потока на входе в расчётную модель V = 35
м/с значения гидродинамического параметра √1/ составляли 0 (при W = 0 м/с);
1,008 (при W = 35 м/с) и 3,022 (при W = 100 м/с). Деформация профиля скорости до
величины гидродинамического параметра √1/ < 1 не наблюдается.
При среднерасходной скорости потока на входе в расчётную модель V = 54
м/с гидродинамический параметр √1/, принимает значения 0 (при W = 0 м/с);
0,647 (при W = 35 м/с) и 1,946 (при W = 100 м/с). Деформация профиля скорости до
величины гидродинамического параметра √1/ < 0,65 не наблюдается.
50
100
70
90
80
60
Скорость V (м/с)
Скорость V (м/с)
80
50
40
30
20
10
70
60
50
40
30
20
10
0
0
22
44
66
88
110
132
154
176
198
220
242
0
264
0
Длина решетки L (мм)
W=0 м/с
W=35 м/с
22
44
66
88
110 132 154 176 198 220 242 264
Длина решетки L (мм)
W=100 м/с
W=0 м/с
Рисунок 9.19 - Влияние скорости набегающего потока W на картину течения на выходе из решётки с углом γ = 20° при среднерасходной скорости реверсивной струи V =
35 м/с
W=35 м/с
W=100 м/с
Рисунок 9.20 - Влияние скорости набегающего потока W на картину течения на выходе из решётки с углом γ = 20° при среднерасходной скорости реверсивной струи V =
54 м/с
Таким образом, в интервале режимных параметров, при которых осуществляется эксплуатация реверсивного устройства перспективного двигателя ПД-1
(0,15 < √1/ < 0,45), деформации профиля скорости на выходе из решётки не
наблюдается. Этим объясняется то, что газодинамические характеристики реверсивного устройства не зависят от наличия внешнего набегающего потока на режимах, имеющих место при послепосадочном пробеге самолёта.
Основные результаты и выводы.
1) Разработана научная концепция подходов к методологии проектирования устройства реверсирования тяги решетчатого типа, расположенного в наружном контуре двухконтурного турбореактивного двигателя, на основе математического и численного моделирования аэродинамики течения.
2) Разработана математическая модель течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку, воспроизводящая картину течения в широком диапазоне геометрических и режимных параметров. Математическая модель получена
с использованием интегральных соотношений.
3) Разработанная математическая модель реализована в виде двух программ расчета, получивших свидетельства о государственной регистрации программ для ЭВМ, одна из которых внедрена на Пермском НПО «Авиадвигатель», а
также передана французской авиационной двигателестроительной компании «Hispano-Suiza».
4) Математическая модель адаптирована к натурным условиям работы
ТРДД ПС-90 в режиме реверсирования тяги:
- расчёт параметров струи в нулевом сечении выполнен с условием приведения результатов в соответствие с параметрами, измеренными в модельных условиях на выходе из решеток реверсивного устройства. В качестве критерия использован коэффициент расхода решеток;
- разработана методика оценки режима начала прилипания струи реверса к
мотогондоле, основанная на использовании уравнения неразрывности. Определен-
51
ный в модельных условиях режим начала прилипания струи к мотогондоле для двигателя ПС-90 удовлетворительно согласуется с результатами натурных испытаний
на самолете Ту-204.
5) Проведено сопоставление результатов расчёта с использованием математической модели с результатами численного моделирования в программном комплексе FlowVision. Показано их удовлетворительное соответствие.
6) В результате газодинамического исследования модельных решеток с
различными углами установки лопаток относительно продольных ребер β =
45…900, выполненных по геометрическому подобию с двигателем ПС-90, установлено, что:
- на выходе из решеток формируется сложное пространственное течение с
образованием отрывов потока от спинок лопаток для решеток с углами установки
лопаток относительно продольных ребер близких к β = 900;
- в передней части решетки, занимающей 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 β = 450 коэффициент расхода решетки увеличивается на 6,2 % по сравнению с решеткой, имеющей угол установки лопаток относительно продольных ребер
β = 900;
- при изменении угла установки лопаток относительно продольных ребер до
величины β = 450 величина относительной обратной тяги уменьшается до значения
0,494 от величины обратной тяги решетки, имеющей угол установки лопаток относительно продольных ребер β = 900.
7) На основе математического моделирования и экспериментального исследования получены новые данные о структуре рассматриваемого турбулентного
течения:
- получена зависимость изменения параметров в окружном направлении по
координате φ для различных геометрических параметров секторной струи. Экспериментально для различных форм сопла определено значение координаты φ0, до
величины которой параметры струи не изменяются;
- показано соответствие изменения параметров затопленной секторной
струи известным в литературе закономерностям для других форм струи;
- выявлено влияние формы сопла на искривление секторной струи потоком
при различных геометрических параметрах. Установлено, что продольный размер
сопла δ0 в значительной степени определяет характер искривления струи потоком,
в то время как величина центрального угла сопла θ0 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 φ.
8) Проведено сопоставление полученных экспериментальных результатов
по определению траектории струи с расчетными зависимостями других авторов для
52
квадратной и веерной (кольцевой) формы сопла. Показано их удовлетворительное
соответствие.
9) В результате экспериментального исследования газодинамических характеристик четырнадцати различных конструктивных вариантов модельных решеток, выполненных применительно к перспективному двигателю ПД-14, установлено, что:
- на выходе из решеток формируется сложное пространственное течение
с образованием отрывов потока от спинок лопаток;
- увеличение угла установки лопаток относительно оси двигателя от α =
520 до α = 570 приводит к уменьшению величины обратной тяги решетки и уменьшению коэффициента расхода решетки. Уменьшение коэффициента расхода решетки обусловлено появлением отрывных течений от спинки лопаток. Коэффициент реверсирования тяги уменьшается от величины 0,62 для решеток с углом установки лопаток относительно оси двигателя α = 520 до величины 0,59 для решеток с
углом α = 570;
- при изменении угла разворота лопаток относительно продольных ребер
от β = 900 до β = 450 относительная обратная тяги составляет величину 0,4 от относительной обратной тяги прямой решетки. Коэффициент реверсирования при этом
уменьшается от величины 0,65 до 0,3;
- при изменении угла бокового отклонения выходных кромок продольных
ребер до величины γ = 450 значение относительной обратной тяги составляет 0,35
от относительной обратной тяги решетки с прямыми ребрами при степени расширения потока в решетке πс = 1,1. Коэффициент реверсирования таких решеток составляет около 0,45 при значении 0,62 для решёток без отклонения выходных кромок продольных рёбер. Коэффициент расхода при изменении угла бокового отклонения выходных кромок продольных ребер до γ = 45 0 увеличивается. Несмотря на
установку дополнительного продольного ребра в решётке с углом его отклонения γ
= 450, разворота потока на заданный угол не наблюдается;
- способ отклонения потока в решетке изменением угла разворота лопаток
относительно продольных ребер менее эффективен по сравнению с изменением
угла бокового отклонения выходных кромок продольных ребер, так как в первом
случае потеря коэффициента реверсирования более существенная;
- применение профилированных лопаток, имеющих переменную толщину, не приводит к значительному изменению величины обратной тяги решетки. Коэффициент расхода у профилированных лопаток выше, чем у плоских лопаток, выполненных по средней линии профилированных лопаток. Для решеток с переменным углом установки лопаток α применение профилированных лопаток типа p по
сравнению с плоскими лопатками типа sp позволяет увеличить коэффициент расхода решетки μ в исследованном диапазоне расхода воздуха до 1,4 %. Для решеток
с постоянным углом установки лопаток α применение профилированных лопаток
типа p позволяет увеличить коэффициент расхода решетки μ в исследованном диапазоне расхода воздуха до 4,1 %.
10) Установлено, что при решении задач численного моделирования аэродинамики устройства реверсирования тяги целесообразно использование следующих четырех моделей турбулентности, которые показали наилучшее совпадение
расчётного профиля скорости на выходе из решетки реверсивного устройства с результатами измерений:
53
- модели k-ε Realizable;
- модели переноса сдвиговых напряжений Флориана Ментера (k-ω SST);
- однопараметрической модели Спаларта – Аллмареса (Spalart – Allmaras);
- модели напряжений Рейнольдса Reynolds Stress Model (RSM).
Для модели k-ε Realizable использование различных пристеночных функций
не приводит к существенному отличию результатов расчёта. Наибольшее совпадение с результатами измерений позволяет получить пристеночная функция Standart
Wall Functions.
11) Результаты численного моделирования течения в устройстве реверсирования тяги решётчатого типа, расположенного в наружном контуре двигателя, показали удовлетворительное соответствие результатам экспериментального исследования. Расхождение некоторых расчётных значений и экспериментальных результатов объясняется отличиями граничных условий, заданных при численном моделировании и имевших место при проведении измерений. В частности, это относится к наличию пограничного слоя на входе в рабочий отсек экспериментальной
установки. В расчётной модели в качестве граничного условия задавался равномерный профиль скорости без учёта пограничного слоя.
12) В интервале режимных параметров, при которых осуществляется эксплуатация реверсивного устройства перспективного двигателя ПД-14 (0,15 <
√1/ < 0,45), деформации профиля скорости на выходе из решётки внешним набегающим потоком по результатам численного моделирования не наблюдается. Этим
объясняется независимость газодинамических характеристик реверсивного устройства от наличия и скорости внешнего набегающего потока на режимах, имеющих
место при послепосадочном пробеге самолёта.
13) Полученные результаты математического, численного и физического
моделирования внешней и внутренней аэродинамики устройства реверсирования
тяги используются для выработки рекомендаций на этапе проектирования и доводки реверсивных устройств решётчатого типа, расположенных в наружном контуре ТРДД.
Публикации по основным положениям диссертации
Монографии:
1. Варсегов В. Л. Течение потоков реверсированного ТРДД. Математическое моделирование и экспериментальное исследование / В. Л. Варсегов. – Lambert
Academic Publishing GmbH, 2011. – 240 с.
Статьи, опубликованные в изданиях, рекомендованных ВАК России:
2. Варсегов В. Л. Количественные характеристики попадания выхлопных
газов различной плотности в воздухозаборник реверсированного турбореактивного
двигателя / З. В. Ахтямов, В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов // Испытания авиационных
двигателей. – Уфа: УАИ им. С. Орджоникидзе, 1981. – Вып. 9. – С. 130-134.
3. Варсегов В. Л. Интегральный метод расчета струи реверсивного устройства ТРДД, взаимодействующей с внешним потоком / В. Л. Варсегов // Известия
высших учебных заведений. Авиационная техника. – Казань: КГТУ, 2010. – № 2. –
С. 63-67.
4. Варсегов В. Л. Разработка и создание государственного первичного специального эталона единицы массового расхода газожидкостных смесей ГЭТ 19554
2011. / Соловьев В. Г., Варсегов В. Л., Малышев С. Л., Петров В. Н. // Вестник Казанского государственного технического университета им. А. Н. Туполева. – Казань: КНИТУ-КАИ, 2013, № 3. – с. 32-38.
5. Варсегов В. Л. Выбор оптимальной модели турбулентности при численном моделировании течения в устройстве реверсирования тяги ТРДД решетчатого
типа / В. Л. Варсегов, А. С. Шабалин // Известия высших учебных заведений. Авиационная техника. – Казань, 2015. – № 4. – С. 117-120.
6. Варсегов В. Л. Расчетная оценка режима начала прилипания струи реверсивного устройства к мотогондоле в потоке. / В. Л. Варсегов // Известия высших
учебных заведений. Авиационная техника. – Казань, 2016. – № 4. – С. 77-81.
7. Варсегов В. Л. Влияние угла установки лопаток относительно оси двигателя на газодинамические характеристики решеток устройства реверсирования
тяги, расположенного в наружном контуре перспективного ТРДД / В. Л. Варсегов
// Вестник РГТУ. – Рыбинск, 2016. – № 2 (37). – С. 14-21.
8. Варсегов В. Л. Влияние угла отклонения выходных кромок продольных
ребер на газодинамические характеристики решеток устройства реверсирования
тяги, расположенного в наружном контуре ТРДД / В. Л. Варсегов // Вестник
УГАТУ. – Уфа, 2017. – Т. 21, № 1 (75). – С. 80-90.
9. Варсегов В. Л. Численное определение газодинамических характеристик решеток с различными углами отклонения выходных кромок продольных ребер реверсивного устройства перспективного газотурбинного двигателя / В. Л. Варсегов, А. С. Шабалин // Известия высших учебных заведений. Авиационная техника. – Казань, 2017. – № 2. – С. 43-49.
10. Варсегов В. Л. Влияние внешнего набегающего потока на газодинамические характеристики реверсивного устройства. / А. С. Шабалин, В. Л. Варсегов //
Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Аэрокосмическая техника. – Пермь, 2017. – № 49. – С. 54-62.
Статьи, опубликованные в изданиях SCOPUS:
11. Varsegov V. L. Integral method for calculating a turbofan engine thrust reverser jet interacting with an external stream / Allerton Press, Inc., Journal Russian Aeronautics. – June 2010, Volume 53, Issue 2. – p. 212–220.
12. Varsegov V. L. Selection of an optimal turbulence model for numerical flow
simulation in a cascade type turbofan engine thrust reverser / Varsegov V. L., Shabalin
A. S. // Allerton Press, Inc., Journal Russian Aeronautics. – October 2015, Volume 58,
Issue 4. – p. 484–487.
13. Varsegov V. L. Estimation of mode onset for reverse jet reattachment to the
engine nacelle in a flow. / Allerton Press, Inc., Journal Russian Aeronautics. – October
2016, Volume 59, Issue 4. – p. 523–528.
14. Varsegov V. L. Numerical determination of the gas-dynamic behavior of vane
cascades with various deflection angles of the trailing edges of longitudinal ribs of an
advanced gas-turbine engine thrust reverser. / Shabalin A. S., Varsegov V. L. // Allerton
Press, Inc., Journal Russian Aeronautics. April 2017, Volume 60, Issue 2. – p. 206–213.
Статьи, опубликованные в других изданиях:
15. Варсегов В. Л. Исследование на модели реверсированного ТРД размеров
зон рециркуляции и попадания выхлопных газов. / М. Ш. Гилязов, М. М. Высоко55
горец, В. Л. Варсегов // ДО № 5844, Организация п/я А-1420 МРС «ТТЭ», серия
«А». – 1984. Вып. 06.
Тезисы и материалы докладов:
16. Варсегов В. Л. Спецтема / В. А. Костерин, М. Ш. Гилязов, З. В. Ахтямов, В. Л. Варсегов, М. М. Высокогорец // II Всесоюзная научно-техническая конференция «Современные проблемы двигателей и энергетических установок летательных аппаратов». – М.: МАИ, 1981 г.
17. Варсегов В. Л. Исследование (на моделях) внешней аэродинамики выхлопных струй и всасывающих факелов турбореактивных двигателей вблизи ВПП
/ М. Ш. Гилязов, В. А. Костерин, М. М. Высокогорец, З. В. Ахтямов, В. Л. Варсегов,
М. Г. Хабибуллин, Ф. М. Мингалеев // Научно-техническая конференция. – Казань,
КАИ, 1981.
18. Варсегов В. Л. Определение оси струи, вытекающей из сопла в форме
сегментного окна в сносящий поток / В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов, К. В. Каховский, Г. Ф. Мингалеев // Научно-техническая конференция по итогам работы за
1983-1984 год. – Казань: КАИ, 1985.
19. Варсегов В. Л. Теоретическое и экспериментальное исследование турбулентной струи в сносящем потоке / В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов, Г. Ф. Мингалеев
// Научно-техническая конференция по итогам работы за 1983-1984 год. – Казань:
КАИ, 1985.
20. Варсегов В. Л. Экспериментальное исследование реверсивной струи в
потоке / В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов, Г. Ф. Мингалеев // IX научно-техническая
конференция Казанского ВВКИУРВ имени маршала артиллерии М. Н. Чистякова.
– Казань: КВВКИУРВ, 1985.
21. Варсегов В. Л. Исследование распространения реверсивных струй различной формы в сносящем потоке на моделях ТРД / В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов,
Г. Ф. Мингалеев, К. В. Каховский // III Всесоюзная научно-техническая конференция «Современные проблемы двигателей и энергетических установок летательных
аппаратов». – М.: МАИ, 1986.
22. Варсегов В. Л Влияние геометрии сопла на распространение секторной
струи в потоке / В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов, К. В. Каховский // Научно-техническая конференция по итогам работы за 1985-1986 год. – Казань: КАИ, 1987.
23. Варсегов В. Л. Исследование развития турбулентной струи в потоке /
В. Л. Варсегов // 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).
24. Варсегов В. Л. Исследование течения секторной струи в потоке применительно к задачам внешней аэродинамики турбореактивных двигателей, работающих в режиме реверсирования тяги / В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов // Выездное
заседание бюро секции научного совета АН СССР по проблеме «Теплофизика и
теплоэнергетика». – Казань, 1987.
25. Варсегов В. Л. Исследование течения выхлопных струй реверсированного двигателя при различных формах реверсивных окон / В. Л. Варсегов, М. Ш.
Гилязов // Всесоюзная конференция «Организация рабочего процесса в форсажных
56
камерах сгорания и выходных устройствах ВРД» по программе «Полет». – Казань,
1987.
26. Варсегов В. Л. Экспериментальное исследование пространственной
структуры течения струи различной формы в потоке / В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов
// Научно-техническая конференция по итогам работы за 1987-1988 год. – Казань:
КАИ, 1989.
27. Варсегов В. Л. О характерном размере, определяющем течение струи в
потоке / В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов, Н. Л. Кокшаров // Научно-техническая конференция по итогам работы за 1987-1988 год. – Казань: КАИ, 1989.
28. Варсегов В. Л. Исследование течения турбулентной струи в поперечном
потоке / В. Л. Варсегов // I республиканский научно-технический семинар молодых
ученых и специалистов «Актуальные вопросы использования достижений науки и
техники в народном хозяйстве». – Казань, 1989. – с. 55-56.
29. Варсегов В. Л. Математическое моделирование течения реверсивного
потока, вытекающего из реверса наружного контура ТРДД, в условиях внешнего
обдува / В. Л. Варсегов // II Межотраслевая научно-техническая конференция «Проблемы газовой динамики двигателей и силовых установок». – М.: ЦИАМ им. П. И.
Баранова, 1990 (доклад отмечен дипломом).
30. Варсегов В. Л. Интегральный метод расчета секторной струи в потоке /
В. Л. Варсегов // Всероссийская научно-техническая конференция «Техническое
обеспечение создания и развития воздушно-транспортных средств (экранопланов и
сверхлегких летательных аппаратов)». – Казань: КГТУ им. А. Н. Туполева, 1994.
31. Варсегов В. Л. Численное исследование процесса прилипания струи,
распространяющейся в поперечном потоке, к поверхности / В. Л. Варсегов // 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.
32. Варсегов В. Л. Оценка величины обратной тяги и расходных характеристик модельных решеток реверсивного устройства ТРД / В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов, М. Г. Хабибуллин // 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.
33. Варсегов В. Л. Определение характеристик воздушной подушки, образованной замкнутой периферийной щелевой турбулентной газовой струей / В. Л.
Варсегов, Г. М. Шалаев, М. Ш. Гилязов, С. У. Сайфеев // IХ 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. – С. 62.
34. Варсегов В. Л. Интегральный метод расчета секторной струи в потоке /
В. Л. Варсегов // Всероссийская научно-техническая конференция «Информационные технологии в науке, образовании и производстве». – Казань: КГТУ им. А. Н.
Туполева, 2007. – С. 66-69.
35. Варсегов В. Л. Оценка величины обратной тяги и расходных характеристик модельных решеток РУ / В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов // Проблемы и пер-
57
спективы развития авиации, наземного транспорта и энергетики: Материалы V Всероссийской научно-технической конференции. – Казань: КГТУ им. А. Н. Туполева,
АНТЭ, 2009. – Т. 1. – С. 288-293.
36. Варсегов В. Л. Расчетное и экспериментальное исследование течения реверсивных потоков ТРДД / В. Л. Варсегов // III международная научно-техническая
конференция «Авиадвигатели XXI века». – М.: ЦИАМ им. П. И. Баранова, 2010. –
С. 1486-1493.
37. Varsegov V. L. Unique Experience with a Multiphase Flowmeter on the First
Built Primary Calibration Multiphase Flow-loop / Varsegov V. L., Solovyov V. G. // 30th
International North Sea Flow Measurement Workshop – Fairmont St Andrews, UK, 2012.
38. Варсегов В. Л. Численное моделирование течения в устройствах реверсирования тяги наружного контура ТРДД / В. Л. Варсегов, А. С. Шабалин // Всероссийская научно-техническая конференция «Авиадвигатели XXI века». – М.: ЦИАМ
им. П. И. Баранова, 2015. – С. 333-335.
39. Варсегов В. Л. Влияние угла отклонения выходных кромок продольных
ребер на газодинамические характеристики решеток устройства реверсирования
тяги, расположенного в наружном контуре ТРДД / В. Л. Варсегов // Всероссийская
научно-техническая конференция «Научно-технические проблемы современного
двигателестроения». – Уфа, УГАТУ, 2016. – С. 176-187.
Авторские свидетельства:
40. Варсегов В. Л. А. с. 1018471 СССР. Устройство для защиты двигателя
летательного аппарата вертикального взлета и посадки. / М. М. Высокогорец, М.
Ш. Гилязов, З. В. Ахтямов, В. Л. Варсегов. – № 1018471; заявка 3355009; приоритет
12.11.1981; опубл. 14.01.1983.
41. Варсегов В. Л. А. с. 1302787 СССР. Реверсивное устройство. / Г. Ф. Мингалеев, В. Л. Варсегов, Э. Г. Акулов. – № 1302787; заявка 3945870; приоритет
12.07.1985; опубл. 08.12.1986.
42. Варсегов В. Л. А. с. 1718581 СССР. Способ защиты входного устройства
турбореактивного двухконтурного двигателя от попадания реверсивного потока и
реверсивное устройство. / В. Л. Варсегов, М. Ш. Гилязов, Г. Ф. Мингалеев. – №
1718581; заявка 4685114; приоритет 27.04.1989; опубл. 08.11.1991.
Патенты:
43. Варсегов В. Л. Пат. 2018467 Российская Федерация, МПК B 64 D 33/02.
Входное устройство газотурбинного двигателя / Варсегов В. Л., Гилязов М. Ш.,
Мингалеев Г. Ф.; заявитель и патентообладатель КГТУ им. А. Н. Туполева. – №
2018467; заявка 4869901; приоритет 01.10.1990; опубл. 30.08.1994 Бюл. № 16.
44. Варсегов В. Л. Пат. 2134844 Российская Федерация, МПК F 24 B 5/06, F
24 B 7/02. Отопительное устройство / Волков И. Н., Варсегов В. Л., Щукин Ф. В. –
№ 2134844, заявка 98104570/03; приоритет 12.02.1998; опубл. 20.08.1999 Бюл. №
23.
45. Варсегов В. Л. Пат. 2429452 Российская Федерация, МПК G 01 F 15/00,
G 01 F 25/00. Напорный бак постоянного уровня / Когогин А. А., Фишман И. И.,
Варсегов В. Л., Комиссаров Н. В., Малышев С. Л., Петров В. Н., Хомяков Г. Д.,
Волков И. Н.; заявитель и патентообладатель ФГУП ВНИИР. – № 2429452, заявка
2009148841; приоритет 28.12.2009; опубл. 20.09.2011 Бюл. № 26.
58
46. Варсегов В. Л. Пат. 2430775 Российская Федерация, МПК B 01 F 5/06.
Массообменное устройство / Когогин А. А., Фишман И. И., Варсегов В. Л., Комиссаров Н. В., Петров В. Н., Волков Н. И., Волков И. Н.; заявитель и патентообладатель ФГУП ВНИИР. – № 2430775; заявка 2010108556; приоритет 09.03.2010; опубл.
10.10.2011 Бюл. № 28.
47. Варсегов В. Л. Пат. 125345 Российская Федерация, МПК G 01 N 27/22.
Анализатор газожидкостного потока / Каратаев Р. Н., Тимофеев Е. В., Варсегов В. Л., Галимов Ф. М., Тимофеев А. В.; заявитель и патентообладатель КНИТУКАИ. – № 125345, заявка 2012144125; приоритет 16.10.2012; опубл. 27.02.2013 Бюл.
№ 6.
48. Варсегов В. Л. Пат. 2505790 Российская Федерация, МПК G 01 F 25/00.
Устройство воспроизведения расходов газожидкостных потоков / Соловьев В. Г.,
Варсегов В. Л., Волков Н. И., Волков И. Н.; заявитель и патентообладатель ФГУП
ВНИИР. – № 2505790; заявка 2012127329; приоритет 29.06.2012; опубл. 27.01.2014
Бюл. № 3.
Свидетельства о государственной регистрации программ для ЭВМ:
49. Варсегов В. Л. Программа расчета течения турбулентной неизотермической струи в равномерном безграничном потоке, натекающем на струю под углом /
В. Л. Варсегов. – № 920126; заявка 920048; регистр. 30.11.1992.
50. Варсегов В. Л. Программа расчета течения выхлопных потоков реверсированного ТРДД в условиях внешнего обдува / В. Л. Варсегов. – № 920127; заявка
920047; регистр. 30.11.1992.
Учебно-методические пособия:
51. Варсегов В. Л. Конструкция и газодинамический расчёт устройства реверсирования тяги ТРДД: Учебно-методическое пособие / В. Л. Варсегов. – Казань:
Изд-во КНИТУ-КАИ, 2016. – 52 с. (3,02 п. л.).
59
Формат 60х84 1/16. Бумага офсетная. Печать цифровая.
Усл. печ. л. 3,49.
Тираж 150 экз. Заказ В 59
Издательство КНИТУ-КАИ
420111, Казань, К. Маркса, 10
60
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа