Компрессорная система реактивного привода несущего винта вертолета - Бехли Ю.Г.

Author: Бехли Ю.Г.

Tags: гидравлика авиационное оборудование авиатехника

Year: 1960

Similar

Машиностроение. Энциклопедия в сорока томах. Самолеты и вертолеты. Том IV-21. Проектирование, конструкции и системы самолетов и вертолетов

Инженерная акустика. Теория и практика борьбы с шумом

Конструкция и прочность авиационных газотурбинных двигателей

Вертолетные газотурбинные двигатели

Text

ТО. Т. ТЬехли
I/
Компрессорная система
РЕАКТИВНОГО ПРИВОДА
НЕСУЩЕГО ВИНТА
ВЕРТОЛЕТА

онгиз • //
6 о
9
СПИСОК ОСНОВНЫХ УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ
LT и Lc — удельная работа, производимая газом при его расширении до атмосфер-
ного давления, в сечении гг и сс соответственно (см. фиг. 1);
/-4 — удельная располагаемая работа расширения в сечении 4-4 (см. фиг. 2);
./-« — удельная работа, затраченная на центробежное сжатие газа в ло-
пастях; ..
Lp—удельная работа реактивного привода;
Т Н— температура внешней среды;
PH — атмосферное давление;
удельный вес внешней среды;
р — плотность воздуха;
ср — удельная теплоемкость;
Т—температура в потоке газа в канале;
р — давление в потоке газа;
т* *
их* Рвх— полные температура и давление на входе в каналы винта;
7скц — степень повышения полного давления воздуха в компрессоре второго
контура;
V пл— степень повышения полного давления в результате центробежного сжа-
тия в лопастях винта;
лс—полная располагаемая степень понижения давления в реактивных соп-
лах (с учетом потерь давления);
Т с— полная температура газа в соплах;
Оц—расход газа (воздуха) через каналы в лопастях;
Gj — расход газа через исходный двигатель;
9охл—удельный отвод тепла во внешнюю среду через стенки каналов винта,
отнесенный к 1 кг воздуха;
<7П — тепло, сообщаемое во втором контуре, отнесенное к 1 кг воздуха;
с—скорость истечения из сопел на лопастях при полном расширении;
и—окружная скорость винта;
w—угловая скорость вращения несущего винта;
X—приведенная скорость газа (воздуха);
ХВх— приведенная скорость на входе «в каналы лопастей;
—к. ш д. исходного двигателя;
1кп—к. п.'д. компрессора второго контура, определенный по параметрам за-
торможенного потока;
1г—к. от. д. генератора газа;
1тр—к. п. д. газового тракта;
1т—к. п. д. турбинного привода, отнесенный к работе £«;
1р—жк. п. д. реактивного привода;
1вн— внешний к. п. д. системы реактивного привода;
1в — суммарный к. п. д. силовой установки;
а <— коэффициент восстановления полного давления по всему тракту между
компрессором и выходным сечением сопел;
S— площадь входного поперечного сечения всех каналов в лопастях;
г— расстояние от оси вращения канала до рассматриваемого сечения;
3
b — хорда профиля лопасти;
с — высота профиля;
__ с
с ~ -у — относительная высота профиля;
суммарный коэффициент теплопередачи от газа в канале к атмосферно-
му воздуху;
‘ —коэффициент выделения тепла в камерах сгорания на лопастях;
ф—коэффициент, учитывающий влияние дополнительных гидравлических
х—потерь в камерах сгорания на лопастях;
(чкП>-отношение располагаемой работы расширения воздуха за компрессо-
ч ром к работе адиабатического сжатия;
и ₽?— коэффициенты повышения мощности и расхода топлива по отношению к
простейшему варианту компрессорной системы;
z — число лопастей;
ст—коэффициент тяпи винта;
гт—длина всего канала в лопасти (считая ее от оси «вращения винта);
у—относительная длина канала;
D — гидравлический диаметр канала;
Суо—коэффициент подъемной силы винта на режиме висения;
хркоэффициент, характеризующий относительную площадь «профиля винта,
y-S — коэффициент использования поперечного сечения лопасти для разме-
щения канала;
ов—коэффициент заполнения несущего винта;
е— коэффициент! снижения расхода топлива при полете на дальность;
т—продолжительность (полета;
К—аэродинамическое качество винта;
ръ— нагрузка на ометаемую винтом поверхность;
—мощность на валу исходного двигателя;
TVn— мощность, развиваемая реактивным приводом;
Р— суммарное окружное усилие, сообщаемое реактивным приводом;
От.час—часовой расход топлива;
<7в.от— весовая отдача вертолета;
Gs— полетный вес вертолета;
Gc у— относительный вес силовой установки;
Се—удельный расход топлива в исходном двигателе.
ВВЕДЕНИЕ
В настоящее время в вертолетостроении все больше и больше
обращаются к идее реактивного привода несущего винта. Эта идея
интересна тем, что реактивный привод позволяет приложить
окружное усилие непосредственно к лопастям несущего винта
без применения сложной и тяжелой трансмиссии и тем самым дает
возможность упростить компоновку вертолета и существенно сни-
зить общий вес его конструкции. Однако в современных условиях,
когда окружная л скорость несущего винта не превышает
200—250 м!сек, степень преобразования энергии топлива в полезную
работу реактивного привода оказывается намного меньше, чем
в системе с механической трансмиссией. Вследствие этого выигрыш
в относительной величине полезной нагрузки, получаемый при
реактивном приводе за счет снижения веса конструкции вертолета
и его силовой установки, быстро уменьшается с увеличением рас-
четной продолжительности полета.
Результаты исследований показывают, что простейшие системы
реактивного привода с прямоточными и пульсирующими воздушно-
реактивными двигателями дают большую относительную полезную
нагрузку, чем система с механической трансмиссией, лишь при про-
должительности полета менее 1 часа. Это объясняется главным об-
разом низкой эффективностью теплового процесса у этих двигателей
в указанных условиях. Система реактивного привода от турбореак-
тивных двигателей, установленных на концах лопастей несущего вин-
та, в меньшей степени уступает по экономичности механическому
приводу и позволяет значительно снизить вес конструкции. На тя-
желых вертолетах такая система может дать выигрыш в полезной
нагрузке при продолжительности полета до 4—5 час.
Однако создание ТРД, работающих в поле центробежных сил
при наличии больших жироскопичеоких моментов, представляет со-
бой сложную техническую задачу. Поэтому такого рода силовые
установки еще не получили практического осуществления.
По этим причинам наиболее широкое, применение в вертолето-
строении нашла так называемая компрессорная система реактивного
привода несущего винта, которая по экономичности занимает про-
межуточное положение между прямоточными и турбореактивными
двигателями, а по полезной нагрузке в ряде случаев имеет преиму-
щество перед трансмиссионной системой при полетах с продолжи-
тельностью до двух часов.
5
В этой системе исходный двигатель устанавливается, как и при
механическом приводе, в фюзеляже вертолета. Тепловая энергия,
получаемая при сжигании в двигателе топлива, затрачивается на
получение сжатого газа, который через подвижные соединения по-
ступает в полые лопасти несущего винта и, вытекая из сопел на кон-
цах лопастей, создает реактивное окружное усилие, приводящее
винт во вращение.
Для создания струи газов могут быть применены не только обыч-
ные реактивные сопла, в которых работа расширения газа непосред-
ственно используется для увеличения его кинетической энергии.
В более сложных вариантах для повышения внешнего к. п. д. реак-
тивного привода вместо элементарных сопел могут применяться
струйные, лопаточные и винтовые аппараты, позволяющие увеличить
окружное усилие путем привлечения дополнительной массы воздуха.
Источником питания системы сжатым газом могут служить раз-
нообразные тепловые двигатели, в которых свободная механическая
энергия получается в виде располагаемой работы расширения сжа-
того газа.
Это могут быть и поршневые (с коленчатым валом или со. сво-
бодными поршнями) и газотурбинные двигатели, причем генерируе-
мый сжатый газ может быть или рабочим телом самого теплового
двигателя (полностью или частично), или атмосферным воздухом,
сжатым в специальном компрессоре. В последнем случае свободная
механическая энергия теплового двигателя затрачивается на привод
этого компрессора. Возможна и комбинация этих двух случаев.
Если работа расширения сжатого газа по каким-либо причинам
является недостаточной, то ее можно увеличить, подводя дополни-
тельно тепло к сжатому газу. Такой подвод тепла осуществляется
в специальных камерах сгорания, включенных в тракт между гене-
ратором газа и реактивными соплами. Процесс в этих камерах, если
они расположены на концах лопастей, может происходить и при не-
прерывном потоке (при постоянном давлении) и при пульсирующем
потоке.
Таким образом, число возможных модификаций компрессорной
системы, получаемых путем различных комбинаций ее элементов,
очень велико. Однако практическое применение нашли пока лишь
несколько вариануов компрессорной системы. Наиболее простая си-
ловая установка с подачей к реактивным соплам сжатого воздуха
осуществлена во Франции на серийном вертолете «Джин» SO-1221.
Такой вариант компрессорной системы будем именовать далее
простейшим.
Помимо простейшего варианта компрессорной системы, сейчас
внедряется его модификация, в которой камеры сгорания располо-
жены на концах лопастей. Такая система была применена во Фран-
ции на вертолетах типа «Ариель», в Германии — на эксперимен-
тальном вертолете «Дабльгофф» WNF-342 V-4, в США — на экс-
периментальном вертолете «Хьюз» ХН-17, на опытном винтокрыле
фирмы Мак Доннел, в Англии — на винтокрылах и легком верто-
лете фирмы Фейри.
6
Применяется также более сложный вариант, в котором в лопа-
сти подается смесь ужатого воздуха с отходящими газами исходного
двигателя. Такая система была применена на французском экспе-
риментальном вертолете ДН-011. В Англии фирмой Нэпир построен
специальный генератор газа «Орике» для опытных вертолетов фир-
мы «Персиваль». Во Франции велись опыты по исследованию
системы, в которой к реактивным соплам по разделенным ка-
налам подаются сжат.ый воздух и отходящие газы исходного дви-
гателя.
Многообразие вариантов компрессорной системы затрудняет раз-
работку их общей теории. Однако, если отвлечься от некоторых по-
дробностей, все основные варианты компрессорной системы харак-
теризуются следующими наиболее существенными чертами:
1. Приводное усилие на окружности винта создается реактив-
ной силой струи газов, вытекающих из аппаратов на концах лопа-
стей.
2. Сжатый газ подводится к реактивным аппаратам по каналам
внутри втулки и лопастей винта.
3. При вращении несущего винта течение газа по каналам внутри
z лопастей вызывает внутреннюю затрату работы во вращающейся
' части системы: некоторая доля работы, производимая реактивной
. силой на окружности винта, затрачивается на центробежное сжатие
газа и на изменение его скорости в круговом движении; в свою оче-
редь центробежное сжатие приводит к увеличению работы расши-
рения газа в реактивных аппаратах.
Такая общность основного принципа действия позволяет при
рассмотрении практически наиболее интересных вариантов ком-
прессорной системы исходить из единых теоретических предпо-
сылок, учитывая при этом специфические особенности каждого ва-
рианта.
Теоретическим исследованиям системы реактивного привода воз-
душного винта путем подачи газа в его лопасти посвящен ряд ра-
бот. В Советском Союзе разработка этого вопроса велась академи-
ками Б. С. Стечкиным и Б. Н. Юрьевым еще в 1924 г. Весьма инте-
ресные идеи, касающиеся характерных свойств и особенностей при-
менения компрессорной системы для реактивного привода несущего
винтд вертолета, содержатся в работах академика Б. Н. Юрьева,
относящихся к 1934 и 1939 гг.
В первой работе Б. Н. Юрьев1, отмечая основной недостаток ком-
прессорной системы — ее сравнительно низкую экономичность, вы-
сказал соображения о возможности повышения эффективности та-
кой системы путем сжигания дополнительного топлива в камерах
на лопастях, а также в результате подмешивания к сжатому возду-
ху отходящих газов двигателя, установкой теплообменника и т. п.
Ценность второй работы Б. Н. Юрьева 2 заключается в изложе-
нии основ теории реактивного несущего винта с компрессорной сис-
. * Б. Н. Юрьев, Геликоптеры, Труды ВВА им. Жуковского, Сб. № 11, 1935.
8 Б. Н. Юрьев, Исследование летных свойств геликоптеров, Труды ВВА
им. Жуковского, № 49, 1939.
7
темой. Приведенные автором выражения для определения окружной
реактивной силы, внешнего к. п. д. системы (Б. Н. Юрьев называет
его механическим к. п. д.) и располагаемой тяги, приходящейся на
единицу площади реактивного сопла, могут служить исходными для
исследования явлений, происходящих в самой компрессорной сис-
теме.
Указание на трудности получения достаточно большой площади
проходных сечений каналов в лопастях винта также весьма ценно,
поскольку наводит на мысль о необходимости увязывания парамет-
ров компрессорной системы с параметрами несущего винта. Сле-
дует отметить, что и в дальнейшем Б. Н. Юрьев не оставлял идеи
применения компрессорной системы и предложил ряд вариантов
ее осуществления.
Из зарубежных работ раннего периода следует отметить труд
М. Руа!, во второй части которого рассматривается система при-
вода воздушного винта самолета сжатым газом, подаваемым от не-
зависимого генератора газа. Хотя результаты этой работы не могут
быть непосредственно применены к случаю реактивного привода не-
сущего винта вертолета, все же она представляет значительный ин-
терес, особенно те ее разделы, где на основании теоре-тического ана-
лиза баланса энергии определена зависимость к. п. д. винта от вели-
чины потерь энергии в системе.
После второй мировой войны за рубежом были опубликованы
статьи, касающиеся в той или иной степени применения компрессор-
ной системы для реактивного привода несущего, винта вертолетов
и винтокрылов. Одна часть этих статей носит обзорный характер,
другая же посвящена детальному рассмотрению свойств и особен-
ностей компрессорной системы. К первой группе относятся работы 1 2,
в которых рассмотрены преимущества и недостатки компрессорной
системы по сравнению с другими способами привода винта. Метод
такой сравнительной оценки основан на определении величины отно-
сительной полезной нагрузки G„, которую может иметь вертолет с
тем или иным типом_силовой установки. При этом обычно рассмат-
риваются значения GH при различной дальности или продолжитель-
ности полета. При таком методе сопоставления довольно отчетли-
во выясняются целесообразные области применения силовых уста-
новок различных типов. ~
Поскольку для определения относительной полезной нагрузки
вертолета необходимо знать не только вес силовой установки и удель-
ный расход топлива, но и вес конструкции вертолета и аэродинами-
ческое качество его несущего винта, то очевидно, что такого рода
сравнительную оценку проще всего проводить на конкретных
примерах, используя сведения по уже построенным верто-
летам:
1 М. Руа, О полезном действии и условиях применения реактивных аппа-
ратов, ОНТИ, 1936.
2 J. A. Johnson, R. Н. Enstis, Trans. ASME, 1951, v. 73, М-5;
J. В. Bensen, Amer. Helicopter, 1953, v. 30, № 6; v. 31, № 7;
J. В г о u n, J. Helicopter Ass. Gr. Britain, 1955, v. 8, № 3.
8
Недостатком такого метода является некоторая его ограничен-
ность, поскольку рассматриваемые числовые примеры основываются
на выбранных каждым автором образцах вертолетов, имеющих раз-
ную степень совершенства и не всегда могущих служить прототи-
пами перспективных машин. Это, а также произвольный выбор па-
раметров, характеризующих силовую установку и несущий винт,
приводит к тому, что результаты проведенной сравнительной оцен-
ки не являются достаточно общими.
Тем не менее из всех перечисленных работ можно сделать общий
вывод, что по сравнению с механическим‘приводом применение ком-
прессорной системы может увеличить полезную нагрузку вертоле-
та на 304-15% при полетах продолжительностью до 14-2 час. соот-
ветственно; при этом в качестве исходного двигателя для компрес-
сорной системы рекомендуется применять газотурбинный, а не порш-
невой двигатель, поскольку уменьшение веса силовой установки
в рассматриваемых условиях играет большую роль, чем некоторое
ухудшение экономичности.
Ко второй группе относятся работы *, содержащие способы и при-
меры приближенного расчета параметров различных вариантов ком-
прессорной системы. Основными вопросами, рассмотренными в этих
работах, являются оценка располагаемой мощности и экономично-
сти системы реактивного привода, влияние параметров сжатого газа
на общую эффективность системы, оценка оптимальных параметров
винта с компрессорным реактивным приводом. Наиболее полно эти
вопросы освещены в работе L. L. Douglas, в которой приведены ос-
новные зависимости, позволяющие рассчитать мощность и экономич-
ность реактивного привода и определить характеристики винта. Для
анализа приведенных в работе зависимостей были использованы
только некоторые частные примеры, а связь между параметрами вин-
та и силовой установки в явном виде не рассмотрена. Изложенный
метод расчета является приближенным и пригоден для небольшой
скорости течения газа по каналам в лопастях (в работе рассмотре-
ны примеры при скорости течения, равной 60 м!сек}.
Метод приближенного расчета компрессорной системы изложен
также в упомянутой книге Р. А. Янга, но он не может быть рекомен-
дован, так как содержит ряд допущений, существенно снижающих
точность расчета и не позволяющих пользоваться приведенными за-
висимостями для расчетных иследований. В частности, не учиты-
вается центробежное сжатие воздуха в лопасти.
Расчетные параметры реактивного несущего винта с простейшим
вариантом компрессорной системы рассмотрены, кроме того, в ука-
занной работе С. D. Denney. На основании результатов расчетного
исследования, методика которого в данной работе не приведена, ав-
1 L. L. Douglas, Proc, fifth Annual from Amer. Helle. Sos., 1949;
C. D. Denney, Trans. ASME, 1949, v. 71, № 1;
R. Doran d, Techn., Scien., Aeron., 1951, № 3;
R. Poult, Techn., Scien., Aeron., 1951, № 5;
P. А. Я в г, Теория и расчет геликоптера, Оборонгиз, 1951.
9
тор приходит к выводу, что существуют оптимальные значения сте-
пени повышения давления воздуха, поступающего в лопасти. В этой
Же работе представлены численные значения наивыгоднейших па-
раметров компрессорной системы, которые, однако, требуют допол-
нительного уточнения, поскольку неизвестны метод расчета и поло-
женные в его основу исходные данные. Сделанные автором выводы
не являются достаточно общими, так как расчет проведен приме-
нительно к двухлопастному винту с использованием под каналы
70% поперечного сечения лопасти, т.. е. для предельно благоприят-
ного для компрессорной системы случая, который для средних и тя-
желых вертолетов вряд ли удастся осуществить.
Выяснениям особенностей и наивыгоднейших условий работы
компрессорной системы с подачей в лопасти, кроме воздуха, также
и отходящих газов исходного двигателя посвящены указанные выше
труды R. Dorand и R. Pouit, опубликованные во Франции почти од-
новременно. Придерживаясь примерно одинакового метода расчета
мощности и экономичности такой системы реактивного привода, оба
автора приходят к выводу о целесообразности ее применения на
вертолетах. Что же касается конкретных значений расчетных пара-
метров и деталей принципиальной схемы газового тракта, то ав-
торы имеют несколько отличающиеся точки зрения.
R. Dorand считает наиболее целесообразным подавать в лопасть
смесь газа и воздуха, получаемую от двухконтурного двигателя. Дав-
ление такого газа должно быть очень низким — порядка 1}18 кг/см2,
температура же около 127° С.
R. Pouit рассматривая в общих чертах роль степени повышения
. давления газа, входящего в лопасть, указывает, что столь малые
давления, какие приняты в работе R. Dorand, приведут к чрезмер-
но большим объемным расходам газа через каналы в лопастях. Це-
лесообразной степенью повышения давления R. Pouit считает 1,45.
Так как при этом температура газа достигает 340° С, то автор счи-
тает целесообразным потоки воздуха и газа вводить в лопасть раз-
дельно по концентрическим каналам (с движением газа по внутрен-
нему каналу).
Довольно детальное рассмотрение вопроса в работе R. Pouit, яв-
ляющейся более общей, чем работа R. Dorand, в значительной мере
обесценивается грубым допущением равенства между гидравличе-
скими потерями по тракту и приростом давления в результате цен-
тробежного сжатия. Подобное допущение может быть уместным
лишь для приближенных расчетов, при вполне определенном соот-
ношении между работами центробежного сжатия и сжатия в допол-
нительном компрессоре. Для определения же наивыгоднейшей сте-
пени повышения давления (особенно при давлениях ниже 1,5 кг {см2)
оно совершенно недопустимо. Следует отметить, что зарубежные ис-
следования компрессорной системы не показывают в явном виде
роль скорости течения газа по каналам в лопастях. Это приводит
или к недооценке гидравлических потерь, как, например, в работах
R. Dorand и R. Pouit, или к преувеличению их роли и уменьшению
10
эффективности компрессорной системы в результате выбора слишком
низкой скорости течения, например, в труде J. Broun.
Этот пробел лишь частично восполняет работа J. R. Henry ’,
в которой дана оценка возможных режимов течения газа в лопастях
несущего винта. Применяя общеизвестные уравнения одномерного
сжимаемого вязкого потока к движению газа по каналам вращающе-
гося винта, автор показывает изменение режима течения по длине ка-
нала. Это изменение дано в зависимости от условий начального режи-
ма течения и интенсивности нарастания центробежного с,жатия по
длине канала. Рассмотрены также условия, при которых происхо-
дит «запирание» канала, если даже скорости течения, определенные
для начального и конечного сечения канала, оказываются намного
ниже критических значений. Эта интересная работа носит все же
незавершенный характер, так как полученные результаты не исполь-
зованы для исследования компрессорной системы в целом.
Варианты компрессорной системы с камерами сгорания на кон-
цах лопастей отличаются от рассмотренных ранее значительно боль-
шей удельной мощностью (т. е. мощностью, отнесенной к расходу
газа через каналы в. лопастях). Поэтому для них вопросы гидрав-
I личеокого совершенства системы не играют такой роли, как в сис-
темах без камер сгорания. Большое значение имеет правильное
сочетание расчетной степени повышения давления газа, поступаю-
щего в лопасть, со степенью подогрева в дополнительной камере сго-
рания. Однако в литературе имеются лишь отдельные указания на
сочетание указанных величин, выгодные для некоторых конкретных
случаев. Во многих работах-отмечается, что компрессорная систе- 1 ".
ма с дополнительными камерами сгорания обладает худшей эконо- i
мичностью, чем системы без камер, но дает большую мощность ре- ; j
активного винта при одинаковых исходных двигателях и вследствие |
этого наиболее целесообразна для осуществления вертикальных рё- J
жимов у комбинированных вертолетов,
На этом можно завершить краткии’Ьбзор опубликованных работ,
так как другие известные статьи и доклады, касающиеся в какой-ли-
бо степени компрессорной системы, не содержат новых материалов
по сравнению с изложенными выше.
Основные выводы, вытекающие из рассмотрения этих работ,
сводятся к следующему:
1. Применение компрессорной системы для реактивного привода
несущего винта вертолетов при полетах с продолжительностью до
двух часов позволяет получить выигрыш в относительной полезной
нагрузке вертолета по сравнению с механическим приводом винта.
2. Выбор типа компрессорной системы и ее расчетных парамет-
ров должен производиться с учетом аэродинамгЛеских характерис-
тик и геометрических данных несущего винта.
3. Методы расчета компрессорной системы, содержащиеся в
рассмотренных работах, неоднообразны и в ряде случаев содержат
приближения.
1 J. R. Н е п г у, NACA TN, 1£53, № 3089.
11
4. Среди рассмотренных работ нет достаточно общего расчетно-
теоретического исследования энергетических характеристик компрес-
сорной системы и взаимосвязи между ее расчетными параметрами
и аэродинамическими характеристиками винта.
Поскольку компрессорная система реактивного привода винта
представляет определенный интерес для вертолетостроения, возни-
кает необходимость в пополнении имеющихся сведений о такой сис-
теме, в проведении достаточно общего ее исследования. Подобное
исследование должно сочетать рассмотрение принципиальных зако-
номерностей, характеризующих в целом работу компрессорной си-
стемы, с выявлением наиболее существенных особенностей тех или
иных ее вариантов. Результаты исследования должны дать основу
для разработки метода расчета основных данных силовой установки
и винта. Решению этих задач, хотя бы и не в полной мере, и посвя-
щена данная работа.
. Автор выражает искреннюю благодарность проф. М. М. Маслен-
никову, высказавшему ряд ценных соображений, и инженеру
И. И. Машкевич, оказавшей автору большую помощь в выполнении
расчетных работ.
ОБЩИЕ УСЛОВИЯ ИССЛЕДОВАНИЯ
Выше отмечалось, что компрессорная система может быть выпол-
нена во многих вариантах, отличающихся способами получения сжа-
того газа и превращения работы его расширения в полезную работу
реактивного привода. Из этих многочисленных вариантов необхо-
димо выбрать лишь несколько основных, являющихся характерны-
ми по существу происходящих в них процессов.
После предварительной оценки, основанной на расчетных иссле-
дованиях и анализе литературных материалов, из рассмотрения
были исключены все типы установок для получения сжатого газа,
включающие в том или ином виде поршневые двигатели. Были ис-
ключены из рассмотрения также варианты компрессорной системы,
предусматривающие установку на лопастях винта специальных
струйных, лопаточных или винтовых аппаратов вместо простых ре-
активных сопел, поскольку возможность и целесообразность реали-
зации таких систем еще не ясна и решение этого вопроса требует
специальных исследований.
В качестве объекта исследования были выбраны следующие три
варианта:
1) простейший вариант с подачей к соплам сжатого воздуха;
2) модификация простейшего варианта с камерами сгорания на
лопастях несущего винта;
. 3) система с подачей в лопасти горячего сжатого газа (т. е. сис-
тема с использованием тепла отходящих газов исходного двигателя).
Поскольку простейший вариант позволяет наиболее ясно выра-
зить связи параметров компрессорной системы, этот вариант иссле-
дован более подробно и служит основой для рассмотрения других
вариантов. Система с подачей в лопасти горячего сжатого газа рас-
сматривалась лишь в самых общих чертах, позволяющих дать ей
оценку по сравнению с простейшим вариантом.
12
Все исследование проведено применительно к условиям работы
системы на расчетном режиме, в качестве которого выбран режим
висения вертолета. Вопросы регулировщшя^а^ёмьГй'ёехарактери
стики на дроссельнь1х7рГежимах_являются объектом самостоятельно- \
го исследования и .в_дд1щрй,_р.а.бр.те.Н.е.. рассматриваются.
'"'Выбор режима висения в качестве расчетного обусловлен тем,
что основные аэродинамические характеристики винта, имеющие зна-
чение при исследовании компрессорной системы, определяются глав-
ным образом режимом висения. Следует отметить, что условия ра-
боты компрессорной системы при горизонтальном полете лишь нез-
начительно отличаются от ее работы на режиме висения, поскольку
максимальная степень скоростного повышения давления воздуха на
входе в систему не превышает 1,05.
При рассмотрении связей между параметрами компрессорной
системы и аэродинамическими характеристиками винта объектом
исследования был несущий винт с прямоугольной (в плане) формой
лопастей и неизменным по длине поперечным сечением воздушного
канала. Такие условия упрощают аналитическое исследование
и вполне допустимы.
Глава I
ОСОБЕННОСТИ ПРЕОБРАЗОВАНИЯ ЭНЕРГИИ
В КОМПРЕССОРНОЙ СИСТЕМЕ РЕАКТИВНОГО ПРИВОДА
НЕСУЩЕГО ВИНТА
1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА КОМПРЕССОРНОЙ СИСТЕМЫ
Компрессорная система реактивного привода, если ее рассматри-
вать во всем комплексе, включает в себя генератор сжатого газа,
систему газовых коммуникаций и реактивный движитель. Действие
такой системы связано с рядом преобразований энергии, протекаю-
щих как во взаимной связи, так и под действием независимых фак-
торов. Поэтому общий к. п. д. компрессорной системы т]в, представ-
ляющий собой отношение теплового эквивалента полезной внешней
работы реактивного привода к теплотворности введенного в систе-
му топлива, не является исчерпывающим показателем ее совершен-
ства.
Для всесторонней оценки системы необходимо определить совер-
шенство преобразования энергии в каждом ее элементе. Для этого
рассмотрим в самых общих чертах работу компрессорной системы
без подвода тепла в камерах на лопастях, схема которой показана
на фиг. 1. Здесь в генераторе газа в результате затраты тепла по-
лучается с,жатый газ (сечение га), способный при его расширении
до атмосферного давления произвести удельную работу Lrl.
Совершенство теплового процесса исходного двигателя, входя-
щего в генератор газа, в совокупности с совершенством процесса
сжатия газа, подаваемого в систему реактивного привода, можно
выразить величиной к. п. д. генератора газа
. , Л£ГОГ
flr~---------•
HUGX
где Gr — расход сжатого газа, подаваемого генератором в контур
реактивного привода;
GT—расход топлива в генераторе газа;
Ни — теплотворная способность топлива;
А —термический эквивалент работы.
1 Здесь и далее имеется в виду удельная работа расширения от начального
заторможенного состояния газа до внешнего давления.
14
Выйдя из генератора, газ протекает по каналу между сечения-
ми гг и сс, при этом в результате гидравлического сопротивления
и отвода тепла через стенки канала теряется частУ~располага~е~мой"
работы расширения,. Одновременно, протекая вдоль лопасти вра-
щающегося винта, газ подвергается действию сил кориолисова уско-
рения, вызывающего в газе эффект центробежного сжатия. В итоге
в сечении сс газ способен произвести некоторую работу расширения
Lc, величина которой может быть выше или ниже Lr в зависимости
Фиг. 1. Принципиальная схема компрессорной системы
реактивного привода несущего винта вертолета,
/—генератор сжатого воздуха, 2—вращающаяся часть системы.
ст того, что больше — потери в работе расширения из-за гидравли-
ческого сопротивления и теплоотвода или прирост работы в резуль-
тате центробежного сжатия.
Вытекая из _сопел на концах лопастей винта, газ создает реак-
тивное усилие, работа которого на круговом пути после вычета ра-
боты, затраченной на Иреодоленис сил Кориолиса, может рассмат-
риваться как внешняя работа реактивного привода. Обозначив удель-
ную внешнюю работу реактивного привода Lv> можно написать
выражение для к. п. д. той части компрессорной системы, которая
заключена между сечениями гг и сс и может быть названа собст-
венно реактивным приводом:
Следует указать, что величина к. п. д. реактивного привода ха-
рактеризует как потери «^обесценивание- энергии при течении газа
по каналам за пределами генератора газа, т. е. совершенство газо-
вого тракта, так и потери энергии в реактивном движителе при
получении работы тяги.
15
Исходя из данного выше определения общего к. п. д. компрес-
сорной системы, можно написать
= (3)
Такое выражение суммарного к. п. д. удобно в тех случаях, ког-
да требуется оценить эффективность системы при изменении типа
генератора газа и неизменной системе реактивного привода, или на-
оборот. Однако для детального рассмотрения работы компрессорной
системы оно недостаточно и нуждается в дальнейшем анализе.
Не касаясь пока генератора газа, рассмотрим с энергетической
точки зрения процессы, происходящие в системе реактивного дви-
жителя при течении газа по каналам в лопастях винта.
При движении газа радиально в плоскости вращения винта к
нему прикладываются элементарные силы, связанные с кориолисо-
вым ускорением и равные
dt g dr*
где -^'=GceK—секундный весовой расход газа через каналы
в лопастях;
о—угловая скорость вращения винта;
dr—длина элементарного участка канала;
g—ускорение силы тяжести.
Удельная работа этой элементарной силы на круговом пути
dLJl—2 — г dr, (5)
g
где г — текущее значение радиуса вращения.
Интегрированием уравнения (5) определяем:
Lji = ^frdr=^=^, ’ • (6)
’ g J g g
о
✓
где u=(or«i — окружная скорость винта *.
? Следует отметить, что работа Ьл в^равных додях затрачивается
на центробежное сжатие газа (на повыщёнйе'егопблного давления)
< и на сообщение ему окружной скорости. Это обстоятельство необ-
ходимо учитывать при рассмотрении внутреннего процесса преобра-
зования энергии во вращающейся системе.
Применяя теорему импульсов, можно установить, что удельное
окружное реактивное усилие, создаваемое газом, вытекающим из
1 Здесь и далее предполагается, что реактивные сопла расположены на кон-
цах лопастей.
16
сопел (подразумеваются сопла, обеспечивающие полное расшире-
ние газа в них),
(7)
где с—скорость истечения из сопел.
Работа, совершаемая силой Rc
(8)
и соответственно удельная внешняя работа 1
( гр=£д-Лл=^^, > (9)
т. е. выражение для внешней работы компрессорной системы имеет
такой же вид, как и при применении обычного ТРД.
Используем связь между Lp и Ьг для выражения величин, харак-
теризующих совершенство преобразования энергии в системе
реактивного привода. В идеальном случае течения газа по каналам
в несущем винте без гидравлического сопротивления и тепловых по-
терь работа расширения газа на выходе из сопел
£с.ид=Лг + 4, (Ю)
где £ы=Ал/2=^2/'2£—работа, затраченная на центробежное сжа-
тие газа в лопастях. '
В реальных условиях, в случае отсутствия подогрева газа в ка-
мерах на лопастях, действительная работа Lc из-за потерь в тракте
всегда будет ни,же суммы (£г +£«). Представляется удобным выра-
зить совершенство передачи по тракту исходной работы расшире-
ния L, величиной]к. п. д. газового тракта^являющейся. отношением
разност!! вёличин Ле иТ« к величине £г:
__ ^-с __ Z.c —- Lu
”₽ i __________г /
ЪС.ИД--- *-г
(11)
В идеальном случае г|тр— 1. )
Совершенство преобразования подведенной извне к реактивно-
му движителю работы расширения, вычисленной с учетом потерь
по тракту, в полезную внешнюю работу реактивного привода, бу-
дет выражаться^внешним|к. п. д. ,
Учитывая, что
т (с — и) и
ь-р
__________ g
1 При подводе тепла в камерах на лопастях уравнение (9) остается строго
справедливым, так как топливо подается от центра винта и «а его перемещение
затрачивается работа £л. Только в этом случае входящие в уравнение (9) вели-
чины удельных работ должны быть отнесены к 1 кг продуктов сгорания в камерах
на лопастях. ,
2 218
17
и
получим
’ 4е—.
с 2^
2
^вн =------
с
Н
и
(13)
Эго выражение идентично выражению внешнего (полетного) к. п. д.
воздушно-реактивных двигателей. Как следует из уравнений (2),
(И) и (13), к. п. д. реактивного привода будет равен произведению
к. п. д. тракта и внешнего к. п. д.:
^р = '»1тр71вн- (14)
Рассмотрим теперь преобразование энер-
гии в генераторе газа. Как уже отмечалось,
в качестве базы для создания генератора
£ПННЙШШ

Фиг. 2. Схема одноконтурного генератора газа.
газа могут быть использованы самые разнообразные двигатели.
В данной работе будет рассмотрен газотурбинный двигатель как
наиболее перспективный.
Из всех возможных типов генераторов газа без регенерации теп-
ла,» создаваемых на базе ГТД, наибольший к. п. д. будет у генера-
тора газа, состоящего из одного турбокомпрессорного агрегата
(фиг. 2), аналогично турбореактивному двигателю.
В этом случае можно считать, что сечения гг (см. фир. 1) и 4-4
совпадают, тогда
AL^Gf
^ = -7777-=^.
(15)
где т]е — к. п. д. действительного рабочего процесса в исходном
двигателе;
L4 — работа расширения газа в сечении 4-4.
Наименьший к. п. д. будет у генератора газа, в котором после ис-
ходного турбокомпрессора энергия преобразуется в дополнительной
ступени турбины и связанном с ней дополнительном компрессоре,
с помощью которого подается в лопасти сжатый воздух (фиг. 3).
18
В этом случае сечение гг будет совпадать с сечением кк»на выходе
из дополнительного компрессора. При такой схеме
'Пг== ' (16)
где т]т — к. п. д. турбинного привода, отнесенный к работе L4;
т)кн—к. п. д. дополнительного компрессора, определенный по
параметрам заторможенного потока;
£кн—отношение располагаемой работы расширения газа, сжа-
того в компрессоре, к работе адиабатического сжатия.
Все другие промежуточные варианты с частичным использовани-
ем и турбинного привода и непосредственной подачи отходящих га-
Фиг. 3. Схема двухконтурного генератора газа с дополнительным
компрессором.
зов двигателя, будут иметь к. п. д., лежащие между этими крайними
значениями.
Произведение величин ^кНСк11 в данном случае будет относи-
тельным к. п. д. газогенератора 'Чотн.г=72г/71е» выражающим отно-
шение действительной работы расширения газа, подаваемого
в систему привода, к максимально возможной величине этой
работы. Очевидно, что в случае, показанном на фиг. 2, 'ПОТН.Г — 1»
Вводя установленные понятия в выражение к. п. д. силовой ус-
тановки при компрессорной системе реактивного привода, получим
^/^отн.г^тр^вн* (1^)
Уравнение (17) достаточно полно (насколько это возможно - при
общем рассмотрении) характеризует преобразование энергии в ком-
прессорной системе реактивного привода несущего винта и может
быть принято в качестве основы для дальнейшего исследования,
которое будет проведено уже применительно к конкретным вариан-
там компрессорной системы.
1 Механическими потерями в опорах вала турбины и дополнительного ком-
прессора пренебрегаем из-за их малого значения.
2*
19
Исследование целесообразно начать с варианта, включающего
генератор газа, характеризуемый уравнением (16). Компрессорная
система в таком варианте наиболее проста в том смысле, что в ней
рабочим телом в контуре реактивного привода является сжатый
воздух, параметры которого можно выбирать независимо от пара-
метров исходного двигателя. Это свойство простейшего варианта
облегчает исследование и позволяет использовать полученные зави-
симости в качестве основы при рассмотрении других вариантов.
2. ПРОСТЕЙШАЯ ДВУХКОНТУРНАЯ СИСТЕМА
Принципиальная схема простейшей двухконтурной системы по-
казана на фиг. 3. Первым контуром здесь является исходный дви-
гатель, затрачивающий свою мощность на привод компрессора вто-
рого контура; второй контур
включает, помимо компрессора,'
всю систему каналов, по которым
'проходит сжатый... воздух__до _вы-
хода в атмосферу.
Фиг. 4. Схема двухконтурного генератора газа с 'переразмеренным ос-
новным компрессором..
Выделение независимого компрессора второго контура и отдель-
ной ступени турбины для его привода, как это сделано на фиг. 3, в
принципе необязательно. Сжатый воздух может быть отобран непо-
средственно из основного~компрессора, который прйэтом должен
кшёть~11овышенную производительность ~(ф иг. 4).
На расчётной точке оба типа генератора газа энергетически
идентичны. Различие между ними будет проявляться лишь при ра-
боте на промежуточных режимах и выразится в способах регулиро-
вания каждого из них. Поскольку представленная на фиг. 3 схема
обладает большей принципиальной четкостью, именно ее и выбрали
для исследования. При такой схеме для анализа удобнее видоиз-
менить выражение общего к. и. д. силовой установки.
Из уравнений (16) и (17) следует, что
(I8)
Так как в рассматриваемом случае двухконтурной системы кон-
тур реактивного привода полностью изолирован от исходного дви-
20
гателя, то можно в уравнении (18) сгруппировать величины, харак-
теризующие каждый контур в отдельности.
Произведение fieriT будет выражать собой к. п. д. первого кон-
тура, т. е. исходного турбовинтового двигателя; обозначим его т)ь
К- п. д. второго контура выразится следующим равенством:
^I==^kiAc1iWbh- О9)
Величина тр| позволяет непосредственно переходить от мощно-
сти реактивного привода к мощности исходного двигателя, так как
>11! = -^-. (20)
МЛВ
где — мощность, развиваемая реактивным приводом;
— мощность на валу исходного двигателя.
Рассмотрим поочередно величины, входящие в правую часть
уравнения (19).
К. п. д. компрессора второго контура можно рассматривать как
величину, лишь косвенно звисящую от параметров воздуха во вто-
ром, контуре, в частности, от расхода воздуха через компрессор и
удельной работы адиабатического сжатия. Поэтому при исследова-
нии уравнения (19) и его элементов будем считать ^кП независимой
величиной.
Коэффициент Ск11, представляющий собой отношение располагае-
мой работы расширения воздуха за компрессором к работе адиаба-
тического сжатия, зависит от к. п. д. компрессора и степени повы-
шения давления в нем:
А—1
где Г*—действительная полная температура за компрессором;
Г* ад—-полная температура за компрессором, соответствующая
адиабатической работе сжатия
ickII—степень повышения полного давления воздуха в компрес-
соре второго контура.
' Уравнение (21) не учитывает возможное различие между мощно-
стным и так называемым температурным к. п. д. компрессора, по-
скольку это различие практически мало существенно.
Если к. п. д. компрессора второго контура достаточно высок
(^кП>0,85), а степень повышения давления невелика (лкН<3), то
величина £Kli близка к единице (фиг. 5) и при приближенных рас-
четах ее влиянием можно пренебрегать. В общем же случае необ-
ходимо иметь в виду, что снижение к. п. д. компрессора приводит к
увеличению £ к11, а это в некоторой степени замедляет падение эко-
21
комичности реактивного привода при ухудшении к. п. д. компрес-
сора.
К. п. д. тракта в уравнении (19) учитывает влияние гидравличес-
ких потерь и отвода тепла по тракту между дополнительным ком-
Фиг. 5. Зависимость коэффициента возврата работы Скц от степени по-
вышения давления nkii и к. п. д. дополнительного компрессора 7]кц.
прессором и выходным сечением реактивного сопла (включая потери
в самих соплах) на работу расширения:
с2 — ц2
(22)
^-ад.кПЧкП
Исходя из условия, что скорость истечения ёЬть результат пол-
ного^ расширения воздуха в реактивных соплах, можно написать
где Т*—полная температура воздуха на выходе из сопел;
тгс — полная степень понижения давления в реактивных соплах
(с учетом потерь давления);
ср —теплоемкость воздуха;
А — термический эквивалент работы;
k — показатель адиабаты.
22
Полная степень понижения давления воздуха в реактивных соп-
лах может быть выражена в виде произведения 1
(24)
где лл — степень повышения полного давления в результате цент-
робежного сжатия в лопастях винта;
о •— коэффициент восстановления полного давления по всему
тракту между компрессором и выходным сечением сопел.
При строгом рассмотрении определение аналитическим путем ве-
личин лд и о представляет значительные трудности,гтак как связано
с учетом изменения по длине канала плотности и скорости движе-
ния воздуха. Однако для общего исследования эта задача может
быть решена с некоторыми допущениями, которые затем при деталь-
ном рассмотрении могут быть уточнены. Так, при определении лл
можно пренебречь влиянием на его величину закона изменения от-
вода_тепла через стенки и условно- предположить, что процесс цен-
тробежного сжатия протекает адиабатически, а отвод тепла влияет
лишь на начальную температуру воздуха. Тогда
где #охл —удельный отвод тепла во внешнюю среду, отнесенный
к 1 кг воздуха;
7JX—действительная полная температура воздуха на входе
в канал лопасти;
1ц—теплосодержание внешнего воздуха.
Величина дохл зависит от ряда факторов, определяющих условия
отвода тепла от сжатого воздуха к стенкам канала и от стенок к ат-
мосферному воздуху. Точное определение величины qOXJi может быть
сделано лишь на основании конкретных сведений о состоянии возду-
ха на входе в лопасть и законе его последующего изменения по дли-
не канала, а также исходя из внешних условий обтекания стенок ка-
нала. Эта задача будет рассмотрена с известным приближением
в гл. II.
Принятое в уравнении (25) допущение несколько преувеличи-
вает лл против истинного значения, но поскольку величина q0M мала
по сравнению с величиной сРТвх* (в среднем порядка 3—4%), это
преувеличение составляет не более 0,5%.
На фиг. 6 представлено изменение лл в зависимости от лкН при
нескольких значениях окружной скорости винта и. В расчете при-
нято т)кП=0,85, 7,// = 288эабс„ величина qoxn выбрана из соображений,
изложенных в гл. II.
* Считается, что скоростного напора на входе в дополнительный компрессор
нет. Этот случай является типичным для вертолетных силовых установок.
23
Как видно, влиянием дохл на ял в приближенных расчетах можно
пренебречь.
Определение величины коэффициента восстановления полного
давления а по тракту второго контура, входящего в уравнение (24),
является не менее сложной задачей, чем определение q0XJl, и также
будет рассмотрено в следующей главе. Здесь же будем принимать а
в качестве независимого переменного, задаваясь его величиной.
Фиг. 6. Влияние отвода тепла на эффект центро-
бежного сжатия в каналах винта.
-------:— с учетом отвода тепла по уравнению (25);
— ~ ^ОХЛ~0'
1—«—150 м!сек, 0,85; Г^=288э абс., <70хл *3 ккал/кг,
2—и=200 м!сек, Чкц=0,85; 7^=288’ абс., 0Охл~3,5 ккал/кг’,
3—«=250 м!,сек. tjkjj=0,85; Т^у=288э абс., <7ОХЛ“4 ккал/кг.
<7охл ______А и2
срг1к11 ср cp2g
Если учесть, что
'г* _ у* I А и2______Уохл __ IН
с вх cp2g ср ср
и воспользоваться уравнениями (23) и (24), то можно написать
__ (i ^-ад.кИ 7 ох л I ц2 \ 1__________1____
2g \ Л + TjKlI А 2g) •
(ЖкЦО«л) _
(26)
Так как по уравнению (25)
то
/я j 1
Л^-ад.кП 1к11
и
С2 — и?
2g
Лад.кН^кП
1
fe-1
(ЯКП°) k
(27)
или, выражая Ск11 и 1„1АЬлллЛ1 через ^к11 и vjk1i, напишем
л-1
1 1Г 1
Г =14- 1~т'к11 кИ
/я 1
-^ад.кП
"кН “I '
В результате получим
Vj-1
a k Уохл^И_________q k _
•bp-1 *-Г - Л£аА.кП
k ! «
nKlI *K1I— 1-HiKlI
Если пренебречь в уравнении (28) членом, учитывающим влия-
ние отвода тепла, то станет вполне очевидным благоприятное влия-
ние, оказываемое увеличением напорности дополнительного ком-
прессора на к. п. д. тракта.
На фиг. 7 представлен график зависимости т]тр=f (тгкИ,о) при
4охл = 0, иллюстрирующий это положение. Причиной такого влияния
кк!! является то обстоятельство, что с уменьшением лк11 при сохра-
нении постоянства а удельная работа, затрачиваемая на преодоле-
ние сил гидравлического сопротивления, уменьшается медленнее,
чем располагаемая удельная работа расширения воздуха, поступа-
ющего в тракт. Уменьшение величины а снижает к. п. д. тракта,
причем по изложенным выше причинам это снижение особенно ве-
лико при малых значениях лкц-
Перед тем как перейти к общей оценке влияния, оказываемого1
кк11 и о на к. п. д. второго контура, рассмотрим предварительно их
25
влияние на внешний к. п. д. системы, воспользовавшись для этого
следующим его выражением:
4.»=—^----• (29)
Как видно из уравнения (29), внешний к. п. д. не зависит от абсо-
лютных значений & и и, а только от их отношения.
При проектировании вертолета величину окружной скорости
выбирают, исходя из заданной нагрузки на ометаемую винтом по-
фиг. 7. Зависимость к. п. д. тракта т)тр и внешнего к. п. д. т]вн от
степени повышения давления во вспомогательном компрессоре якц
и коэффициента восстановления полного давления о по тракту вто-
рого контура (и=200 м/сек\ т)кц=0,85; ^Охл=0).
/-«=0,05; 2-а=0,9; О.9Г
J>,8
верхность, а также учитывая ряд других аэродинамических пара-
метров. Поэтому окружная скорость вертолета определенного клас-
са может изменяться в весьма ограниченных пределах и изменение
отношения с!и может быть в основном следствием изменения сте-
пени повышения давления воздуха в компрессоре второго контура.
Влияние ккп на т]вН проявляется двояким образом: в результате
'Сч~о'" изменения работы расширения на входе в лопасть и в результате
изменения к. п. д. тракта. Наиболее важным является первое дей-
ствие, по существу и определяющее отношение с/и.
Преобразуем уравнение (29), используя для этого соотношение
-7=/^^+11 <30)
вытекающее из уравнения (22). Подставив выражение (30) в урав-
нение (29), получим
2
. (31)
1 / г „ I i < 1
У ^2Т‘Ск,,13гР+1 + 1
26
Очевидно, что решающее влияние на ^вн будет оказывать
отношение ,
^ах.кП
u2l?g '
. Влияние а на vjBH будет незначительным, так как при большой
работе адиабатического сжатия, к. п. д. тракта сравнительно мало
изменяется по а, а при малых значениях £ад.кц влияние в на ^тр,
хотя и велико, но не сказывается заметно на внешнем к. п. д.
из-за малого значения
^•ад.кН
«2/2^ ’
Пример изменения т]ви в зависимости отккП и о при и—200 м/сек,
<7охл=0 и **Зкп==О,85 также показан на фиг. 7.
Из рассмотрения фиг. 7 следует, что достаточно высокие значе-
ния т]вн могут быть получены лишь при очень малых степенях повы-
шения давления компрессора второго контура, т. е. в той области,
где величина т]тр заметно уменьшается, и наоборот — области высо-
ких значений т)тр соответствуют пониженные значения т]вн- Такое
расхождение в характере протекания внешнего к. п. д. и к. п. д.
тракта приводит к тому, что общий к. п. д. второго контура, рас-
сматриваемый при o=const, имеет какое-то максимальное значе-
ние, которому соответствует определенная степень повышения дав-
ления в компрессоре второго контура.
Оптимальная^степень повышения давления, соответствующая
максимальному'_кГт д/'второго, контура, может быть найдена с по-
мощью следующего выражения: ' ,
которое получается при исследовании на максимум зависимости
— = '-±-------------=11/ ^ьЩ^к1111тр+1 —(33)
^кП ^-ад.кП \ Г Н2/2^ / £ад.к11
если приближенно принять (только для определения wKjIonr)
^*к11 1 И 9охл
Из уравнения (32) следует, что оптимальная степень повышения
давления возрастает с увеличением гидравлических потерь. Харак-
тер изменения к. п. д. второго контура в зависимости от степени по-
вышения давления при о—const таков, что небольшое снижение на-
порности компрессора второго контура по сравнению с оптималь-
ным значением оказывается более вредным, чем значительное пре-
27
вышение ее. Это/. хорошо видно на фиг. 8, где показана зависимость
величины Пп/71кП=^и71тр71вн от Ккп и а при qOM=0 и ^„=0,85.
Там же нанесены значения ^кПопт, найденные по уравнению (32).
Анализ зависимости iqn=f (лки»а) был сделан в предположении,
что отвода тепла через стенки канала не происходит. Очевидно, что
влияние отвода тепла должно проявиться наиболее заметно в к. п. д.
тракта, влиянием же его на внешний к. п. д. можно пренебречь, так
как оно несущественно.
Фиг. 8. Зависимость к. п. д. второго контура т)ц от степени по-
вышения давления компрессора второго контура 1гкп (7]кц =
= 0,85; и = 2(J0 м/сек; q0M = 0).
-------- Чп/ЧкЦ^/(”кц) при a-const;
--------Чц/Чкц=/ ^кПопР по УРавиению (33).
Пользуясь уравнением (28), мо^кно определить отношение вели-
чин к. п. д. тракта с учетом отвода тепла и без него:
^тР | (7охл
(34)
Поскольку дохл зависит от (подробнее об этом см. в гл. II),
то изменения тгк11 могут в некоторой степени влиять на отно-
шение ^трД^тр)^^.- Однако расчеты показывают, что это влия-
ние проявляется слабо.
В заключение оценим, к каким последствиям приводит допуще-
ние, что снижение давления в результате гидравлических потерь
по тракту контура равно повышению давления в результате центро-
бежного сжатия воздуха в каналах вращающегося винта. При этом
полагают, что температура воздуха, проходящего по каналам в ло-
пастях, также не изменяется, поскольку потери тепла через стенки
28
можно прицять равными тепловому эквиваленту работы центробеж-
ного сжатия. Указанные допущения выражаются равенствами
кло = 1;
У ох л
А
и2
2g
с2 _, г
и 7ГГ—Чд.кнЧсП*
При этих условиях выражение к.
ляемое уравнением (33), примет вид
п. д. второго контура, Опреде-
ли \ ^ад.кпСкИ^ ll) U
к71к11 'прибл ^^-ад.кП
(35)
Сравнивая значения ПнЛ^п. определяемые уравнениями (33)
и (35), можно отметить, что в приближенном уравнении в искажен-
ном виде проявляется влияние окружной скорости винта на к. п. д.
второго контура, поскольку предполагается, что гидравлические
и тепловые потери в системе быстро увеличиваются с ростом окруж-
ной скорости, чего в действительности не происходит. Это легко
показать, проследив по уравнению (35) изменение отношения
(72н/71кп)прибл в зависимости от окружной скорости винта. Учиты-
вая, что при рассматриваемых допущениях £ад.кп ^кц=с2/2^, можно
уравнение (35) переписать в следующем виде:
^кН / прибл
2 (с — и) и r п / и
— л
\ с
и2 \
-&)
Ч-1Г
(35а)
Поскольку скорость истечения с из сопел по принятому условию
совершенно не зависит от и и определяется в основном величиной
~к11, то при постоянном значении лкИ отношение и/с будет увеличи-
ваться с ростом окружной скорости, а отношение (т^ц/^кп ) пони-
жаться, как это видно из уравнения (35а), чего в действительности
не происходит.
Наиболее сильно эти допущения искажают характер влияния
окружной скорости на к. п. д. тракта, выражающийся в данном
случае соотношением
1Птр=1
и'212 g
^ад.к11Ск11 ,
По этому соотношению получается, что рост и резко снижает вели-
чину Т)тр . В действительности же влияние окружной скорости на
к. п. д. тракта весьма невелико и проявляется главным образом в
результате изменения теплоотвода через стенки каналов в лопастях.
В ряде случаев к. п. д. тракта может даже возрасти при увеличении
окружной скорости (если лк11мало и центробежное сжатие воздуха
в лопастях способствует уменьшению о — см. гл. II). Можно счи-
тать, что рассматриваемые допущения примерно соответствуют ре-
альным условиям работы компрессорной системы лишь при лкП =
= 3~-4 и и—160-4-180 м/сек.
29
Следует, отметить, что погрешность, даваемая_лишь одним
равенством qou—Aa?l2gt сравнительно невелика и можетП5йть
допущена в ряде случаев для упрощения исследования ирасчета
(см. гл. II). ' ----
3. ДВУХКОНТУРНАЯ СИСТЕМА С КАМЕРАМИ СГОРАНИЯ
НА ЛОПАСТЯХ НЕСУЩЕГО ВИНТА
В простейшем варианте компрессорной системы мощность, со-
общаемая реактивным приводом несущему винту, всегда значитель-
но меньше мощности исходного двигателя. Это свойство простей-
шего варианта является серьезным его недостатком, так как требу-
ет применения более мощного исходного двигателя, чем при меха-
ническом приводе.
Применяя дополнительный подвод тепла к сжатому воздуху во
втором контуре сжиганием дополнительного топлива в горелках на
концах лопастей, можно существенно повысить мощность реактив-
ного привода по сравнению с простейшим вариантом компрессор-
ной системы.
Если принять за основу удельную работу (по отношению к рас-
ходу воздуха через второй контур), сообщаемую винту при простей-
шем варианте компрессорной системы, то коэффициент повышения
мощности реактивного привода при подводе тепла во втором конту-
ре и сохранении неизменными таких параметров, как «кц, о, и
и т. п., может быть выражен соотношением
+4-Н1+г^)(1+4-)- <36>
Ьро \ uLq ] Со — и \ а£0 / \ 1 — (u[Cq)J \ uLq /
где а — коэффициент избытка воздуха в камерах сгорания на ло-
пастях;
Lo — количество воздуха, теоретически необходимое для .пол-
ного сгорания 1 кг топлива.
Индекс «О» при величинах-Lp и с относится к простейшему вари-
анту, величины без индекса относятся к системе с подводом тепла.
Отношение скоростей истечения, входящее в уравнение (36),
можно выразить через отношение полных температур 1
где ф — коэффициент, учитывающий влияние дополнительных
гидравлических потерь в камерах сгорания на ло-
пастях;
7* и Г*о—полная температура газа в соплах соответственно’при
подогреве и без него.
1 Здесь пренебрегаем несущественным в практических условиях влиянием из-
менения теплоемкости и газовой постоянной на отношение с/с0.
30
Тогда
Величина ф в правильно спроектированных камерах сгорания
близка к единице и при конкретных расчетах может быть учтена с
помощью графика, представленного на фиг. 9. Величина 1/аТ0 в ка-
мерах сгорания воздушно-реактивных двигателей не превышает
0,06 и в наиболее вероятных случаях колеблется в пределах
0,02—0,04.
Для приближенных под-
счетов можно допустить, что
ф = 1 и ,.1/аЛо=0, так как
связанные с этими допуще-
ниями погрешности имеют
разные знаки и общая ошиб-
ка в значении р/. будет при
0К.С>О,92 не более 5%, даже
при таких предельных вели-
чинах как w/co=O,7 и T*JT*q=
= 7.
Тогда коэффициент повы-
шения мощности
Фиг. 9. Зависимость коэффициента ф от
коэффициента восстановления полного дав-
ления в камере сгорания ак.с и величины
исходной степени понижения давления
<?0
в реактивных соплах кс0.^
Из уравнения (39) следует (фиг. 10), что интенсивность нараста-
ния величины в зависимости от степени повышения полной тем-
пературы газа зависит от начального соотношения между окружной
скоростью и скоростью истечения без подвода тепла. Чем больше
значение и/с0, тем заметнее растет удельная мощность реактивного
привода. Это объясняется тем, что при более высоком значении
м/со одна и та же степень повышения температуры газа дает отно-
сительно больший прирост работы, подведенной к реактивному дви-
жителю и выражаемой величиной (с2—и2)/2g (это положение
иллюстрирует фиг. 11);
Наряду с этим увеличение и/с0 замедляет относительное паде-
ние внешнего к. п. д. системы (фиг. 12), происходящее в результате
роста скорости истечения при подводе тепла (принимается, что
окружная скорость и при подводе тепла остается неизменной).
График на фиг? 10 показывает, что повышение температуры
газа, вытекающего из сопел, значительно увеличивает мощность
реактивного привода и при достаточно большом подогреве газа
может превосходить мощность исходного двигателя. Такое увели-
31
чение мощности связано со значительным ростом расхода топлива
в системе в целом.
Если взять за основу к. п. д. простейшего варианта компрессор-
ной системы, то относительное изменение экономичности при подво-
де тепла во втором контуре будет выражаться соотношением
где р
От!
Г<Е0
коэффициент увеличения
(40)
общего расхода
топлива;
С7т1 — расход топлива в исходном двигателе;
С?тП —расход топлива в камерах сгорания на ло-
пастях.
Фиг. 10. Зависимость коэффициента повышения
мощности рд от степени повышения температуры
т*1тсо (и = 200 -"/сек; Хвх = 0,3; 7Я = 288° абс.;
т(кп=0,85).
7—и/со=0,7 (*кц=1.5); 2-и/си=0,54 (*кП=2); 3-й/Со=0,42
(ккП=3); 4—п/го=0,31 (ккц=6); 5—примерный уровень мощ-
ности исходного двигателя.
Пунктиром обозначена граница предельного обогащения
смеси в камерах сгорания (а* 1,2).
П
Отношение расход» топлива во втором контуре и в исходном
двигателе можно представить в следующем виде:
ДтИ _ ^П
GTI ^^ад.кП
где qu—тепло, сообщаемое во втором контуре, отнесенное
к 1 кг воздуха;
32
I
Фиг. 11. Зависимость степени повышения подведенной к ре-
активному движителю работы от степени повышения скоро-
сти истечения ив сопел' (u=20Q м/сек).
J-rulce=0,7; 2—ulco=0,5-, 3—u/cu=0,3.
Фиг. 12. Относительное изменение внешнего к. п. д. т)вн в зави-
симости от степени повышения скорости истечения из сопел
(и—200 м/сек).
1—и/сл—0,7; 2—и/со=О,5; 3—и/со=0,3.
3 218 _ • 33
•ty — к. п. д. исходного двигателя;
‘ 7jKll—к. п. д. компрессора второго контура;
^—коэффициент выделения тепла в камерах сгорания на
лопастях.
j Тогда ч •
‘ ' Р,=1+ V'K". (41)'
Л£ад.к11 Т]2
Согласно принятому определению
?1>=4(»4 1
сО /с0
а£0
—-^-р+—)-1,
- Сро Т’сО \ а£0 I
где Ло — теплосодержание сжатого воздуха в системе без подводаi
тепла, определенное по полным температурам;
Л — теплосодержание сжатого газа при наличии камер сгора-
ния, также определенное по полным температурам.
Подставляя в выражение (41) значение дп, получим
I 7с° I Ср г.‘ (1 I 1 'l ф1’1»11
^^ад.кП .ср0 Т'сО ' а^0/ _ ^z
(42)
уравне-
Подставляя полученные выражения для и в
Иие (40), находим
(43)
или, пользуясь приближенным уравнением (39),
Анализ уравнения (43) показывает, что при определенном соот-
ношении входящих в него величин подвод тепла во втором конту-
ре может привести к повышению экономичности всей системы. Оче-
34
видно, угго для этого необходимо соблюдать условие (лх/7!^ ) > 1 или,
исходя Y13 уравнения (44),
1
/cP
ср
•Л£ад.к11 L ср0 До
УкП
1——
' ' С°
Если ввести вспомогательную величину -
• ср I . 1 \
—----*-|1 + — — 1
г ср0 До: ' ,
—у*
-V-—1 •
^0
то после преобразований неравенство (45) примет вид
^^ад.кПУг
7
7*
7с0
(45)
(46)
. '‘•Г'ДН»'-
Из неравенства (46) вытекает, что граничным условием' до ко-
торого подвод тепла не ухудшает экономичность системы по срав-
нению с простейшим вариантом, является равенство
Т 2
— 1
^^ад.кП^д'
U \
— — I ’ii1') .Л
£0 ) Ч 'кН т
В результате допущений, сделанных при выводе уравнения (47),
найденная по нему величина (Д*/?^*)^ может немного отклонять- ‘
ся от истинного значения. Для того чтобы величина (Д*/Д;о*)граи
была больше единицы, необходимо, как это следует из уравнения
(47), обеспечить условие
-АДаджПЧд
z ! U
1 До I 1 — ‘
\ \ го
Если же (Т’с/^соКран^ 1» т0 будет иметь место равенство
•^^•ад.кЦ ТП Д
---------------= кН 1
Т /
сО' гран
I со
(47)
(48)

(49)
2
показывающее, что при этом условии подвод тепла с самого
t начала будет связан с ухудшением экономичности. Величина, стоя-
щая в левой части равенства (49), в основном зависит от степени
, повышения давления в компрессоре второго контура, если окруж-
। на я скорость остается неизменной. :
3*
35
Сопоставляя левую часть равенства (49) с отношением
можем определить ту минимальную величину лк, ниже которой уже
невозможно повысить экономичность системы при подводе тепла.
Фиг, 13. Изменение экономичности системы с камерами на ло-
' пастях (взятое по отношению к простейшему варианту ком-
прессорной системы) в зависимости от степени повышения
температуры газа перед соплами 7*/ 7^0.
а—н=200 м/сек; tqj=0,2; ?охл" Au^/ig; *вх"0,3; *;к11 =0,86; 7^=288’ абс.;
б— те же параметры, что и на графике 13,а, но при iqj—0,173.
36 X
.1 Очевидно, что с повышением экономичности исходного двигателя
Т и улучшением к. п.д. компрессора эта минимальная величина як11 v
г возрастает, /
I Максимальное значение коэффициента повышения мощности, ко-
’•1. торое можно получить без снижения экономичности системы, най-
1 > дем, подставляя значения (Го*/Тс0*)гОан в уравнение (38) или (39).
1 Расчеты показывают, что величина р£гран может быть существенно
больше единицы в тех случаях, когда степень повышения давления
в компрессоре второго контура достаточно велика ('гекц>2,5)«
Ж. Из уравнений (39) и (47) видно также, что Рдграчбудет при неиз-
Ж менном значении лк11 тем больше, чем выше исходная величина
w/c°, т* е- чем больше окружная скорость винта. Повышение эконо- г\
(Ж мичности исходного двигателе, равно как и увеличение к. п. д. вспо- /
> могательного компрессора,- уменьшает величину р1граы , хотя эко- к
Г комичность системы при этом улучшается.
1, В ийтервале изменения степени повышения температуры газа от
Ж единицы до (7’с*/7’со*)Гран находится оптимальное ее значение,
| дающее наибольшую экономичность. Это значение может быть полу-
Ж чено путем определения максимума зависимости filing—f (T’eV^co*)»
Ж-'. описываемой уравнением (43).
Ж: , Расчеты показывают (фиг. 13), что максимальный_выигрыщ..в.
•К общем к. п, д, системы с камерами сгорания на лопастях по срав-
?К/’ нению с простейшим вариантом компрессорной системы невелик. При
Ж ^ом нужно учесть, что такой небольшой’ пр["рбст'1Г^кбномйчности
Ж возможен лишь в тех случаях, когда исходный простейший вариант
® компрессорной системы обладает весьма низким общим к, п. д.
;* (т. е. при высокой степени сжатия в компрессоре второго контура
Ж' и низких значениях Яг» ^кп» "^тр ), Поэтому несмотря на возмож-
-Т ность повышения экономичности при подводе тепла во втором кон-
Ь туре, основным свойством двухконтурш5й^ястемы~с~ка~мер~амй сгб-
|> рания на лопастях является возможность значительного повышения
г. мощности реактивного привода по отношению к мощности исходно-
• г' го дв‘игателя7~чего нельзя достичь в прост^шеь^ варианте^компрес-
Ж сорн6й_системы^^ ..
jb.f । ' Весьма важным является также то обстоятельство, что общий
Ж. И удельн^ц7расхбд~ в "сйстёмё"с камерами сгорания на лопастях, отне-
j сенный кмощностгГ реактивного . ви нта „м ожет быть, практически ра.-
г^^вен расходу в простейшем варианте, или увеличиться не более чем
f в^тна 10—^15°/о'"при удвоении мощности реактивного-привода с одним
й тем ж*ё“ исходным двигателем.
В 4. ВАРИАНТЫ КОМПРЕССОРНОЙ СИСТЕМЫ РЕАКТИВНОГО ПРИВОДА
ft С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ЭНЕРГИИ ОТХОДЯЩИХ ГАЗОВ ИСХОДНОГО
В, ДВИГАТЕЛЯ
В'- Система с теплообменником
В1 В простейшем варианте компрессорной системы максимально воз-
можная доля располагаемой работы расширения газов в исходном
К двигателе, характеризуемая состоянием газа в сечении 4 (см. фиг. 3)
В", 37
лАЛЛШ
и внешним давлением реализуется в турбине, приводящей компресс
теляВи°мР^т ™нтура- П₽и этом газы, отходящие от исходного двига-
теля, имеют еще довольно высокое теплосодержание, часть которого
можно использовать для совершения полезной внешней работы Так
например, в схему простейшей двухконтурной системы м^о вклю
чить теплообменник (фиг. 14), в котором отходящие газы отдели
£ы™ло сжатомУ воздуху, поступающему в лопасти несущегося нта.
СЛучае получаемый прирост мощности и соответственное улуч-
шение экономичности реактивного привода в основном определились
ОЫ степенью-пппкгтттоиист 1
В общем случае
бы степенью повышения темпера-
туры воздуха и степенью восста-
новления полного давления в.теп-
лообменнике.
(50)
(52)
I Фиг. 14. Схема системы с теплообменником во 'втором конь
. ' туре.
та- .-та
вынтя,
пол^аюшГйм Т™ Г™ степени повышения экономичности,
У применения теплообменника во' втором
Sп к^п!оСЯ да.нным в Уравнении (17) выражением об-
щего к. п. д. компрессорной системы
"^в^ОТН-Г^Тр^ВН* '
ПпгДОСКОЛЬКу величина Tje характеризует совершенство исходного
' МотыТвигаНтРляВИСИТ ОТ способов последующего использования
ouewv тм₽н^а’Л^М0ЖН<> Не РассматРивать и сравнительную
г экономичности системы реактивного привода при
по npoHB^S П™ХХ°ВаНИЯ ЭНе₽ГИИ ОТХОдаЩИХ гаа»в давать
Рассмотрим первоначально изменение относительного к. п- л
nT!StaT0Pa Газа’ п₽ЭДставляЮ1Цего собой отношение располагаемой
Ра£шиРения газа, поступающего в реактивный винт, к рас-
: . Хан™ ?самОТфТГРеНИЯ- ОЦеНИВаеМОЙ "° <=—""» ™а в
38
• ' __ ^вх^вх
Т1отн.г—Gi£4 »
где G и Gj—расход газа через реактивный винт и через исход-
'вх ный двигатель соответственно;
. L и --удельная работа расширения газа, оцененная по
вх состоянию на входе в реактивный винт и в сече-
нии 4-4 исходного двигателя соответственно.
J Напомним [см. уравнение (16)], что в простейшем варианте ком-
прессорной системы относительный к. п. д. генератора газа равен
^отн.г0’=«<1£кП- (50
;. В одноконтурной системе, схема которой предуавленаL
Лиг 2 -fl так как GBX==GI и £BX=Z4. Если в системе
с теплообменником гидравлические потери в нем ,со стороны
второго контура отнести в к. п.д. тракта, то
# * Т*х — УдХ
^отн.г.то— VHkIiCkII ~ Ч^отн.гО •
1 вхО вх0
Где -и ! —относительный к. п.д. генератора газа при наличии
теплообменника во втором контуре;
in — коэффициент относительного понижения работы
исходного двигателя из-за гидравлического сопро-
тивления, вызываемого в первом контуре установ-
. кой теплообменника; _
У и 7* —полная температура воздуха на входе в реактивный
’ винт при теплообменнике и без него соответственно.
Из уравнения (52) можно видеть, что произведение величин
Т7 /т** /7* уяпяктеоизует изменение относительного к. п. д. гене
^о^а’з! притеплообменника во втором контуре.
Величина m будет зависеть главным образом от конструкции
теплообменника и может Расс“атР™а^ьсв И^тТ'- будет
пиент лежащий в пределах 0,9;—0,95. Величина Твх / вхо У
изменяться ^зависимости от соотношения расходов газа и воздуха
в пеовом к втором контурах и'от состояния газа в сечении 4-4
Если отвлечься от реального совершенства теплообменника и
исходить из предельных возможностей передачи тепла во втор и,
коотур то можно установить следующие соотношения:
, ср rGi
• .ври
7^x0 ^вхо
Т.
(53)
39
• "Я
при
?вх ^1СР г / У5
^вхО @ЦСр вх^вхО
.(54)
где 7^-—полная температура газа за турбиной, приводящей ',
компрессор второго контура; '
СрГисрв—удельные теплоемкости газа и воздуха.
Для реальных условий, в уравнения (53) и (54) необходимо
ввести к. п. д. теплообменника т)Т0 , представляющий собой отноше- ,
ние действительно переданного тепла к максимально возможной его
величине при заданном отношении срг О1/срв Gn. В результате полу-
чим
С п гС/1
при ------> 1
Срв^Н
* вх
1 вхО
—-----1 )
‘^вхО '
Ср ГС[
ПРИ
СрвОп
(55) ,»
I
^вх G\cp Г / ^5
^вхО T°GIIcpB WBx0
(56) J
Следует отметить, что в связи с некоторыми принципиальными
различиями в процессе теплообмена
при
cprGi । Ср гОт
СрвОц срвСц ,1
одинаковые значения т)то не обусловливают еще одинаковой реаль-
ной возможности создания таких теплообменников. . _
Из балансов энергии в исходном двигателе и в компрессорной си-
стеме следует, что . • • ( J
г,=»т;-^-4чл. ' • (57)
, срг . • .<
или, принимая
где.
’|,4==1-----»ЕГ ’ J
•к4 Л «
получим _ J
71 = Zj(l — ^тзде) 4 (58) •(
40 .J
и
ср btikII
1 4 7* 4
7’» _7* | ЛЛад.кП _т> । Л £.4 „ _
Т^-Гн+~^Г-‘н+ Ои ~Ъ~
ср Г^! \
4 CpBUn / =
(59>
Подставим полученные выражения в уравнения (52), (55) и
(56):
а) при---—- > 1
ср в^Н
"^отн.г.то
"*1е ^то
б)
О( 1
при7г-<1
” Не ^т^кП^кП ^то
1 — *М/4^
Т’я ,
— + -----ТГ- Ш
*4 Ср^иц
ср Г^1
(60>
Gi СР г / 1—_ Л 4-1
бц ср в Т// ср rOl I
\7Г+п г ’^14 /
\Т 4 сРвОц / J
, «
1 Уравнения (60) и (60а) показывают, что максимальная
чина iq0TH.r.T0 будет получена в области cprG,/cpBGn = l. В этом
случае при значениях Т\ и ^4, соответствующих современным ГТД,
^отн.г.то
(60а)'
вели-
относительный к.п.д. генератора в компрессорной системе с тепло-
обменником может, если величины ?)е и т]т0 достаточно высоки,
даже превысить единицу, т. е. превзойти относительный к. п. д.
генератора газа в одноконтурной системе.
В качестве примера на фиг. 15 показано «протекание ^отн.г.То.
по cprG^c Gu при нескольких значениях т}е и tjT0 для случая,
когда 7*=х935° абс.; лг4=2; ^„=0,85; т]т=0,8 и 7'я=288° абс.,.
там же для сравнения даны iqOTHir0.
Из рассмотрения фиг. 15 следует, что применение теплообмен-
ника позволяет значительно повысить по сравнению с простейшим
вариантом компрессорной системы удельную работу расширения
сжатого воздуха, поступающего в реактивный винт. Однако этот
положительный эффект обесценивается снижением к. п. д. тракта
из-за дополнительных потерь и ухудшением внешнего к. п. д. систе-
мы из-за роста отношения скорости истечения из реактивных сопел
к окружной скорости винта с/н- При этом надо исходить из условия,
что переход от простейшего варианта к системе с теплообменником
происходит при неизменных значениях згк11, Хвх и и. Действительно,,
воспользовавшись уравнением (28), можно написать
. чг k-1 .
/, (Гохлло\ , ч k 1
( 1 — 7* ) (ЯК11О)° А— 1
\ СР* вх/ “h
TQrp.TO *- *1 дто . .
^P0 /. ^охлО \ f, 4 k 11
\ CP/BXOI
(61 >
41.
Очевидно, что величина ^тр.то/^тро всегда будет меньше еди-
ницы, как из-за дополнительного гидравлического
jb теплообменнике, характеризуемого величиной ото>
•с увеличением ^отношения qOKJcpl^x при росте 7^х,
дует.из уравнения (86) (см. гл. II).
в первом и втором ‘ контурах
Фиг. 15. Влияние соотношения расходов газа
в первом и втором' контурах на показатели
системы с теплообменником (и = 200 м/сек;
. "Чт ~ 0,8j ЦкП = 0>85; 9охл ^вх = б,3).
-----т--- ^о=018; ^=0,96;
---------т)то=0.6; Tje=0,94;
— • — • — значения относительного к.п.д. генератора
газа в простейшем варианте чОтн г0.
и
ср -f- Ы
чвн.то
^ВНО
gp
Г* и
г~+—
* вхо
СТО + и
Изменение внешнего к. п. д. характеризуется соотношением
• ________________2
сто
и
~2
и
хде сто и г0 —скорость истечения из сопел в системе с теплооб-
менником и в простейшем варианте компрессорной
системы соответственно.
Отношения 7jTp TO/7jTp0 и ^вн. Т0/^вно заметно изменяются в зави-
. Отношения т/гр. то/7]тр0 и ^вн. Т0/^вно заметно изменяются в зави-
сопротивления 3 симости от величины ^кп, влияющей на степень повышения тем-
так и в связи ж пературы в теплообменнике и на относительную величину до-
как это еле-у
(63)
Гполнительных.'гидравлических потерь oTO. С повышением -гкц
-отношения 7]тр.то/^гр0 и Чн». иАно растут, приближаясь к еди-
нице.
; Окончательный выигрыш в экономичности можно оценить
коэффициентом повышения мощности системы с теплообменни-
ком ₽£то по сравнению с простейшим вариантом.
В данном случае z
; О ТО ’loTH. Г. ТоЧтР. ТоЧвН.ТО
L Pz то=---= —--------------
‘ t ’’QlO Чотн. гО^трО^внО
‘ Коэффициент р£то в наибольшей, мере определяется отношением
' ^отн. г.тоЛотн.г- Поэтому максимальная величина р£толежитвобла-
г <сти’значения rGI/fpB GII=l.
Изменение коэффициента piTO в зависимости от cprQi[cpvGn
5 для рассмотренного выше примера также показано на фиг. 15. Как
i. видно, применение теплообменника позволяет значительно повысить
<;к. п. д. компрессорной'системы реактивного привода.
f Двухконтурная система с подачей в каналы винта отходящих газов
двигателя
В. упоминавшейся’ работе R. Pouit описан вариант компрессор-
ной системы,, в котором газы, отходящие от исходного двигателя, вы-
ходят в атмосферу после того, как пройдут по каналам в лопасти
винта, являющимся продолжением тракта первого контура. Пред-
прлагается, что, вытекая из сопел на концах лопастей, отходящие
газы создадут дополнительное реактивное усилие на окружности
несущего винта и тем самым повысят к. п. д. системы реактивного
привода по сравнению с ее простейшим вариантом, где отходящие
газы не используются.
При оценке целесообразности применения подобной системы
следует учитывать, что в обычных ГТД (у которых свободная работа
снимается с вала) статическое давление в потоке отходящих газов
• равно (или очень близко) атмосферному давлению и удельная рабо-
та отходящих газов, которую можно подвести к реактивному винту,
определяется лишь их кинетической энергией. Очевидно, что^транс-
портировка отходящих газов по .каналам в лопастях винта связана
С неизбежными потерями энергии. Эти потери оказываются соизме-
римыми с начальной кинетической энергией отходящих газов. По-
этому дополнительное реактивное усилие на окружности винта, соз-
даваемое отходящими газами, не имеет существенного значения и,
наоборот, при неблагоприятных обстоятельствах может , являться
i, отрицательной величиной.
Такого рода двухконтурная система может давать некоторые
/ преимущества перед простейшим вариантом лишь по мере повыше-
; ния работы расширения отходящих газов. Однако это повышение
43
(62)
42
;.духа неизбежно связан с дополнительными гидравлическими поте-
’грями (тепловыми потерями можно пренебречь), а во-вторых, не
j устранено полностью, а лишь уменьшено влияние потерь в ком-
ростом реактивного усилия, полученного прессоре второго контура и приводящей его турбине, так как только
отхопятпих гячпп и _________вследствие использования часть свободной работы расширения газов в исходном двигателе
^сообщается реактивному движителю непосредственно, минуя про-
| межуточные преобразования.
б*. Если ограничить температуру смеси 600—700° абс. (при Tt*~
jf =900—1000° абс.), то в действительности окончательный выигрыш
b-в к. п. д. реактивногр привода при
[ переходе от простейшего вариан-
Р та к схеме со смешениём составит
К Б—10% \
возможно лишь при относительном уменьшении работы, снимаемой^!
с вала двигателя. Поэтому в случае преднамеренного повышения1)»
полного давления отходящих газов окончательный эффект в отдаче,;*
реактивного привода будет определяться соотношением между при-1*
ростом ПРЯКТипипгл ч^титтугт ----_______________
отходящих газов, и потерей его в результате уменьшения работыг |1
передаваемой во второй контур. ;•
О Так как практическое применение такой системы нецелесообраз- W
f но, то рассматривать ее в дальнейшем не будем. Укажем лишь, чт<*> Ж
* в предельном случае повышение давления отходящих газов приве-Я
дет к вырождению второго контура и система станет одноконтур
ной. Сравнивая такую одноконтурную систему с простейшим вари4Д
. антом, получим, что коэффициент повышения мощности
д ^тр/'Чвн!
Г£ I — “ *
’IkI 10т)т0^кП01!трП0т1вн0
здесь индекс «I» — относится к одноконтурной системе;
индекс «О» — к простейшему варианту компрессорной си-1
стемы. ••'Д
Расчеты показывают, что в лучшем случае величина Рц лишь
немногим больше единицы (P/jmax =1,15), так как при правильном,
выборе параметров в простейшем варианте
‘W ^трПО И **1bhI ‘’QbhIIO* . ;-
{ Таким образом, непосредственное использование отходящих га-
зов для получения реактивного окружного усилия будет малоэффек-
тивным.
(64>^
/ й
•Ч
, В лопасти
несущего Винта
<'
Система со смешением отходящих ^азов и воздуха второго контура
Известен еще один вариант использования отходящих газов ис-
ходного двигателя для увеличения полезной работы на окружности
несущего винта — это система с подмешиванием отходящих газон
к воздуху, поступающему в лопасти из дополнительного компрессо-
ра (фиг. 16). Для этого варианта компрессорной системы характер-
ным является то обстоятельство, что изменение уровня давления во
втором контуре вызывает изменение работы, которую первичный
' двигатель может затрачивать на привод компрессора второго кон-
тура. Благодаря этой зависимости общий расход образуемой смеси
' и ее температура полностью определяются выбранным уровнем дав-
ления во втором контуре. С повышением давления во втором кон-
туре суммарный расход смеси будет уменьшаться, а температура
ее — расти. В пределе эта система превратится в уже рассмотрен-
ную выше — одноконтурную.
i Очевидно, что выигрыш в к. п. д. системы со смешением по срав-
нению с простейшим вариантом всегда будет менее значительным,
чем выигрыш, даваемый одноконтурной системой. Это объясняется
следующим: во-первых, процесс смешения отходящих газов и воз- ;
44 ( '

j
л

типов
энер-
прин-

г Фиг. 16. Схема системы ср смешением отходящих газов ис-
, ходного двигателя с воздухом, подаваемым дополнитель-
р ным компрессором.
Р /—исходный двигатель, 2—дополнительный компрессор, 3—смеситель.
I- ' Проведенное вкше краткое рассмотрение нескольких
k компрессорной системы, предусматривающих использование
гии отходящих газов первичного двигателя, касалось только
; ципиальных возможностей повышения экономичности по сравнению
.> с простейшим вариантом, Если же рассматривать системы с пода-
: * чей в лопасти горячего газа с точки зрения их практического осуще-
ствления, то возникает вопрос о допустимой температуре газа, посту-
пающего в лопасть. В этой связи'одноконтурная система представ-
ляется мало реальной, так как температура газа в ней будет дости-
гать 900—1000° абс., что вряд ли молено допустить по условиям
прочности несущего винта.
В системе со смешением ограничение температуры приводит к
1 снижению уровня давления смеси. Причем здесь вообще невозмож-
но получить газ с высоким давлением и умеренной температурой,
так как для получения высокого давления газа требуется уменьшить
£ долю работы, передаваемой компрессору второго контура, а для сни-
| жения температуры, наоборот, необходимо эту долю увеличивать.
| Менее зависима в этом отношении система с раздельной подачей
Ь. в лопасти газа и сжатого воздуха. Но и она, для того,чтобы дать
‘Ю. Г. Бехли, И. И. Машкевич, Оценка возможности! использования
отходящих газов двигателя при компрессорном реактивном приводе несущего вин-
та вертолета, сб. сСиловые установки вертолетов». Оборонгиз, 1959.
45 ,
заметный выигрыш в мощности и экономичности, должна представ-/';
лить собой по существу одноконтурную систему с небольшим до-
полнительным компрессором (или с отбором воздуха от основного^
компрессора) для осуществления воздушного охлаждения газового,
тракта.
Наиболее эффективным оказывается простейший вариант ком-
прессорной системы с применением теплообменника, поскольку он .
дает достаточно большое повышение экономичности при относи-
тельно меньшей температуре воздуха, поступающего в лопасть.
В этой системе при необходимости можно небольшую часть воздуха
из компрессора второго контура отбирать до теплообменника и про-<
пускать по рубашке канала, охлаждая тем самым его стенки.
- ; ; -< Глава II •, !
: ОСНОВНЫЕ ФАКТОРЫ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ ВЕЛИЧИНЫ
' ГИДРАВЛИЧЕСКИХ И ТЕПЛОВЫХ ПОТЕРЬ В КАНАЛАХ
НЕСУЩЕГО ВИНТА
1 : . • -I . . .
1. ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ТЕЧЕНИЯ ГАЗА ПО ВРАЩАЮЩЕМУСЯ
( 4 КАНАЛУ
Исследование явлений, происходящих при течении газа по кана-
лам в несущем ^инте, представляет большие трудности, поскольку
далеко не простая картина трехмерного потока вязкой ужимаемой
L жидкости в данном случае осложняется еще вращением ка-
' нала. ' .
Появление вторичных токов, вызванных вращением канала и кри-
волинейностью отдельных участков его, приводит к неравномерной
v структуре потока и затрудняет оценку величины гидравлического
сопротивления канала.
Центробежное сжатие газа в результате течения по вращающе-
муся каналу также оказывает влияние на газодинамическую харак-
теристику потока: на соотношение между.его кинетической и потен-
циальной энергиями, на изменение режима течения по длине ка-
нала.
Эти обстоятельства осложняют также и определение теплообме-
на между газом, текущим по каналу, и внешней средой, который
происходит, к тому же при переменной вдоль по лопасти скорости
обдува ее внешним воздухом. Следует иметь в виду, что отвод теп-
ла от газа во внешнюю среду в свою очередь оказывает воздейст-
вие на газодинамические характеристики потока, на эффект центро-
бежного сжатия.
Таким образом, строгий анализ гидравлических и тепловых по-
терь по тазовому тракту в несущем винте представляет собой слож-
.= /йую задачу, которая выходит за рамки данной работы. Для выясне-
ния реальных характеристик компрессорной системы реактивного
привода несущего винта достаточно приближенно рассмотреть этот
вопрос, чтобы установить целесообразные пределы изменения рас-
четных параметров газового потока и оценить величины коэффици-
ента восстановления полного давления по тракту и относительной
потери тепла во внешнюю среду.
47'
Первым допущением, которое с этой целью следует сделать, бу-
лет описание потока в прямолинейном вращающемся канале с .по-*
мощью уравнения
4 / d \ J < ' " ~ '__- i—~s '1 " ' '
Т V 5pWM/=^S^-45/_ Х(65)
" <*V/ ' 2 & ... -• Ч ? ' =‘
з\це
S’—поперечное сечение канала;
р —плотность в потоке газа;
жу/ d-Г
W =г скорость течения газа в канале;
г—расстояние от оси вращения канала до рассматривае-
мого сечения;
р~давление в потоке газа;
/тр—коэффициент трения;
D — гидравлический диаметр канала;
w—-угловая скорость несущего винта.
Уравнение (65) характеризует одномерный стационарный поток
вязкой сжимаемой жидкости, находящейся под действием направ- ,
ленной по потоку центробежной силы, и не учитывает имеющейся
в действительности неравномерности и асимметричности поля ско- ; ;
ростей и давлений в поперечном сечении канала; остается неучтен-
ной также невосстанавливающаяся затрата энергии, связанная с
наличием вторичных циркуляционных течений. ' . • ,
Однако при тех размерах каналов и тех величинах угловых ско-
ростей, которые свойственны несущим винтам (co=10-j-30 — ), ве-
сек I
личина циркуляционной скорости, возбуждаемой вращением винта;
не превысит 10 м(сек и связанные с ней дополнительные гидравли-
ческие потери будут практически неощутимы. Поэтому применение
уравнения (65) в рассматриваемом случае будет вполне уместным. {
Выразим ряд величин в уравнении (65) через приведенную ско- t
рость потока X и полную температуру потока Г*, тогда после преоб- ;
разований получимк;л- ___._
тг°.>х‘г-(66)
Для интегрирования уравнения (66) необходимо сделать еще ряд •
допущений аналогично тому, как это делают при пользовании по-,
добным уравнением в случае течения по неподвижному каналу1.*
Так, например, целесообразно рассматривать лишь канал с неиз-
менной по его длине площадью и формой проходного сечения
(S—const и jD=const), поскольку в данной работе исследование ве-
дется применительно к несущему винту с прямоугольной формой,
лопасти в плане. Далее можно принять, что коэффициент трения
/тргакже является константой и зависит от числа Re на входе в ка- ;
1 Г. Н. Абрамович, Прикладная газовая динамика, Гостехтеоретавдат, ’
1953. -1
н£л и состояния поверхности канала. Возможность такого допуще-
ния обусловлена тем, что поток является турбулентным и соответ-
ствует автомодельной области (Re>106) и к тому же величина Re
мало изменяется по длине канала (так как pIF=const).
* Весьма незначительно изменяется полная температура газа в
канале. Общее повышение температуры газа в результате цент-
робежного сжатия составляет ~20сС (при w = 200 м!сек)
и соизмеримо с понижением температуры в результате
отвода тепла через стенки канала. Поэтому при интегрировании
уравнения (66) вполне допустимо принять условие 7'*=const.
После/сделанных допущений уравнение (66) примет вид
(I _ -Д = 4/ -Щ щгаг, (67)
7 К 7трХ-|-1 D gRTu*
Твх * — полная температура воздуха на входе в лопасть.
Это уравнение лйхжет быть наиболее точно решено численным
методом. Для практических целей можно упростить ход вычислений,
выполнив аналитическое интегрирование уравнения (67) примени-
тельно к последовательно идущим участкам канала, если прибли-
женно принять, что
где Хср= ----------среднее значение X на участке; индексы „1“
и „2“ относятся к входу и выходу из уча-
стка. \д
При таком приближении в результате интегрирования уравнения
(67) получим
ln_L_f_u^in_L+
х2 ‘х?
П Ч ( I 2 9
<2fe 12 гг — 7Г- . о '^2LL ' ri ri
" + D gRT^ 2 2.У
Если ввести понятие относительной длины канала y^=rmID,
где гм — длина всего канала в лопасти (считая ее от оси вращения
винта), и предположить, что весь канал разбит на п равных участков,-
то, заменяя угловую скорость со отношением u!rm, где и — окруж-
L- ная скорость винта на радиусе г,«,. можно для каждого участка
уравнение (68) представить в следующем виде:
X (>2) = X (>.,) - 2Е„У у- + 22 , (69)
Г
где X(Х) = In-i- + Х2 — функция.приведенной скорости;
X-
4 -218
49
Еп= ------приведенный коэффициент трения в ка-
нале;
Q = 2 Rj*----относительная работа центробежного
‘ v , сжатия газа в канале;
......г?" / — порядковый номер участка, если счи-
к. 4' тать от оси вращения.
Индексы «1» и «2» относятся соответственно к началу и концу
участка.
X 0,05 0,1 0,2 0.3 0,4 0,5 0.6 0,7 0,8 0,9 1 ,<►
X»4-ln -L X» 5,9965 4,6162 3,2589 2,4990 1,9930 1,6363 1,3820 1,2030 1,0867 1,0212 1.0
50
Фиг. 18. Изменение приведенной скорости по длине вращающегося
канала при нескольких значениях Лвх(0,1; 0,3; 0,5), 6П = 0,0088.
---------s=o;
--------2=0,1;
- • - • — 2=0,3.
дут справедливы для всех случаев, при которых сохраняются вы-
бранные значения и Q.
При расчетах по уравнению (69) удобно пользоваться графиком,
представленным на фиг. 17, или заранее рассчитанными таблицами
значений X (X). Для получения достаточной точности канал следует
делить не менее чем на пять участков. В тех случаях, когда можно
ожидать небольшого изменения X, вполне допустимо принять весь
канал за один участок. Получив с помощью уравнения (69) зависи-
мость Х2=/(Хср) и найдя графически ее пересечение с функцией
Х2=£>Хср—Xi, можно последовательно определить изменение X по дли-
не канала.
4*
51-
Результаты расчетов, соответствующие значениям АвХ=0,1; 0,3 и
0,5, | е =0,44; 0,88 и Q = 0; 0,1 и 0,3, приведены на фиг. 18. Получен-
ные зависимости наглядно показывают характер влияния, оказы-
ваемого центробежным сжатием на режим течения. Особенно
сильно это влияние проявляется при высоких значениях Хвх и .
Так, например, при АаХ=0,5 и ^>=0,88 (х=Ю0 и ^=0,0088) по-
ток в невращающемся канале (Q=Oj разгоняется и к концу канала
достигает критического режима *; при вращении же винта в зави-
симости от величины Q, поток за входным сечением либо продолжа-
ет непрерывно разгоняться, но с меньшей интенсивностью (Q = 0,l),
либо, достигнув максимума скорости, далее тормозится (Q—0,3).
Поэтому в принципе не исключена возможность возникновения кри-
тического течения в канале в момент разгона винта, когда силовая
установка работает на режимах, близких к максимальному, а ок-
ружная скорость винта еще невелика. Однако в действительных
условиях такой случай маловероятен, так как из-за большого гид-
равлического сопротивления значения Авх на расчетном режиме вы-
бираются значительно меньше тех, при которых в неподвижном или
медленно вращающемся канале может возникнуть критическое
течение.
2. ОЦЕНКА ГИДРАВЛИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ КАНАЛА
: Для оценки гидравлического сопротивления канала в лопасти
могут быть использованы полученные указанным выше способом
зависимости изменения Л по длине канала. Например, изменение
полного давления по каналу определяется из следующего соотно-
шения:; 1 Г v . (X Ц О, . , г,* _
' (71)
i" " ’ ' У'-
tXAxA"- . —
aver где (М — газодинамическая функция;
1 - полное давление на входе в канал.
Изменение полного давления, определяемое уравнением (71),
есть результат одновременного действия сил гидравлического тре-
ния и центробежных сил. Поэтому величина о, в данном случае ус-
ловно, характеризующая лишь снижение полного давления из-за
гидравлического сопротивления, определится как
0==_4_LxaA t (72)
/ • q (М «л
где Хк.— приведенная скорость в конце канала;
лл— степень повышения полного давления в результате цент-
робежного с,жатия в лопастях винта.
1 При сделанных допущениях место возникновения критического режима оп-
ределяется приближенно, с точностью порядка одного участка канала.
52
Величина ля определяется из уравнения (25) или из вытекающе-
го из него (при доХЛ—Аи212^) соотношения • ]~ ь-. , /,-
Следует отметить, что для расчетов уравнение (72) не очень
удобно, так как ошибки, возможные при определении приведенной
скорости в конце канала, преувеличенно сказываются на величи-
не о. Имея зависимость X = f (г), можно определить с большей точ-
ностью значение о для всего канала, вычисляя гидравлические по-
тери по участкам с помощью уравнения
°i—1 ^n^cpi6 Р'ср/)»
(73)
где <г,- — коэффициент восстановления полного давления в участке
канала;
X — относительйая длина канала;
п — число участков;
£п— приведенный коэффициент трения;
Хе»» — средняя приведенная скорость на участке;
п затем найти общий коэффициент снижения давления
0 = 0^...а....
(74)
На фиг. 19 представлена серия зависимостей o=f (х; Авх), рас-
считанных для различных значений и Й.
Анализ зависимостей a—f (х) показывает, что при постоянной
величине £п решающее значение для выбора величины Хвх, при кото-
рой о будет достаточно высокой, имеет приведенная длина канала
в лопасти. Эффект центробежного сжатия, хотя и приводит к неко-
торому уменьшению гидравлических потерь, все же должен быть от-
несен к числу второстепенных факторов. Влияние параметра Q мо-
жет иметь большое значение лишь при сверхзвуковых несущих вин-
тах.
Вредное влияние относительной длины канала настолько значи-
тельно, что даже при максимальной величине Q=0,3, возможной
в современных условиях, повышение х сверх 150 (при 0,0088)
приводит к ограничению Авх до значений 0,15—0,2, которые, как это
будет показано дальше, не обеспечивают необходимой производи-
тельности системы и не позволяют получить оптимальных ее харак-
теристик. Поэтому снижение величины х должно быть одним из важ-
ных мотивов при выборе геометрических параметров и конструктив-
ных форм несущего винта.
Что касается величины приведенного коэффициента трения в ка-
нале, то она обусловливается числом Re в потоке и относительной
шероховатостью стенок канала.
53
В работах, посвященных вопросам гидравлического сопротивле-
ния в каналах *, ббычно даны значения коэффициента трения Хтр,
связанного с величиной соотношением
{- = >чТГГ' <75>
причем обычно приводятся зависимости Лтр =f (Re) для различных
значений относительной шероховатости канала.
Фиг. 19. Зависимость коэффициента восстановления
полного давления а от относительной длины канала у
и приведенной скорости на входе в канал Хвх ($п— 0,088).
/—XOV=0,1; 2—\,v=0,3; 3—>. =0,S; 4—граница всзннкиовення кри-
од пл вл * •
тнческого режима.
--------- 2=0;
---------Й-0,1;
— - - - 2=0,3.
Относительная шероховатость представляет собой отношение вы-
соты неровностей стенки к- гидравлическому диаметру канала. По-
1 И. Е. Ид ел ьч и к, Гидравлические сопротивления, Госэнергоиздат, 1954.
54
этому с уменьшением абсолютных размеров канала его относитель-
ная шероховатость может несколько увеличиваться, увеличивая
этим коэффициент трения. Однако это обстоятельство, по-видимому,
можно не учитывать при оценке влияния геометрических размеров
канала на расчетные параметры компрессорной системы.
Проведенный выше анализ пока касался определения величины о
в прямолинейном канале, расположенном в лопасти несущего винта.
Однако весь газовый тракт второго контура (или дополнительный
тракт одноконтурной системы), помимо прямолинейного участка,
Фиг. 20. Схема воздушного тракта.
о—вход воздуха в двигатель, б—выход газов из двигателя, в—вход воздуха в ком-
прессор второго контура, г—выход воздуха из сопел на лопастях.
включает еще ряд других участков. Если взять для примера тракт,
схема которого представлена на фиг. 20, то он, кроме канала в ло-
пасти, включает еще два сравнительно коротких прямых участка и
три участка с поворотом потока на 90°. Величины приведенной ско-
рости в различных участках такого тракта могут быть неодинаковы-
ми; так, например, можно считать, что приведенная скорость на
входе в тракт равна привёдённоипскорбстй на выходе из компрессо-
ра. Величиной же Л на входе в каналы винта можно варьировать,
выбирая ее значение.
Так как возможность развития проходных сечений каналов в цен-
тральной части винта и в лопастях примерно одинакова, то с доста-
точным основанием можно считать, что приведенная скорость на
входе в каналы втулки винта имеет ту же всличину. чго и расчет-’
ное значение X на входе в лопасть.
Таким образом, в канале между компрессором второго контура
и втулкой несущего винта могут быть конфузорные и диффузорные
участки в зависимости от принятой величины Можно считать,
что коэффициент потерь полного давления в выходном криволиней-
ном реактивном сопле не зависит от 7^, так как его величина опре-
деляется приведенной скоростью истечения из сопел, зависящей от
распол агаемой степени расши рения вр еа ктйвном сопле. Пр и мер н ы й
расчет о в зависимости от Хв*, проведенный при отмеченных выше
условиях для наиболее вероятного значения %—100, с использовани-
ем справочных материалов по оценке гидравлического сопротивле-
ния, показал (см. табл. 1), что при малых значениях Q по мере воз-
растания приведенной скорости на входе в лопасть относительное
значение сопротивления в канале лопасти заметно возрастает и после
ХЕх='0,3 становится доминирующим.
В меньшей степени, но достаточно ясно эта тенденция прояв-
ляется и при уменьшении относительной длины канала в тех преде-
лах, которые еще можно практически осуществить (т. е. до х=50).
Таблица 1
Коэффициенты восстановления полного давления в тракте второго контура
(см. фиг. 20)
2=0,1, 7=100, Хтр=0,015
^вх Коэффициент восстановления полного давления а
участок от ком- прессора до втул- ки винта каналы во втулке винта канал в лопа- сти криволинейное реактивное сопло тракт в целом
0,1 0,97 0,998 0,99 0,97 0,93
0,3 0,97 0,98 0,92 0,97 0,85
0,5 0,97 0,95 0,75 0,97 0,67
Расчеты также показывают, что для тракта, изображенного на
фиг. 20, можно применить среднюю величину общего коэффициента
восстановления полного давления. Более высокие значения мало-
вероятны, так как требуют слишком малых значений % и Хвх, а более
низкие — недопустимы из-за существенного ухудшения к. п. д. вто-
рого контура.
3. ОЦЕНКА ТЕПЛОВЫХ ПОТЕРЬ
Тепловые потери в лопасти удобно выразить величиной qOXJi,
представляющей собой количество тепла, отведенное через стёнки
канала и отнесенное к 1 кг газа, проходящего через канал.
Можно написать, что
Fn‘ax Vvsft-. ..
j ^(T-T^dF ' '
—-------7. (76)
ычас у с
' ' > г
56
где Г— температура в потоке газа в канале;
Тн — внешняя температура;
А—обдуваемая внешняя поверхность канала;
Оч<с—часовой расход газа через канал;
Лг —суммарный коэффициент теплопередачи от газа в кана-
ле к атмосферному воздуху.
Для точного определения по уравнению (76) наиболее удоб-
ны методы численного интегрирования с учетом рассмотренной '
выше зависимости приведен-
ной скорости в канале от ве-
личин X. ^зх, Вп и Й.
Однако для оценки зна-^
чимости дохл в общем балан-
се энергии и ее влияния на
к. п. д. компрессорной си-
стемы реактивного привода
можно ограничиться приб-
лиженными соотношениями,
вытекающими из -уравне-
ния (76). Так, например,
учитывая, что возможное из-
менение температуры газа
по длине канала в несколь- Д
ко раз меньше разности тем- I
ператур газа и атмосферного Ч
воздуха, вполне допустимо £
принять, что по всей длине
Фиг. 21. Типичные случаи размещения воз-
канала сохраняется условие душного канала в лопасти.
? r-TH=r,-T„^const, U..^.;(77)
где Твк* — полная температура газа на входе в канал.
При этом получается преувеличенное значение дохл. Однако если
иметь в виду, что суммарный коэффициент теплоотдачи не будет
, учитывать лучистого теплообмена и при горизонтальном полете
вертолета возможен несколько больший теплоотвод от лопасти, то
указанное допущение является уместным.
Значительные трудности представляет собой определение сум-
марного коэффициента теплопередачи от газа к внешнему воздуху.
Известные из литературных источников экспериментально обосно-
ванные коэффициенты теплопередачи относятся, как правило, к ци-
линдрическим каналам в свободном потоке. В рассмотренном же
случае канал занимает часть сечения лопасти и в зависимости от ее
конструкции имеет различные условия внешнего теплоотвода.
На фиг. 21 показаны три типичных случая размещения канала в
лопасти. Очевидно, что наибольшая теплоотдача будет тогда, когда
стенка канала одновременно является элементом внешнего контура
’лопасти. Поэтому в дальнейшем будем рассматривать именно этот
’"случай'.
57
Допустим, что теплортвод_от_ передней части обтекаемого_про-
филяможстбыть равен теплоотводу от цилиндрического тела, боко-
вая повёрхностыкоторого равна обтекаемой поверхности рассматри-
j ваёмой части профиля, т. е.
I --•••• _ /
^экв »
к
где d9KB — диаметр эквивалентного цилиндра;
/—длина контура внешней обтекаемой поверхности канала.
Используя такую замену, можно при профилях, не слишком тон-
ких (с~0,15), принять диаметр эквивалентного цилиндра равным
гидравлическому диаметру канала.
Если пренебречь тепловым сопротивлением стенки канала и раз-
личием между наружной и внутренней площадями нагрева, то сум-
марный коэффициент теплопередачи
'№ =------------. л (78)
. > —+—ч
! анар авн Д
где анар и авк — коэффициенты теплоотдачи от наружной и внут-
ренней поверхностей канала соответственно.
М. А. Михеев 1 предлагает следующее соотношение для внешней
теплоотдачи цилиндрических труб при поперечном омывании их
свободной незавихренной струей газа f к
где Bi—коэффициент, учитывающий род внешней среды и ее со-
стояние. Для атмосферного воздуха при температуре 0° С -
#1 = 2,9; -<х г
Тя— удельный вес внешней среды; с
V —скорость обдувающего потока;
d — внешний диаметр трубы;
п — показатель степени, зависящий от числа Re (при Re^5-l03
п=0,6).
Скорость обдува в уравнении (79) можно считать равной окруж-
ной скорости винта в рассматриваемом сечении лопасти. В действи-
гтельности скорость обтекания немногим больше окружной скорости,
так как в плоскости вращения винта всегда имеется еще вертикаль-
ная составляющая. Но поскольку эта вертикальная скорость при-
мерно в 15—20 раз меньше максимальной окружной скорости вин-
та, то ею можно пренебречь.
При поступательном -полете картина осложняется еще дополни-
тельным обдувом от встречного потока воздуха. По отношению к .
1 М. А. М ихеев, Основы теплопередачи, Госэнергонодат, 1949.
58
вращающемуся винту вектор скорости встречного потока непрерыв-
но меняет свое направление. Такое циклическое изменение направ-
ления этого вектора позволяет пренебречь дополнительным эффек-
том обдува встречным потоком, так как в среднем за оборот винта
сумма проекций вектора поступательной скорости на направле-
ние окружной скорости равна нулю, а охлаждающее действие со-
ставляющих поступательной скорости, направленных вдоль оси
лопасти, т. е. параллельно каналу, существенного значения не
имеет.
С указанными допущениями (V=cor; d—D) уравнение (79) при-
мет вид
анар £>0,4 •
Для внутреннего коэффициента теплоотдачи при турбулентном
течении может быть использовано предложенное М. А. Михеевым
соотношение
„ —R (Тг^)0’8 /ЯП
г авн — р0,2 ’
где Вч. — коэффициент, учитывающий свойства и состояние газа в
канале (при 7,=373ч-473° абс. Вц=2,884-3,02 соответст-
венно) ;
Тг — удельный вес газа в канале;
W — скорость газа в канале;
D — гидравлический диаметр канала.
Пользуясь уравнениями (80) и (81), можно формулу (78) напи-
сать в следующем виде:
= ж D6.2 • (82)
В|(Ти«>г)'’-6’1’В2(7г»')<)-в
Исходя из соображений, изложенных выше, для определенных
размеров канала и данных условий течения газа в нем (включая и
окружную скорость винта), можно считать Кв функцией лишь одной
переменной — текущего значения радиуса, на котором находится
рассматриваемое сечение канала.
Значения Кв, рассчитанные для нескольких конкретных случаев,
приведены на фиг. 22.
• Для определения по уравнению (76) удобно ввести понятие
среднего суммарного коэффициента теплопередачи по всему каналу:
rmax
-----. (83)
' max
59
Тогда, учитывая, что dF<=(4S/D) dr и принимая во внимание допу-
щение, выражаемое уравнением (77), получим
4SAT п
а =_______LsE
/ох л ~
^час

(84)
Величина КеС1> может быть найдена либо аналитически решением
уравнения (83), либо графически с помощью уравнения (82). При-
нимая по длине канала aB11^const (что справедливо при малом из-
менении приведенной скорости по длине канала), для подынтег-
Фиг. 22. Изменение суммарного коэффициента теплопередачи по длине
канала (£> = 0,18 я; у = 100; = 1,225 кг/м^; Bt=2,97; ХрХ = 0,3).
/—якц=2, «=200л/ сек- 2—якц=2, и=250 л/сел ; 3—ккц=4, и—200 м}сек\ 4~*кц=4, и=Я50м1сек.
ральной функции, взятой по уравнениям (82) и (83), получим по-
сле интегрирования
Kt ср=КI max (1 + a3) 1 - 2.5 а3+5а5
cfi — и -J- 1
~(*+1)2
^(arctg!7T+arctg7#
где
анар max
и авн — определяются по уравнениям (80) и (81) соответ-
ственно.
Для приближенных расчетов в пределах а=1-н1,5 можно
принять, ЧТО Кг ср ~ 0,7^ max .
60
Рассмотрим, как влияет величина Хвх на до1Л. Для этого вы-
разим расход воздуха G,iac в уравнении (84) с помощью газоди-
намической функции
900/лкр?(АвХ)рвх

QoXJt
(85)
/~ *±L
где ткр= |/ 1 (для в03ДУха ПРИ Л = 1,4, ткр ==0,684);
/?—газовая постоянная;
<7 (Хвх) —газодинамическая функция приведенной скорости на
входе в канал.
Если считать —const и 7'*к=const, то влияние Хвх на q0K„
будет определяться изменением отношения KncPlq (Хвх). Поскольку
влияние Хвх на /Ся весьма замедленно (в интервале значений Хвх=
=0,1-г-0,4 и тгкП=2-:-4 величина /С£ср примерно пропорциональна
величине Хвх), то основное действие будет выражаться измене-
нием расходной функции <7 (Хвх) и величина Ал: ср/^ (Хвх) в рассмот-
ренном интервале будет замедленно уменьшаться с ростом при-
веденной скорости. Следует напомнить, что значения Хвх выше
0,4 не желательны из-за быстро возрастающего гидравлического
сопротивления канала.
Для оценки влияния отвода тепла на общий к. п. д. системы
важна не абсолютная величина ?охл, а отношение <70ХЛ/б,р7'*к 1СМ-
гл. I, уравнение (34)]. Исходя из равенства (85), это отношение
можно представить в следующем виде:
?охл ср g У^вх /1 Ти\ (86)
С/> 900/лкр ^(Хвх) двх \ TBJ
Из уравнения (86) следует, что в канале с заданной относи-
тельной длиной, при XBX=const протекание величины 90ХЛ/ср^х
в зависимости от выбранной степени повышения давления в
компрессоре второго контура определяется взаимным действием
двух величин:
А' и \
Az ср и —*—11
х Рвх. ' * вх'
Значение- /Стср замедленно возрастает с увеличением як11,
приближаясь в пределе к постоянной величине. Выражение
*
РвХ
1
61
при заданных значениях к. п. д. компрессора и коэффициента вос-
становления полного давления на входе в каналы винта является
функцией от лкП, максимум которой лежит между значениями лк11=
==2,5—3. Такое протекание рассматриваемых величин приводит к
тому, что qo^lCpT** достигает максимального значения при лкП,
несколько большем, чем соответствующее максимуму величины
На фиг. 23 представлены значения и q^jcpT^*, рассчитанные
для двух значений окружной скорости винта: и=200 и 250 м/сек
Фиг. 23. Зависимость величин докл и дахл/срТ*х от сте-
пени повышения давления в компрессоре второго кон-
тура «кН Оки =0,85; Тн =1288° абс.; Хвх=0,3; х=Ю0;
Bi = 2,97; В2 = 2,86 + 3).
/“^охл: 2^охл,срГвх! -----«=200 м!сек-,----ы=250 м/сгк.
при 7]кИ=0,85, Тя=288° абс., х=100, Х^=0,3, Bi=2,97, В2=2,86ч-3,0
(в зависимости от Твх).
Как видно по фиг. 23, максимальное значение q^/cPT*BX даже при
и=250м/сек лежит около 0,04, т- е. составляет малую величину по
сравнению с единицей. Проведенная оценка, несмотря на всю ее
приближенность, показывает, что при не слишком низких значениях
К*, относительное_влияние отвода тепла на_характер основных свя-
зей между к. п. д. компрессорной системы и ее расчетными царамет-^
рами сравнительно невелико [см. уравнение (34)];
" При малых приведенных скоростях на входе в канал (Ав1<0,2)
влияние отвода тепла становится уже более заметным (фиг. 24).
Поэтому чрезмерное снижение может привести к падению к. п. д.
тракта, так как потери из-за теплоотвода превысят выигрыш от сни-
жения гидравлического сопротивления.
Часто принимающееся в расчетах допущение, что q^^Au^^g
будет справедливым только при определенных сочетаниях величин
62
^кНи«(фиг. 25). В принятых условиях расчета это будут, напри-
мер, сочетания "кц=2и и—140 м/сек, 1гкП—3 и «=165 м/сек;
кк11 «4 и «=180 м/сек. Следовательно, сохранение условия qOXJl^
^Au2/2g в широком диапазоне значений окружной скорости всегда
будет связано с отклонением от истинного значения отводимого в
лопастях тепла. Размер этого отклонения таков, что в диапазоне
~кП =2—4 ПРИ окружных ско-
ростях «~ 150 м/сек ошибка в
температуре воздуха на выхо-
де из каналов в лопастях будет
лежать в пределах i'+il—3°; в
области «=200 м/сек в преде-
лах Н-8 до 1+3°. При м =
= 250 м/сек отклонение в тем-
пературе может достигать 1+16
и i-Ь11° соответственно.
Фиг. 25. К оценке погрешности, да-
ваемой условием ^охл = Au*/2g.
Фиг. 24. Зависимость величины qOXJt от
приведенной скорости на входе в ка-
нал (up200 м/сек, остальные условия
|ге же, что и на фиг. 23).
/-кк1,=2; 2-«кП=3; 3-«к1]=4-
В последнем случае теплоотвод оказывается преувеличенным при-
мерно вдвое. Однако при этом максимальная ошибка в определении
к. п. д. компрессорной системы не превысит 4%. Поэтому для приб-
лиженных практических расчетов в зоне значений лкц “2-4-4 н
150ч-250 м/сек условие qoKn^Au2/2g допустимо. При аналитичес-
ком исследовании это условие также иногда допустимо, если в окон-
чательных выводах, хотя бы приближенно, оценивать значение сде-
ланной погрешности.
Глава III
СВЯЗЬ МЕЖДУ АЭРОДИНАМИЧЕСКИМИ ХАРАКТЕРИСТИКА-
МИ НЕСУЩЕГО ВИНТА И ОСНОВНЫМИ ПОКАЗАТЕЛЯМИ
КОМПРЕССОРНОЙ СИСТЕМЫ
1. ВЛИЯНИЕ ПОТРЕБНОГО ОКРУЖНОГО УСИЛИЯ И ПЛОЩАДИ
ПРОХОДНЫХ СЕЧЕНИЙ КАНАЛОВ В ЛОПАСТЯХ НА ПАРАМЕТРЫ
КОМПРЕССОРНОЙ СИСТЕМЫ
У вертолетов с компрессорной системой реактивного привода
основные параметры силовой установки в значительной степени зави-
сят от ряда параметров несущего винта. Рассмотрим кратко сущ- <
к ность этой зависимости.
Во-первых. выбранные аэродинамические параметры винта обус-
ловливают определенную величину мощности, которую должен обес-
печить реактивный привод. Во-вторых, геометрические размеры вин-
та и его конструктивные особенности определяют площадь проход-
ных сечений и относительную длину каналов в лопастях.
Первое обстоятельство устанавливает вполне конкретное соотно-
шение между расходом газа (воздуха) по каналам в лопастях и ско-
ростью истечения из сопел, а именно:
£пОп с — и
Np.— -----«О„,
р 75 75g
(87)
где А/’р — мощность реактивного привода;
Ар — удельная работа реактивного привода;
расход газа (воздуха) по каналам в лопастях;
с — скорость истечения из сопел при полном расширении;
и — окружная скорость винта.
Поскольку величины N? и и полагаем заданными, то для опре-
деленного винта
с — и ДА 75
Оп———=const. (88)
g-----------------------------------«
Второе обстоятельство накладывает дополнительные ограниче-
ния на соотношение между с и Gn, так как при заданных проход-
ных сечениях и определенных гидравлических характеристиках ка-
г>4
налов возможный расход газа является функцией лишь его давле-
ния, температуры и скорости на входе в лопасть, т. е. функцией
величин, оказывающих влияние и на скорость истечения из сопел.
Если воспользоваться параметрами торможения, то можно написать

(89)
где S — площадь входного поперечного сечения всех каналов в
* лопастях.
Подставляя (89) в (88) и учитывая, что в конкретном винте ве-
личина S задана, получим
£^-m«(XM)-7fe=^=^-=const (90)
S , / R „
I/ — Т
V g вх
или, учитывая, что
где Р —суммарное окружное усилие, сообщаемое реактивным
приводом,
—/и.х.._. = -|- = const. (91)
Уравнение (91) и является выражением зависимости внутрен-
них параметров компрессорной системы от параметров несущего
винта. В этом уравнении величина Р/S, представляющая собой от-
ношение требуемого окружного усилия к располагаемой площади
проходных сечений каналов, определяет в совокупности с окружной
скоростью винта и возможные сочетания расчетных параметров
газа.
Следует указать, что не все из возможных сочетаний будут целе-
сообразными. Для каждого канала в лопасти с заданной относитель-
ной длиной и определенными значениями £п и Й можно установить
зависимость между коэффициентом восстановления полного давле-
ния о и приведенной скоростью на входе в канал. Если охарактери-
зовать остальные участки газового тракта соответственным увели-
чением £п, то получим зависимость o=f(ABx) для всего тракта.
С помощью этой зависимости можно оценить влияние, оказывае-
мое изменением приведенной скорости течения по тракту на общий
к. п. д. компрессорной системы. В случае необходимости дополни-
тельно учитывается также влияние, оказываемое отводом тепла от
стенок канала.
Поскольку с увеличением Хвх растут гидравлические потери и
соответственно уменьшается к. п. д. газового тракта, то на первый
5 218
65
взгляд казалось бы .желательно иметь пониженную приведенную ско-
рость на входе в канал. Однако при этом через заданный капал прой-
дет соответственно меньший объемный расход газа. Если не изме-
нять степени повышения давления в компрессоре второго контура,
то уменьшение Хвх приведет к почти пропорциональному уменьше-
нию реактивного усилия на окружности винта.
Поскольку потребное окружное усилие определяется главным
образом заданной величиной полетного веса вертолета, то, снижая
Agx в канале винта данных размеров, необходимо будет соответст-
венно увеличить скорость истечения из сопел. Это приведет при не-
изменной окружной скорости, величину которой также полагаем уЖе
заданной, к снижению внешнего к. п. д.
Результирующее действие этих факторов приводит к тому, что
для каждого конкретного винта с заданным окружным усилием су-
ществует некоторое оптимальное значение приведенной скорости на
входе в канал и соответствующая ему величина лк11. Такое оптималь-
ное сочетание параметров будет соответствовать максимальному
к. п. д. реактивного привода, возможному при данных значениях
отношения Р/S и и.
Характер уравнения (91) таков, что непосредственное определе-
ние параметров газа, "обеспечивающих необходимое значение P/S,
затруднительно. Значительно проще, задаваясь параметрами газа,
находить соответствующие им значения Р/S при какой-либо' опреде-
ленной окружной скорости винта, а затем уже графически находить
связи, соответствующие P/S=const.
Для этого, выбрав значения /?*х, Т*к Хвх и и, определяем ско-
рость истечения"из сопсл и к. п. д. реактивного привода, соответст-
вующие принятым исходным величинам. Подобный расчет несколько
осложняется тем, что величина гидравлического сопротивления в ка-
нале зависит не только от Хвх, но и от относительной длины канала х
и относительной работы центробежного сжатия 2 (см. гл. II),
Поскольку связь между к. п. д. реактивного привода и парамет-
рами компрессорной системы не‘ всегда одинакова, в дальнейшем
будем рассматривать ее для следующих основных случаев.
Простейший вариант компрессорной системы
В простейшем варианте компрессорной системы имеют место
следующие соотношения (см. гл. I)1:
с — 11 riII ^ад.кП (92)
g т.кП «
/ *~1 \
-1/. (93)
А
1 Считаем скоростной напор на входе в компрессор второго контура равным
нулю, что характерно для силовых установок подобного рода.
66
Рвх = °в^Л11.
fe—1
, ж * ___1 .
Г.х=7'»1+-^У (95)
\ Чк11 /
где Тн, рн и ср— температура, давление и теплоемкость атмосфер-
ного воздуха соответственно;
авх — коэффициент снижения давления в результате
S гидравлического сопротивления в тракте ме,жду
компрессором и входом в каналы лопастей.
Если использовать соотношения (92), (93), (94), (95), то уравне-
ние (91) можно написать в следующем виде:
К. п. д. второго контура т]н, входящий в уравнение (96), также
может быть выражен в виде функции величин лкц’ и щ однако та-
кое выражение из-за своей громоздкости не вносит упрощения, и при
анализе удобнее пользоваться уравнением (96), оценивая отдельно
изменение т)п. Для этой цели могут служить графики, аналогичные
1 представленным на фиг. 8 и отличающиеся от них лишь тем, что
вместо условия о = const взято условие 7^.—const. Связь между о
и ЛьХ при прочих заданных условиях устанавливается по уравнениям
(73) и (74).
Такого рода зависимость т]п =/(~кн, \,х) при u = const, приведе-
на на фиг. 26, в верхней части которой даны соответствующие этому
примеру значения Р/S. Графики на фиг. 26 показывают, что увели-
чение лкц при ХвХ—const вызывает непрерывный рост отношения P/Sr
несмотря на то, что после некоторого значения зтк11 ухудшается
к. п. д. реактивного привода.
Увеличение Хвх при лк11—const также приводит к росту Р/S, ис>
лишь до того момента, когда гидравлические потери в каналах вин-
та становятся настолько большими, что к. п. д. системы падает
быстрее, чем увеличивается расход воздуха через второй контур..
Подобное явление особенно заметно при низких значениях тгкИ, ког-
да относительное влияние гидравлических потерь увеличивается.
Путем сечения сетки Р/S—Хвх) линиями P/S = const и увяз-
ки их с зависимостью тщ =ф(лк11, ЛВх) можно дополнить последнюю
связью т]п =Г(Р/5). Рассматривая пример такой сетки на фиг. 26,
можно отметить те значения лк11 и ЛвХ, которые при заданном значе-
нии Р/S дают наибольший к. п. д. системы.
Для удобства зависимость т]11тах от рассчитанная для не-
скольких значений н, представлена отдельно на фиг. 27. Как видно,
с ростом Р/S максимально возможное значение к. п. д. системы по-
нижается. Характер кривых ’Пи=?(лкп > ^в<)> соответствующих усло-
5*
G7
68
Фиг. 27. Зависимость максимального значения к. п. Д. вто-
рого контура от величины P/S.
1)К11=0,85; х=120; ?охл=Диг/2£;-- и-150 м/сек;----- ы=200 м/сек;
— . — . — «=250 м/сек.
Фиг. 28. Связь между лкц и Хвх в зоне
максимальных значений ^j.
69
вию P/S = const, таков, что в области максимального значения
можно в определенных пределах выбирать различные сочетания ве-
личин якП и ХвХ, исходя уже из других, дополнительных соображе-
ний, например: относительного веса, к. п. д. компрессора второго
контура и т. д. Соответствующую этому случаю связь между "к||
и X» удобно проследить по фиг. 28.
Расчеты и рассмотрение выполненных конструкций вертолетов
компрессорной системы показывают, что целесообразные значения
Лцх лежат в пределах О,,2-4-0,3 при лкП =2^“(w^T50—ЖГм/сек).
С ростом ц значение Авх может быть повышено.
Изложенные выше рассуждения велись в предположении, что
окружная скорость винта остается постоянной. Рассмотрим теперь,
какое влияние на соотношение Р/S, с одной стороны, и Хвх и «к11,
с другой стороны, оказывает изменение и.
Из уравнения (96) следует, что при постоянных значениях лкП
и Zax будет иметь место соотношение
(P/S)l _ +' УДП
(P{S)2 «| ЛИ? ’
(97)
В рассматриваемых условиях (пКц =const и ?iBX=const) измене-
ние окружной скорости будет влиять на величину главным
образом в результате изменения внешнего к. п. д. реактивного дви-
жителя. Этому сопутствует некоторое влияние окружной скорости
на к. п. д. тракта (&тр), поскольку изменение степени центробеж-
ного сжатия воздействует на относительное значение гидравличе- г
ских потерь в каналах винта.
Однако последним обстоятельством для простоты можно> пренеб-
речь, особенно при АЕх<0,4 и якН>2: В этом случае при изменении
окружной скорости от щ до и2 мо,жем написать [см. уравнение (31)]
1/ +1 + 1
Г1П2 ^вн? „ 1(98)
TiIIl "*1вн1 _ /~ ^-ад.кП^И^тр^
v ——+1+1
Г и2
Зависимость, выраженная уравнением (98), взятая при несколь-
ких значениях подведенной к реактивному движителю работы
Лл.кп ^тр» представлена на фиг. 29 для Н1=200 м!сек. Как следует
из уравнения (98) и фиг. 29, в рассматриваемых условиях. Пи растет
^медленнее, чем и. Поэтому при постоянных значениях и всли-
чина Р/5лрбеспещщаемая системой реактивного привода, уменьшает-
ся_с_ррртом .окружношскоррсти. Г рафик такой зависимости для'не-
скольких значений £ад.кП т]тр представлен на фиг. 30.
Зависимости, подобные приведенным на фиг. 27, 29 и 30, позво-
ляют учитывать изменение относительного веса и экономичность си-
ловой установки при выборе окружной скбрости несущего винта.
Более подробно это будет рассмотрено далее.
70
Фиг. 29. Влияние окружной скорости винта и на внеш-
ний к. in. д. системы (14=200 м/сек).
полагаемую величину Р/S м/сек).
71
Двухконтурная система с камерами сгорания на лопастях
Используя коэффициент мощности , можно перейти от зна-
чений величины (Р/S), полученных в простейшем варианте при не-
которых величинах лкП и Авх, к ее значениям в системе с камерами
сгорания при тех же лкП и Лвх:
Экономичность системы в этом случае определяется выражением
Т|£
~ ^ио •
*11
Так как величина в основном определяется степенью повы-
шения температуры в камерах сгорания на лопастях и может дости-
гать высоких значений, то этот вариант компрессорной системы наи-
менее ограничен в достижении нужной величины Р/S. В связи с этим
в принципе расширяется и возможный диапазон выбора значений
Sai и Лвх-
Наибольшие возможности в выборе величин лкЧ1, Авх и
имеются в области тех степеней повышения температуры, до которых
отношение не больше или не намного больше единицы. При
более высоких степенях повышения температуры становится ощути-
мым ухудшение экономичности и выбор расчетных значений лк11, Чх
и Л:*/^х Д°лжен происходить уже с учетом этого обстоятельства.
Двухконтурная система с теплообменником
В данном случае повышение к. п. д. второго контура по сравне-
нию с простейшим вариантом выражается величиной р/то [см. урав-
нение (63)], т. е.
== то-
Поскольку в результате применения теплообменника повышается
температура воздуха, проходящего по каналам в лопастях несущего
винта, и несколько снижается его давление, то при постоянных зна-
чениях лк11 и Авх расход воздуха через второй контур уменьшится
пропорционально величине отоV^bxo/T'bx.to и соответственно
вх О
(99)
вх.то
Следует заметить, что даже максимально возможное значение
то лишь немногим больше, чем величина УГа
Поэтому применение теплообменника в двухконтурной системе
не дает возможности увеличить значение Р/S по сравнению с про-
стейшим вариантом компрессорной системы и должно рассматри-
ваться, главным образом, как средство повышения экономичности.
72
Другие системы с подачей в лопасти горячего газа, описанные
в гл. I, здесь не рассматриваются, так как, не давая ощутимого выиг-
рыша в мощности и экономичности, они из-за высокой температуры
газа могут обеспечить лишь очень низкое значение Р/S 1.
2. СООТНОШЕНИЯ МЕЖДУ ГЕОМЕТРИЧЕСКИМИ ПАРАМЕТРАМИ
- НЕСУЩЕГО ВИНТА И ОТНОСИТЕЛЬНЫМИ РАЗМЕРАМИ КАНАЛОВ
В ЛОПАСТЯХ
В предыдущем параграфе было показано, что величинами, свя-
зывающими аэродинамические характеристики несущего винта и рас-
четные параметры компрессорной системы, являются окружное реак-
тивное усилие и площадь поперечного сечения каналов в лопастях.
Связь между величиной Р/S и основными параметрами компрессор-
ной системы была выражена формулой (91) и другими соотноше-
ниями,из него вытекающими. Теперь необходимо выразить величины
S и Р через основные параметры несущего винта и затем уже сопо-
ставить полученные выражения с уравнением (91).
Величина площади поперечного сечения канала, расположенного
в лопасти, зависит от ширины и высоты ее профиля и от той доли по-
перечного сечения лбпасти, которая может быть использована для
размещения канала.
Для прямоугольной лопасти площадь поперечного сечения канала
SK=bcv.Dv.s— b7c*v.s, (100)
К jJ //О'
где Ь — хорда профиля лопасти;
с —высота профиля;
с=с]Ь — относительная высота профиля;
Ttp^Sp/bc—коэффициент, характеризующий относительную пло-
щадь профиля лопасти;
Sp — площадь поперечного сечения лопасти;
xs—коэффициент использования поперечного сечения ло-
пасти для размещения канала.
Если учесть, что
(101)
где ав—коэффициент заполнения несущего винта;
z—число лопастей;
«=3,14,
то
и суммарная площадь проходных сечений каналов во всех ло-
пастях
5=Sz=~o2cx х?г2 . (103)
J и-'кА' 2 в Р S max* ' '
* См., например, Ю. Г. Бех л и, И. И. М а ш к е вич, Оценка возмож-
ности использования отходящих газов двигателя при компрессорном реактив-
ном приводе несущего винта вертолета, Сб. «Силовые установки вертолетов»,
Оборонгиз, 1959.
73
Г -
Уравнение (103) показывает, что причпрочих равных условиях) сум-
марная площадь сечения во всех каналах тем меньше, чем больше
'-число лопастей.
Величина коэффициента относительной площади профиля лопа-
сти зависит главным образом от типа и в очень малой степени от
относительной толщины профиля. Для широко распространенного
профиля NACA-230 в пределах применяемых значений с от 0,08 до
0,26 можно считать хр=0,7.
Коэффициент использования сечения лопасти зависит, от ее кон-
струкции и формы канала. Для полой лопасти типа монокок макси-
мальная величина х$ может достигать значения 0,9. Однако, по-види-
мому, создать такую лопасть трудно. Если ,же каналом является
внутренняя полость трубчатого центрального лонжерона, то значение
не превышает 0,1-т-0,15 ( в зависимости от величины с). Таким
образом, значения xs могут изменяться в широких пределах, в зави-
симости от формы и размещения канала в лопасти. В том случае,
когда выбран тип профиля и найдено определенное конструктивное
решение, величина S зависит лишь от сочетания величин^ ов, 2, с
И Г max-
При общем исследовании более удобно применять не абсолютную
величину площади проходного сечения всех каналов в лопастях, а ее
отношение к какой-либо величине, характеризующей размеры винта.
Такой величиной можно считать ометаемую винтом поверхность.
Тогда относительная суммарная площадь проходных сечений каналов
— $
Л = —2 =.
"'max 2
Помимо величины суммарного проходного сечения каналов в ло-
пастях, заметное влияние на работу компрессорной системы оказы-
вает относительная длина канала х. определяющая в значительной
мере гидравлическое сопротивление тракта. Выразим величину х
в виде функции основных параметров несущего винта. Если учесть,
иго гидравлический диаметр канала
D=-^t
Т
где Т — периметр поперечного сечения канала, то, используя урав-
нения (100) и (101), получим
=__________=------S—, (105)
D K<3a4b2cv.pv-s 4itaB c*pif-s
где T—Tjb — относительный периметр сечения канала.
В уравнении (105) в дополнение к уже рассмотренным величи-
нам, дающим относительную характеристику сечения канала, введе-
но еще понятие относительного периметра Т. Эту величину, а также
величину коэффициента использования сечения х5 в общем случае
не удается выразить в виде зависимости от остальных величин, вхо-
дящих в уравнение (105).
74
Однако для ряда конкретных случаев эта задача разрешима.
Для канала в трубчатом лонжероне (см. фиг. 21,а)
7=. ItCO —~
Т—--------— т^сЪ.
Ь
(Ю6)
где 8 —отношение высоты канала (в данном случае являющейся
его диаметром) к высоте профиля поперечного сечения
лопасти,
---
SK 4 -
xs==-^-=------------= —С,
Sp bcif-p 4xp
(Ю7)
яавсЬ
(Ю8)
Для канала в эллиптическом лонжероне (см.
фиг. 21, б).
Приближенно (с погрешностью не более 3%) при п/с8<:з
а сЪ
п —--
---
ь

(Ю9)
где а — большая ось эллипса или ширина канала;
а = а'[Ь\
сЪ — малая ось эллипса или высота канала;
Ь — хорда профиля лопасти;
act
7С-- _
4
X Q * ——
Ь р Р
(а + cB)z
Х=~—-г- •
2лавсЬа
(ИО)
(1П)
Для канала, представляющего собой перед-
ний отсек лопасти (см. фиг. 21, в). Аналитическое выраже-
ние f и затруднено и более целесообразно пользоваться резуль-
татами непосредственного измерения площади и периметра сечения
канала. Полученные таким образом значения Т и х5 для про-
филя NACA-230 представлены на фиг. 31 в зависимости от величин
а и Следует отметить, что величина T/y.s практически имеет те
же значения, что и в эллиптическом канале.
Расчеты показывают, что при о>0,2 наибольшее относительное
проходное сечение.имеет канал, являющийся передним отсеком ло-
пасти. В нем при п—0,4 и с = 0,14-0,2 можно получить хрх5 =
— 0,315-4-0,34, в эллиптическом канале при этих условиях хрх^ =
= 0,28. Что же касается канала в трубчатом лонжероне, то в нем раз-
75
витие проходных сечений ограничено допустимой величиной с и мак-
симальные значения х5хр в таком канале не превысят 0,07-4-0,14
при с=0,1 -т-0,2 соответственно. Это обстоятельство приводит также
к тому, что относительная длина канала в трубчатом лонжероне ока-
зывается значительно больше, чем в каналах других типов.
Фиг. 31. Геометрические характеристики ка-
нала, являющегося передним отсеком лопа-
сти (влиянием с на пренебрегаем).
На фиг. 32 представлены значения относительной длины канала
в зависимости от ов, рассчитанные по уравнению (105) при S=0,88,
z=4 и нескольких значениях относительной толщины профиля с.
При расчете было принято, что в эллиптическом канале и в отсеке
лопасти может быть получена относительная ширина канала п = 0,4.
Оказалось, что относительные длины обоих этих каналов мало от-
личаются при одинаковых значениях ов и с, поэтому на фиг. 32 они
изображены одной линией.
Учитывая, что при значениях х, больших 150, гидравлическое со-
противление канала в лопасти становится весьма значительным, сле-
дует избегать слишком тонких профилей лопасти (с<0,15), исполь-
зуя одновременно все возможности увеличения относительной ши-
рины канала.
76
Из фиг. 32 видно, что при малых значениях сгв каналы в круглых
лонжеронах следует применять лишь при числе лопастей z<4
и сЬ-0,15.
Фиг. 32. Зависимость относительной длины капала
в лопасти х от коэффициента заполнения несущего
винта <7в и относительной толщины профиля с,
при г—4.
-------канал в трубчатом лонжероне2(8=0,88); --элли-
птический канал и передний отсек лопасти (п=0,4; 8=0.88).
/-г=0,1; 2-с=0,15; с=0,2. •
3. СВЯЗЬ МЕЖДУ ВЕЛИЧИНОЙ PjS И АЭРОДИНАМИЧЕСКИМИ
ПАРАМЕТРАМИ НЕСУЩЕГО ВИНТА
Окружное усилие необходимое для привода несущего винта, оп-
ределяется соотношением
г' 2
р___ЯГтах Рв
~ К а К
(112)
гце G у — полетный вес вертолета;
К — аэродинамическое качество винта;
рв — нагрузка на ометаемую винтом поверхность.
77
Заменяя в уравнении (112) величину ^rj,ax выражением
Sz-
9 — >
вытекающим из уравнения (104), получим
Р Ув
S ъКа^ст^р
(ИЗ)
Ранее уравнение (91) выражало величину Р/S как функцию рас-
четных параметров компрессорной системы, а в уравнении (ИЗ) она
выражена в виде функции параметров несущего винта. Из уравне-
ния (113) следует, что величина PIS не зависит от абсолютных зна-
чений полетного веса вертолета и размеров несущего винта, а полно-
стью определяется удельными или относительными параметрами.
Входящие в (ИЗ) величины удельной нагрузки на ометаемую по-
верхность рл и аэродинамического качества К в свою очередь являют-
ся функциями ряда параметров.
Можно написать, что нагрузка на ометаемую винтом поверх-
ность равна
где р -— плотность атмосферного воздуха;
и — окружная скорость винта; ’
сг — коэффициент тяги винта.
Аэродинамическое качество винта на режиме висения
Ст
/<=—, (115)
ГПк
где тк — коэффициент крутящего момента винта.
Воспользовавшись уравнениями (113), (114) и (115), можно на-
писать, что
ри2
р
- • <и6) 1
С помощью уравнения (116) можно, располагая полярой вы-
бранного профиля лопасти, исследовать влияние на величину PIS ос- • ’
иовных параметров несущего винта. Некоторые из них определяются
главным образом конструктивными соображениями и непосредст-
венно не связаны с другими величинами. К такой категории отно-
сятся z — число лопастей винта и — коэффициент использования
78
поперечного сечения лопасти. Характер их влияния на величину P/S
очевиден и пояснений не требует.
В значительной степени независимой величиной является также ”
(относительная толщина профиля лопасти), однако при оценке ее
влияния на величину Р/S приходится учитывать сопутствующее из-
менение характера связи которое приводит к тому, что
величина Р/S уменьшается несколько медленнее, чем в обратной про-
порции к с.
Величина зависит главным образом от формы профиля и мо-
жет считаться константой для выбранного типа его (влиянием с
на иР можно без ущерба пренебречь).
Остальные параметры: окружная скорость и, коэффициент запол-
нения ов и коэффициент подъемной силы на режиме висения с^о —
выбираются по совокупности так, чтобы обеспечить .желаемую на-
грузку на ометаемую винтом поверхность и при этом получить при-
емлемые аэродинамические характеристики винта.
Из этих параметров, если их рассматривать изолированно, наи-
большее влияние на величину P]S оказывает окружная скорость, вы-
зывающая изменение Р/S пропорционально и2. Характер влияния
коэффициента подъемной силы в обычных пределах его изменения
(0,2-е-0,6) довольно близок к прямой пропорции, отклоняясь от нее
по мере уменьшения аэродинамического качества винта. При изме-
нении коэффициента заполнения значения Р/S изменяются пример-
но в обратной пропорции к величине ов0>6. На фиг. 33 в качестве
иллюстрации представлены зависимости безразмерной величины
Р *5
5 ри2
от сгв и Саю, рассчитанные для профиля NACA-230, при относительной
толщине профиля с = 0,16.
Результат совместного изменения величин ц, су0 и ов зависит от
характера дополнительных связей между ними. Рассмотрим несколь-
ко возможных случаев, считая, что выбор параметров производится
для вертолета с заданным полетным весом при выбранном числе ло-
пастей z и коэффициенте использования сечения .
1-й случай. Заданы: окружная скорость и и коэффициент тяги
сТ) при этом ObG/o — const. В данном случае уменьшение су0 и соответ-
ствующее увеличение ов приводят к снижению величины Р/S (см.
линии ст = const на фиг. 33).
2-й случай. Заданы: нагрузка на ометаемую поверхность р
и коэффициент заполнения винта ов. При этом
const.
79
В данном случае величина Р/S будет изменяться обратно пропор-
ционально аэродинамическому качеству несущего винта, как это
Фиг. 33. Расчетная сетка относительных па-
раметров 1несущего винта (профиль
NACA-230).
следует из уравнения (113).
Примерное протекание зави-
симости K=f(c,j0} при ов=
= const также показано на
фиг. 33. Как видно, в рас-
сматриваемых условиях в
зависимости от выбранного
интервала значений с!/0 вели-
чина Р/S может снижаться,
оставаться без изменения
или возрастать при увеличе-
нии окружной скорости вин-
та.
3-й случай. Заданы:
нагрузка на ометаемую по-
верхность и коэффициент
подъемной силы, при этом
(рн2/2)ав = const и соответ-
ственно (Р/S) — const
const.
или
Из этих соотношений сле-
дует, что при указанных свя-
зях увеличение <тв и соответ
ственное уменьшение и бу-
дет приводить к значитель-
ному снижению Р/S, несмот-
ря на соответствующее это-
му ухудшение аэродинами-
ческого качества винта.
4-й с л у ч а й. Задана
нагрузка на ометаемую по-
верхность, а величины и, сиа
и щ подбираются так, чтобы
аэродинамическое качество винта сохранялось постоянным. При
таких условиях справедливо соотношение
Р
$
о2 = const.
Минимальному значению PjS в этом случае будут соответство-
вать величины и Qo, при которых заданное значение аэродинами-
ческого качества винта является максимально возможным. Напри-
мер (по фиг. 33), ав~0,06 и qo=O,25, если задано значение
Л' = 14,2. Если от этой точки перемещаться при постоянном ка-
честве в сторону увеличения cJ/0, то рост Р/S будет менее быстрым,
чем при снижении величины с1/0.
АО
Приведенные примеры, достаточно ясно показывают то влияние,
которое оказывает на величину отношения Р/S изменение характе-
ра связи между величинами и, с^о и ов.
Уравнение (116), устанавливая связь между Р/S и параметрами
несущего винта, позволяет оценить влияние, оказываемое этими па-
раметрами на величину цн, т. е. на экономичность системы реактив-
ного привода.
Из зависимости г}ц~[(Р/$), пример которой представлен на
фиг. 27, следует, что повышение Р/S приводит к уменьшению г)п.
Таким образом, для повышения экономичности компрессорной сис-
темы необходимо было бы параметры несущего винта выбирать так,
чтобы отношение Р/S было минимально возможным. Однако эконо-
мичность системы реактивного привода еще не определяет эффек-
тивности реактивного винта в целом, которая должна выражаться
факторами, учитывающими энергетические и весовые показатели
винта и силовой установки в их совокупности.
6 218
Глава IV
ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ РЕАКТИВНОГО ВИНТА
В ЦЕЛОМ
1. МЕТОД ПРИБЛИЖЕННОЙ ОЦЕНКИ ЭФФЕКТИВНОСТИ
РЕАКТИВНОГО ВИНТА В ЦЕЛОМ
Вертолет по своему назначению является преимущественно транс-
портным летательным аппаратом. Поэтому в комплексе его летно-
технических показателей весьма важную роль играет соотношение
между дальностью полета и величиной допустимой полезной нагруз-
ки. Характер этого соотношения определяется величиной весовой
отдачи вертолета и относительного расхода топлива. Чем больше ве-
совая отдача и чем меньше относительный расход топлива, тем боль-
шую полезную нагрузку может нести вертолет на заданное расстоя-
ние или тем большую дальность он будет иметь при заданной по-
лезной нагрузке. Относительная полезная нагрузка вертолета равна
разности между величинами весовой отдачи и относительного веса
запаса топлива, рассчитанного на определенную дальность полета.
Весовая отдача выражается соотношением
(И7)
где Ово—весовая отдача вертолета;
GKB—вес конструкции вертолета (с силовой установкой и
оборудованием);
— полетный вес.
Относительный расход топлива
где GT 4ac— часовой расход топлива.
Если для простоты рассмотрения заменить дальность продолжи-
тельностью полета, считая, что намеченная дальность достигается
в результате полета при некотором среднем часовом расходе топли-
ва, то величина относительной полезной нагрузки будет
^н.п = ^в.о—(118)
где т — продолжительность полета.
82
Получаемая из уравнения (118) зависимость Gl{.n=f(x) и может
быть положена в основу при оценке эффективности реактивного вин-
та, включая и систему его привода. Очевидно, что такая оценка
должна быть затем дополнена также учетом ряда конструктивных
и эксплуатационных качеств самого винта и силовой установки.
Относительный вес конструкции, который определяет величину
весовой отдачи вертолета, включает в себя ряд слагаемых, не зави-
сящих в ощутимой степени от параметров винта и силовой установки
(как, например, вес фюзеляжа, шасси, кабина и т. п.). Поэтому для
вертолета определенного класса с заданным полетным весом сумму
этого ряда можно рассматривать как некоторую постоянную вели-
чину. Тогда изменения в относительной полезной нагрузке вертолета
будут полностью определяться изменением суммы величин
SG«GH.B4-Gc.y + OTT, (119)
где </н>в —относительный вес несущего винта;
Ос у —относительный вес силовой установки.
Так как в данных условиях какое-либо изменение bJSG вызывает
равное по величине, но обратное по знаку изменения в Скп, то можно
непосредственное определение относительной полезной нагрузки по
уравнению (118) заменить рассмотрением зависимости величины SG
от параметров винта и силовой установки.
Следует отметить, что расчет относительного веса несущего вин-
та и силовой установки представляет большие трудности и сам по
себе может быть объектом специального исследования. По этой при-
чине в данной работе приходится ограничиться весьма приближен-
ной оценкой весовых критериев, позволяющей установить характер
взаимного влияния рассматриваемых величин.
Относительный вес несущего винта
Вес несущего винта слагается из весов двух основных частей его:
веса втулки и веса лопастей. Вес втулки в основном определяется
полетным весом. Что же касается относительного веса лопастей, то
на него могут оказывать дополнительное влияние такие параметры,
как сгв, с, а также конструктивные факторы, определяющие насыщен-
ность объема лопастей материалом.
Некоторое влияние на вес винта оказывает число лопастей; с уве-
личением числа лопастей должен несколько возрасти относительный
вес втулки из-за ее усложнения и несколько снизиться удельный вес
лопастей из-за уменьшения их общего объема. В итоге увеличение
числа лопастей может как повышать, так и понижать относительный
вес винтд в зависимости от того, какова была исходная доля веса
лопастей в его общем весе.
6*
83
Известен ряд расчетных уравнений, с помощью которых можно
было бы определить относительный вес винта с учетом изменения та-
ких параметров, как радиус винта, число лопастей, коэффициент за-
полнения, относительная толщина профиля лопасти, форма лопасти
в плане. Однако общим недостатком формул такого рода является
то, что их справедливость вне границ использованного статистиче-
ского материала всегда остается недостаточно обоснованной.
К тому же пригодность этих формул для винтов с реактивным при-
водом не доказана. Исходя из этого в дальнейшем ограничимся
тем, что при оценке изменения относительного веса силовой уста-
новки и запаса топлива будем лишь иметь в виду характер воз-
можного изменения относительного веса винта.
Относительный вес силовой установки
Относительный вес силовой установки можно выразить так:
Одв + Окц 4- СТрц + Gc
где Одв — вес исходного двигателя с агрегатами и оборудованием;
GK1I —вес дополнительного компрессора;
ОтрИ —вес деталей соединительных труб и арматуры на
участке тракта второго контура между дополнитель-
ным компрессором и втулкой несущего винта;
С/с — вес реактивных сопел (или камер сгорания), устанав-
ливаемых на концах лопастей.
В свою очередь можно принять, что
G — & N
'"дВ ОДВ*¥ДВ*
где ёдв —удельный вес двигателя, отнесенный к его мощности;
Л^дв — мощность на валу исходного двигателя.
Для прикидочных расчетов ^дв может быть взят по статистиче-
ским данным. Его значение для определенного уровня развития оп-
ределяется главным образом мощностью двигателя. Значитель-
ную трудность представляет определение веса компрессора вто-
рого контура, поскольку его величина зависит от абсолютных раз-
меров компрессора, числа ступеней, степени повышения давления и
ряда других факторов.
Весом реактивных аппаратов на концах лопастей во всех случа-
ях применения одних лишь реактивных сопел можно пренебрегать.
Относительный вес камер сгорания и необходимого для их работы
оборудования Gc можно приближенно считать равным 0,5—1,5%
полетного веса вертолета в зависимости от его абсолютной величи-
ны. Камеры для легких вертолетов оказываются относительно более
тяжелыми.
84
I
Таким образом, принимая в среднем
^кп + <Арн=0»2 Сдв,
можно написать, что
Gc.,=^-l,2g„ + Oc. (120)
Относительный вес запаса топлива
Как уже указывалось, вес запаса топлива в уравнении (119) оп-
ределяется исходя из требуемой продолжительности работы силовой
установки без пополнения запаса горючего. Для того чтобы получен-
ные результаты были достаточно близки к результатам точного рас-
чета с учетом выгорания топлива и снижения окружного усилия при
переходе от висения к полету на дальность, следует средний часовой
расход топлива за все время полета принимать несколько меньше
его расчетного исходного значения.
Таким образом,
__ Рс
(121)
где cR—удельный расх&д.дхшлнйа. на расчетном режиме, отнесен- | j
ный к 1 кг окружного усилия на винте; *" ‘ • •
Р — окружное усилие; * * ' '
е — коэффициент снижения часового расхода топлива при
полете на дальность.
В вертолетах среднего тоннажа с компрессорной системой реак-
тивного привода окружное усилие, потребное для горизонтального
полета на дальность, составляет примерно 0,8 от величины, необхо-
димой для режима висения. Средний часовой расход топлива при
этом составляет около 10—15% текущего полетного веса.
Для простейшего варианта компрессорной системы при
PcR~NMce уравнение (120) примет вид
(122)
Для варианта с камерами сгорания на лопастях
О,~,Дц.₽А> (123)
где — коэффициент повышения общего расхода топлива по срав-
нению с исходным простейшим вариантом.
В результате, используя рассмотренные выше выражения отдель-
ных членов уравнения (119), можно написать
2U=tf».. + ^(1.2g„ + ^) + <4. (124)
85
Требуемая мощность двигателя может быть выражена через мощ-
ность реактивного привода и к. п. д. второго контура. В общем слу-
чае это выражение будет иметь вид
Учитывая, что отношение G^P представляет собой аэроди-
намическое качество несущего винта К, можно написать
Nдв И
(125)
Подставляя выражение N^Gv по уравнению (125) в уравне-
ния (120) и (123), получим
+°’т “ о -2^.+"W + (126)
К '^no^L
Уравнение (126) позволяет проследить влияние на относи-
тельный вес силовой установки и запаса топлива величин, харак-
теризующих как силовую установку (gia, се, к]П1 р£, Gc), так и
несущий винт (Л\ и) и условия полета (е, т).
2. ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ НЕСУЩЕГО ВИНТА НА К. П. Д.
КОМПРЕССОРНОЙ СИСТЕМЫ И НА ОТНОСИТЕЛЬНЫЙ ВЕС
СИЛОВОЙ УСТАНОВКИ С ЗАПАСОМ ТОПЛИВА
Рассмотрение начнем с простейшего варианта компрессорной сис-
темы с подачей в лопасти сжатого воздуха без дополнительного по-
догрева его. В этом случае =1, 0«=‘l, Gc~0, тогда уравнение
(126) будет иметь вид
Gc.y+G,’=^-(l,2g„ + we). (127)
Примем, что величины §дв и се, выражающие совершенство дви-
гателя, а также величины т и е, выражающие условия полета, сохра-
няются неизменными. Тогда задача сводится к выяснению влияния
параметров винта на отношение u!Kt\n.
Связь между т]п и параметрами винта может быть установ-
лена через величину Р/5 с помощью уравнений (91) и (116).
При этом предполагается, что сочетание величин як11 и Хвх обес-
печивает при заданной величине Р/5 максимально возможное
значение С достаточной степенью приближения можно счи-
8$
тать, что при неизменной окружной скорости справедливо соот-
ношение
_ в
Climax {PjSyn *
где В — коэффициент пропорциональности;
т — показатель степени, всегда значительно меньший единицы.
Для того чтобы учесть изменение в величине связанное с из-
менением окружной скорости винта, можно исходить из уравнений
(97) и (98), графическое выражение которых дано на фиг. 27, 29
и 30.
Рассмотрим теперь влияние таких величин, как число лопастей z,
коэффициент использования сечения лопасти х5, относительная тол-
щина профиля лопасти с, коэффициент заполнения винта ов и
окружная скорость и, на отношение и/Кт]и.
Влияние коэффициента использования сечения лопасти
и числа лопастей
Влияние величины xs и z может быть рассмотрено обособленно
от других величин, поскольку их изменение, существенно воздейст-
вуя на потребную величину Р/S, в то же время не влияет на аэроди-
намические характеристики винта, так как выбранные значения <тв
и cvq остаются постоянными. Йз уравнения (113) следует, что вели-
чина Р/S изменяется прямопропорционально отношению z/xs . Соот-
ветственно т)к будет прямопропорционален (nslz)m ♦
В реальных условиях ns может изменяться примерно от 0,125 (ка-
налов трубчатом’лонжероне)"до 0,5 (канал в отсеке лопасти). В этих
пределах изменение х5 , как показывает конструктивная проработка,
не вызывает заметного изменения относительного веса винта. Даль-
нейшее увеличение х$ (сверх 0,5) представляет собой уже значи-
тельные конструктивные трудности, пути преодоления которых не
ясны.
Величина показателя tn зависит от величины окружной скорости
и степени понижения давления в каналах лопасти из-за гидравличе-
ского сопротивления. Для примера, приведенного на фиг. 27, при
P/S>4000 кг/м2 получим т=0,1 при « = 200 м)сек. В этом случае
изменение xs от 0,125 до 0,5 вызовет повышение т)ц примерно на
15%. Нужно отметить, что изменение xs , помимо прямого эффекта,
связанного с изменением проходного сечения каналов, может дать
еще дополнительный эффект, вызываемый изменением относительной
длины каналов (см. разд. 2, гл. III).
Действительно, если осуществляется переход от канала в трубча-
том лонжероне к каналу в переднем отсеке лопасти, не имеющему
внутри конструктивных перегородок, то изменение относительной
длины канала может быть довольно существенным. Так, например,
при относительной толщине профиля лопасти с =0,12 относительная
длина трубчатого канала может быть примерно в 1,6 раза больше,
е-
87
чем у канала в переднем отсеке лопасти. Это может вызвать измене-]
ние "Пп на 2—3%.
Таким образом, в рассматриваемом примере суммарное повыше-
ние т}л от изменения *s в пределах от 0,125 до 0,5 составит 17—18%
На столько же уменьшится, как это следует из уравнения (126),
суммарный вес силовой установки и запаса топлива. Если учесть, что
при полете продолжительностью более одного часа, относительный
вес силовой установки и запаса топлива у вертолета с -компрессорной
системой реактивного привода начинает сравниваться, а затем и пре-
восходить величину относительной полезной нагрузки, то не следует
пренебрегать возможностями увеличения коэффициента использова-
ния сечения до тех пор, пока это не связано со значительными конст-1
руктивными трудностями или нежелательным изменением динамичес-]
ких характеристик лопасти. !
Влияние числа лопастей несущего винта на тщ проявляется ана-|
Это следует из уравнения (ИЗ), по которому, если пренебречь
несущественным влиянием с на , для двух значений с будет иметь
место соотношение
(P/S)2
(P/S)l /<2^2
Соответственно изменится и величина т^:1
Cin)2 / \т
01n)i \ Kiq )
В итоге можно написать, что в данных условиях
(Ос.у + СТг)2 _(^ПИ __ К}+т7”
(Gc.y+GTx)l ~~(Kvn)2~K^m7^
логично влиянию коэффициента использования сечения и также!
обусловлено изменением площади проходных сечений и относитель-J ^Зависимость аэродинамического качества винта от относитель-
ной длины каналов в лопастях. Поэтому для достижения минималь-| н°й толщины профиля лопасти мо,жно выразить соотношением
ного относительного веса силовой установки и запаса топлива тре-] с* . с
буется минимальное число лопастей. Однако окончательное сужде-] —- = —-------, (129)
ние о целесообразности уменьшения числа лопастей будет зависеть- Ki схр2 + сх инд
от того, не произойдет ли при этом утяжеление винта, превосходя-; где
щее достигнутое снижение веса силовой установки и запаса топли-i
ва. При выборе числа лопастей приходится также учитывать уравно-;
вешенность и вибрацию винта при горизонтальном полете. |
Если исходить из выполненных конструкций, то, по-видимому,(
для легких вертолетов с реактивным приводом наиболее целесооб-i
разно иметь минимальное число лопастей, равное двум (попытки ]
применить на вертолетах однолопастные винты успеха не имели).
У средних вертолетов число лопастей повышается до трех-четырех, поНи" атьёя" Йнтён£ивнос7ь этого снижений зависит‘от
' если взять крайние из известных значений, то для рассмотрешю-;Ме^У** ”ог темпа нарастания ст по с.
го ранее примера переход от двухлопастного винта к пятилопаст-! Взаимная связь этих величин такова, что небольшое воз-
ному, при прочих равных условиях, будет связан с ухудшением;Ристание произведения К^+т ст (т?«0,1) с увеличением с возможно
к. п. д. компрессорной системы привода и соответствующим ему уве-'*яишь в том случае, если величина Сд?И[.д примерно в 5—6 раз прево-
личением относительного веса силовой установки и запаса топлива1СХ°ДИТ исходную величину На практике это наблюдается лишь
в соотношении (5/2)0-’ т е на 10% ПРИ высокой нагрузке на вметаемую винтом поверхность, когда
соотношении < / j , i. е. Iс,0>0,5 и <ув>0,07. В области значений су0, соответствующих макси-
муму аэродинамического качества винта, увеличение относительной
^толщины профиля, несмотря на происходящее при этом уменьшение
величины Р/S, не будет связано с большим изменением относительно-
^хр\ И ^хр2 коэффициенты профильного сопротивления, со-
ответствующие величинам с1 и с2 при каком-либо
одинаковом значении су0;
сх инд “ коэффициент индуктивного сопротивления, являю-
щийся функцией величин ов и б?у0.
Поскольку с ростом с увеличивается с№Р, то при неизменных зна-
чениях <Ув и суо аэродинамическое качество винта при этом будет
Влияние относительной толщины профиля лопасти
и коэффициента заполнения винта
, «. го веса силовой установки и запаса топлива. Так, например, для
Изменение относительной толщины профиля почти в прямой пппЛмпет ктдгд 9Чп пн» non о q ~ л । по
пропорции сказывается на величине площади проходных сечений 1ПР°ФИЛЯ NACA-230 при <тв = (ДО и с,о = О,3 повышение с от 0,1 до 0,2
каналов в лопастях. Однако при этом в отличие от предыдущего ^вызывает рост суммы (с*с.у 4~ Отт) примерно на 1,5%. Если же учесть
случая (изменениеи z) изменение проходного сечения не вызыва-.ври этом сопутствующее снижение относительной длины канала, то
ет обратно пропорционального изменения величины PIS, так как с ~
ростом относительной ТОЛЩИНЫ профиля несколько ухудшается аэро-1 1 Здесь не учитывается влияние с на относительную длину канала в лопасти
динамическое качество винта и возрастает требуемое окружное;** второе может вызвать дополнительное изменение тщ-Ощутимое значение это
усилие [приобретает лишь при с<0,15.
89
88
величина Пи возрастет еще на 2—4% и сумма (Gay + GTx) в конеч- Влияние окружной скорости винта
Н°МТаким обоазо^^можно1 считать, что величина .-.-Относительной j При паническом приводе изменение окружной скорости вин-
толшины пооЛиля’не оказывает существенного влияния на относи-1 та> ПРИ сохранении неизменным его аэродинамического качества и
силовой установки и запаса топлива и можё^выби-'Раданном полетном весе, вызывает прямо пропорциональное увели-
Ъ'атКся“'йз других соображении, среди которых не следует упускать 1чение требуемой мощности привода и соответственно этому увели-
измене^ия^относотельного веса несущего винта .............’ ' "-еНИе относит^ьного веса силовой установки и запаса топлива.
Применяя такую же методику в оценке влияния кс
несущего винта, можно установить, что с ростом сВ)
заполнения
\Ч0^3'
С^0,7
15
/4
13
12
"
ю
0,5
0,04 0,05 0.06 007 0.08 0.09 0J
Фиг. 34. Влияние коэффициента заполнения несу-
щего винта на величину (профиль NACA =
= 230, и = 200 м1сек; т =0,1).
коэффициента (^РИ компрессорной системе реактивного привода несущего винта
------ - !этот рост величины (GcJ+'GtT) ослабляется некоторым повышени-
ем т]ц при увеличении и. Связь между т]п и и в данном случае опре-
деляется следующими соображениями.
При неизменных значениях <тв и су0 повышение окружной скоро-
сти вызывает рост потребной величины Р/S пропорционально и2
|см. уравнение (116)]. Для того чтобы обеспечить это требуемое
j изменение величины Р/S, необходимо повысить давление на входе
в каналы лопастей. Это позволит увеличить скорость истечения воз-
духа из сопел на концах лопастей и тем самым получить требуемое
। окружное усилие. Увеличение скорости истечения из сопел при неиз-
менной окружной скорости винта приводит к снижению внешнего
к. п. д. системы реактивного привода и в результате к снижению '^н.
Если же наряду с увеличением скорости истечения будет увеличи-
ваться и окружная скорость, то внешний к. п. д. системы может да-
же возрасти, если будет уменьшаться отношение с/и.
। Изменение Т]п от Р/S при «=const можно оценить по уравнению
(127). Если при этом учесть с помощью уравнений (96) и (97) изме-
нение располагаемой величины Р/S в зависимости от и и по уравне-
нию (98) учесть соответствующее изменение внешнего к. п. д., то
можно приближенно принять
««(0.6-2.&П)
существенное понижение Р/S и соответствующее увели-
величина (Go.y + GTx) все же будет непрерывно увеличь-'и соответственно
смотря на
чение т]л» .
ваться.
Из уравнений (113) и (114) следует, что при изменении ов и про
чих равных условиях
— ^«(°.4+2,5т)
(131)
4l
(P/S)2 A>Bi . Как уже указывалось ранее, величина показателя т зависит от
(P/S)l /<^в2 ’ окружной скорости и к. п. д. тракта. С ростом окружной скорости
t ста -у) величина /п^уменынается. Так, для примера, приведенного на фиг. 27,
тогда аналогично уравнению (128) (также ез У4 изменение пг от 150 до 250 м/сек вызывает изменение т в пределах
-я , •% ч ^+тат , от 0,124 до 0,08 соответственно. Если принять в среднем /п—0,1, то
(Cc.y + O,t)2 _«i_Si. (130)!„,„..~„о.и
—------~ —КХ+т ат ' 111
(Gc,y -I- G-rOi 2 °2 1 Таким образом, несмотря* на улучшение к. п. д. реактивного
вызывает существенное пониже-привода, увеличение окружной скорости винта все же вызывает
Поскольку увеличение <тв всегда изведение К1+тат (учиты-существенное увеличение относительного1 веса силовой установки и
ние аэродинамического качества, то про в ^.'запаса топлива. При общей оценке влияния окружной скорости на
вая что /п~0,1) будет непрерывно уменьшаться (Ф • топ- относительную полезную нагрузку вертолета большое значение бу-
ловливая рост относительного веса силовой установки
иметь сопутствующее изменение относительного веса не-
лива Так например, для профиля NACA=230 при с—0,16 пер дСуЩего винта. Как показывает статистика, иногда увеличение окруж-
I —0 04 сг_________0 1* может привести к повышению (С^.И'^т1) на ной скорости может понизить относительный вес винта. В таких слу-
I ’ чаях, при кратковременных полетах, когда относительный вес
91
90
запаса топлива невелик, относительная полезная нагрузка верто-
лета с компрессорной системой привода будет мало зависеть от
окружной скорости винта.
Подводя общий итог оценке влияния аэродинамических парамет-
ров несущего винта на относительный вес силовой установки и за-
паса топлива при простейшем варианте компрессорной системы реак- :
тивного привода, можно написать, используя соотношения (ИЗ),
(114), (128), (130) и (131), ।
_ _ и(О,4+2.5т) ст • ;
о=.у+ог—(’32)
Л % <-
Если применять в среднем m^O.l, то для приближенных подсче- '
тов можно пользоваться соотношением !
(133):
А «в с
Сопоставим соотношение (133) с подобной зависимостью для систе-
мы механического привода винта '
Gcy + GTz~-^. (134)
Очевидно, что при компрессорном приводе винта принципиаль-
ный характер соотношения (133) остается тем же, что и_прй меха-
ническом приводе, т. е. основное изменение суммы (Са|/+Отт) опре- .
деляется отношением величин и и К. Однако влияние окружной '
скорости проявляется в несколько ослабленном виде, кроме того,
сказывается влияние величин с, огв и су0. .
Если в механическом приводе влияние су0 проявляется только!
в результате изменения аэродинамического качества винта, то при
компрессорной системе оно усиливается благодаря сопутствующему
ухудшению к. п. д. реактивного привода (в связи с ростом требуемой ;
величины P/S).
Рассмотренные выше обстоятельства приводят к тому, что при
компрессорном приводе различие в способах повышения нагрузки
на ометаемую винтом поверхность путем увеличения окружной ско-1
роста или изменением ов и с;у0 не оказывает такого заметного влия- i
ния на характер зависимости Ос.у!+ Отт=/:(рв), как это наблюдает- J
ся при механическом приводе.
Для ориентировочных расчетов можно принимать при простей-1
шем варианте компрессорной системы, что 1
Д., + Отг~^“ (135);
По сравнению с механическим приводом рост относительного,
веса силовой установки и запаса топлива при компрессорной систе-
ме будет меньшим, если увеличение р„ происходит при неизменном,
значении су0. Если ,же увеличение рв достигается значительным новы-,
92 1
шением cyOt то в этом случае сумма (Gc.y!+ Gtt) может расти нем-
ного быстрее, чем при механическом приводе.
Kai£ уже указывалось ранее, рассмотрение зависимости
Gc.y!+IGTT=f (и, Ов, су0, с) велось в предположении, что удельные
показатели силовой установки g^ и се остаются неизменными. Необ-
ходимо иметь в виду, что это допустимо, если в рассматриваемых
пределах изменения аэродинамических параметров винта требуемая
мощность двигателя остается в границах определенного класса, ко-
торому соответствует выбранный уровень значений g^ и се. В про-
тивном случае надо дополнительно учитывать возможные изменения
gAB и се. Следует также напомнить, что малая (порядка 0,1) величи-
на показателя т в уравнении (127) соответствует такому подбору
значений лкП и при которых для каждого заданного значения P/S
достигается максимальное значение тщ. Если по какой-либо причи-
не в реальных условиях нельзя осуществить такой выбор лкП и АвХ,
то следует внести соответствующую поправку в приведенные выше
соотношения.
3. ОЦЕНКА ЦЕЛЕСООБРАЗНОГО ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА
УВЕЛИЧЕНИЯ МОЩНОСТИ В СИСТЕМЕ С КАМЕРАМИ
СГОРАНИЯ НА ЛОПАСТЯХ
Подогрев воздуха в камерах сгорания позволяет снизить требу-
емую мощность исходного двигателя и, следовательно, вес силовой
установки по сравнению с простейшим вариантом компрессорной си-
стемы. I
Оптимальную степень подогрева Тс*/Тс0* или оптимальное значе-
ние коэффициента повышения мощности Рг> соответствующее наи-
большей относительной полезной нагрузке вертолета, можно опре-
делить с помощью уравнения (126). Для этого рассмотрим влияние
на величину (Gc.y+GT) путем сравнения с простейшим вариан-
том компрессорной системы.
Предположим, что для вертолета с заданным полетным весом
параметры несущего винта являются оптимальными в отношении
его аэродинамических характеристик и далее при изменении pz. со-
храняются постоянными. В этом случае величины К и и также будут
постоянными и изменение суммы (Gcy GT) будет определяться из-
менением величины
так как относительный вес камер сгорания Go мо,жно считать в пер-
вом приближении неизменным *.
1 В действчЛльности же, при заданной реактианой тяге и неизменной при-
веденной скорости воздуха на входе в камеру, относительный вес камеры может
^несколько понижаться с ростом степени подогрева в ней. Таким образом, сделан-
ное допущение немного занижает положительный эффект от применения высокой
степени подогрева.
93
При таком предположении оптимальным будет значение р£, со
ответствующее минимуму величины
(1 .2^дв + etCePff)
’Л
Если полагать, что изменение не будет связано с изменением
т<й, то оптимальное значение р£ найдется из соотношения
«Р£ £ТСе
(136)
по урав-
коэффи-
При имеющейся зависимости рв= /(р£), рассчитанной
нениям (38) и (42) для заданных значений и Хвх,
циент рЛопт находится графиче-
ски (фиг. 35). К кривой, изобра-
жающей зависимость Рв = /(р£)
проводится касательная из точки,
Фиг. 35. К определению р£о„т при
(P/S)o = const.
Фиг. 36/К выяснению условий,
при которых ₽£Опт > 1.
находящейся на оси и лежащей ниже начала координат
на расстоянии, эквивалентном в данном масштабе величине
l,2g„/e-tt?e. Абсцисса точки касания и будет выражать собой ве-
личину р£опт.
При величине 1,2^дв/етсе, не слишком близкой к нулю, полу-
чаемое значение рДопт будет несколько больше значения р£гран,
которое в данном случае определится как большая из величин
р£, соответствующих точкам пересечения кривой р(7=/(р1) с
прямой pe = pz. Для грубых прикидок можно принимать, что
Pz, опт —гран- Величину р£ гран можно определить с помощью
уравнения (47). •
Касательная к кривой Р9 = /(р£), проведенная из начала
координат, будет характеризовать значение рГэк, при котором
достигается максимальная экономичность системы. Уменьшение
94
величины 1,2^дв/етге приводит к тому, что значения р£опт начинают
приближаться к р£ак. Поэтому при большой продолжительности
1 полета (т>2 час.) может оказаться, что р£опт будет меньше,
; чем ₽£гран.
Если протекание зависимости р^=/(р£) таково, что ₽£Гран=1»
। то минимальное значение 1,2^дв/ет^в, выше которого величина р£опт
j будет превышать единицу, определится величиной отрезка
, между началом координат и точкой пересечения оси ра, каса-
। тельной к кривой Pv = проведенной через точку ра = р£ = 1.
, Примеры подобных графиков показаны схематически на фиг. 35
! и 36.
Ранее указывалось, что в простейшем варианте компрессорной
1 системы снижение величины PjS приводит к увеличению к. п. д.
I второго контура *)110. В случае применения системы с камерами
I сгорания имеется возможность понизить исходную величину (PI$)Q
i и тем самым поднять 1дпо. Если принять, как в. предыдущих
случаях, что т0| ~ 1/(P/S)m и учесть, что при подводе тепла в ка-
i мерах P'iS^(PIS)Q^L, то произведение в уравнении (126)
; можно заменить величиной (^но)₽ £=»₽£+т- Тогда максимуму
I полезной нагрузки будет соответствовать минимальное значение
величины
1 .2£дв + Е'гсЛ
р(1+т)
Нахождение этого минимального значения усложняется тем,
что протекание функции р9=/(₽/,) зависит от выбранных значе-
’ иий (Р1$)о. Поэтому наиболее правильным будет построить серию
зависимостей ₽^ = .л(Рд) для нескольких (P/S)o и на полученных
кривых отметить точки, соответствующие требуемой величине P/S
, при подводе тепла и определяющиеся условием
(р \ р
— I Р/ =— = const.
5 /о S
Составленная по этим точкам зависимость ^ = /(₽/,) при
const может служить для нахождения величины р£опт.
Методика определения 0£опт остается той же, как и в преды-
дущем случае (при ч110—const), с тем лишь различием, что
i вместо графика ₽в==/(₽£) используется график Р7=/(₽2+т))-
Пример такого построения показан на фиг. 37.
Расчеты показывают, что при совместном подборе оптималь-
ных значений и (PIS)O сумма (О’су-]-От) может быть на
5 — 10% ниже, чем при подборе р£ и неизменном значении (Р/5)о.
Характер протекания кривой, выражающей зависимость =
=/(Р£), таков, что касательная к ней, проводимая для опреде-
, ления ₽Допт на значительном участке до и после точки касания,
' почти совпадает с кривой. Таким образом, существует довольно
широкая зона значений р£, в которой относительный вес сило-
вой установки и запаса топлива практически равен минимально
95
возможной величине. Наличие такой зоны целесообразных зна-
чений а следовательно, и значений (PIS)0, характеризующих
требования к выбору параметров сжатого воздуха на входе в
лопасть, расширяет по сравнению с простейшей системой обла-
сти возможных сочетаний величин ~к11 и Хвх. Поэтому выбор
Фиг. 37. К определению р£0|1Т
при (^/5)0 Рт = const.
/—зависимости Э^ = /(₽£^т) при нескольких
постоянных значениях (Р/$)е; 2~результирую-
щая зависимость, соответствующая условию
(P/5)o₽L=const; пунктиром отмечена абсцисса
соответствующая ₽£Опт>
целесообразного значения в пределах этой зоны может быть
Обусловлен дополнительными соображениями, касающимися про-
стоты конструкции, удобства эксплуатации и т. п.
4. ЭФФЕКТИВНОСТЬ ВАРИАНТОВ КОМПРЕССОРНОЙ СИСТЕМЫ
С ПОДАЧЕЙ В ЛОПАСТИ ГОРЯЧЕГО ГАЗА
Система с теплообменником
При оценке эффективности системы с теплообменником приходит-
ся учитывать не только изменения в относительном к. п, д. генера-
тора сжатого газа и к. п. д. реактивного привода, характеризуемые
величиной р£т0, но и изменение в удельном весе силовой установки,
связанное с установкой теплообменника.
В этом случае для определенного винта минимальное значение
веса силовой установки и запаса топлива будет соответствовать ми-
нимуму величины
. 1 >2£Дв + gro + етсе (137)
^ПО^А то
гДе g7o — удельный вес теплообменного устройства, отнесенный к
взлетной мощности исходного двигателя.
Величина gT0 зависит от конструктивных особенностей теплооб-
менника и от заданной степени регенерации, обусловливающей тре-
буемую площадь теплообменных поверхностей. Поэтому увеличение
Рато> основанное на повышении степени регенерации, будет всегда
вызывать некоторый рост £то , который тем больше, чем ближе к
единице желаемая степень регенерации.
В результате для каждого конкретного теплообменного устрой-
ства будет существовать область оптимальных значений ₽iTO, даю-
щих минимальную величину относительного веса силовой установки
и запаса топлива. В отличие от компрессорной системы с горелками
на лопастях оптимальное значение в системе с теплообменни-
ком будет несколько возрастать с увеличением продолжительности
полета.
Система со смешением газов и воздуха
При сопоставлении эффективности системы со смешением газов
и воздуха с эффективностью простейшего варианта компрессорной
системы наиболее правильным будет, по-видимому, исходить из по-
стоянства требуемой величины Р/S, т. е., как и в предыдущих слу-
чаях, рассматривать.сравниваемые системы применительно к вин-
там с заданной подъемной силой, одинаковыми аэродинамичес-
кими параметрами и одинаковой относительной площадью
каналов.
Выразим улучшение суммарного к. п. д. системы со смешением
по отношению к простейшему варианту коэффициентом р£см.
По этому условию
.^см^оРасм- (138>
Тогда при неизменном значении требуемой мощности реактивно-
го привода будет иметь место следующее соотношение в относитель-
,ных весах запасов топлива на 1 час полета:
(139)
Г£ см
! Изменение относительного веса силовой установки при переходе
от простейшего варианта к системе со смешением можно выразить
так:
; 0^=0^^-, (14©)
РА см
гДе Pg см — коэффициент, учитывающий увеличение абсолютного
веса силовой установки при смешении в результате
установки смесителя и дополнительных каналов.
При определении 3Осм предполагается, что и в системе со смеше-
нием, и в простейшем варианте использованы одинаковые исходные
турбокомпрессорные агрегаты, пропускающие одинаковое количест-
во газа в первом контуре и дающие одно и то же значение
работы £/4-
96
[ 218
97
Используя уравнения (139) и (140), можно написать
1 Ро см — 1
(Gc.y ~4~ я ОД
(Ос.у + ®tOT)o
или, учитывая, что
^С.УО
Pl см
(141)

1 > 2^дв
получим
Pg см 1
1 + 1?2^дп
1
(142)
((?с.у + 6т^т)см _
(Gc.y -f- stGt)o Pl cm
Уравнение (142) показывает, что даже при ₽Осм=1 выигрыш в
относительном весе силовой установки и.запаса топлива, который
дает система со смешением, будет невелик, так как в реальных ус-
ловиях величина р£см может колебаться в пределах 1,05—1,1. Уве-
личение веса силовой установки, степень которого можно оценить
на конкретном примере, по-видимому, еще снизит этот выиг-
рыш.
ВЫВОДЫ |
1. Преобразование энергии в компрессорной системе реактивного ।
привода несущего винта вертолета всегда связано с большими по- |
терями в передаваемой работе исходного двигателя из-за примене- '
ния реактивного движителя, а. также в результате гидравлического j
трения и теплоотвода в дополнительных газовых коммуникациях. ;
К. п. д. компрессорной системы в самых благоприятных условиях i
будет примерно в два раза ниже к. п. д. обычного механического ;
привода винта. Поэтому целесообразность применения компрессор-
ной системы может основываться лишь на преимуществах, связан- !
ных с облегчением силовой установки и самого вертолета, а также '
на улучшении его некоторых эксплуатационных качеств.
‘' 2. Расчетные параметры компрессорной системы и ее к. п. д. за-
висят от величины Р/S, представляющей собой отношение требуе-
мого окружного реактивного усилия на винте к располагаемой пло-
щади проходных сечений каналов в лопастях. В простейшем вариан-
та компрессорной системы рост величины Р/S всегда приводит к
снижению максимально достижимого к. п. д. второго контура Ли-
Для приближенных расчетов можно считать, что т]]1тах обратно про-
порционален (P/S)m, где /н^0,1.
Характер связи между потерями в реактивном движителе и по-
терями из-за гидравлического сопротивления й теплоотвода в кана-
лах винта таков, что при заданной величине Р/S и окружной скоро-
сти винта и можно выбрать несколько сочетаний величин степени
повышения давления в дополнительном компрессоре лкц и приве-.
денной скорости на входе в каналы винта Хвк, обеспечивающих пос-
тоянное, практически максимальное для этих условий значение ^п-1
3. Изменение аэродинамических параметров несущего винта воз-
действует на величину отношения Р/S и тем самым влияет на к. п. д.
компрессорной системы. Поскольку при этом одновременно может
изменяться аэродинамическое качество винта, то окончательный вы-
бор параметров следует производить лишь исходя из оценки эффек-
тивности реактивного винта в целом. Так, например, приближенная
оценка, основывающаяся на величине относительного веса силовой
установки и запаса топлива, показывает, что повышение коэффици-
ента заполнения винта о'в, хотя и позволяет существенно снизить
Р/S, но все же в конечном счете оказывается неэффективным, так
как сопутствующее этому ухудшение качества винта приводит к рос-
ту относительного веса силовой установки и запаса топлива.
Изменение таких конструктивных факторов, как число лопастей
винта z и коэффициента использования сечения лопасти не свя-
зано с изменением качества винта, и поэтому их выбор может быть
направлен на снижение величины Р/S. Однако и в этом случае необ-
ходимо учитывать возможное изменение относительного веса несу-
щего винта и его динамических характеристик (уравновешенность
при полете, жесткость лопастей и т. п.).
4. Применение варианта компрессорной системы с камерами сго-
рания на лопастях позволяет улучшить соотношение между мощно-
стью реактивного привода и мощностью исходного двигателя. В каж-
дом конкретном случае может быть найдено оптимальное значение
коэффициента повышения мощности обеспечивающее минималь-
ный относительный вес силовой установки и запаса топлива.
В некоторых случаях (при лкП>3) сжигание дополнительного
топлива в камерах на лопастях может вызвать первоначально даже
небольшое повышение экономичности всей системы. Однако опти-
мальные значения р£ достигаются при более высоких степенях по-
догрева, когда экономичность системы начинает уже ухудшаться.
С уменьшением продолжительности полета оптимальная величи-
на Рх возрастает и эффект от снижения относительного веса сило-
вой установки увеличивается.
5. Варианты компрессорной системы с непосредственным исполь-
зованием отходящих газов исходного двигателя для увеличения ре-
активного окружного усилия (системы с подачей в лопасти газов или
смеси газов с воздухом) малоэффективны, так как происходящее при
этом повышение к. п. д. генератора сжатого газа сопровождается
ухудшением к. п. д. тракта т]тр и внешнего к. п. д. системы т)вн .
Для продолжительных полетов может оказаться целесообразной
система с регенерацией тепла отходящих газов во второй контур с
помощью теплообменника, так как в этом случае выигрыш в расходе
топлива может превысить утяжеление силовой установки из-за при-
менения теплообменника.
6. Исследованные в данной работе закономерности, характеризу-
ющие компрессорную систему реактивного привода, и выражающие
их соотношения численные примеры и графики, могут быть исполь-
зованы при расчете и проектировании подобных систем привода.
7*
•98
ЛИТЕРАТУРА
1. Абрамович Г. Н., Прикладная газовая динамика. Гостехтеоретиздат, 1953.
2. Бехли Ю. Г.. Машкевич И. И., Оценка возможности использования отходя-
щих газов двигателя .при компрессорном реактивном1 2 3 4 приводе несущего винта вер-
толета, сб. «Силовые установки вертолетов», Оборонгиз, 1959.
3. Братухин И. Л., Проектирование и конструкции вертолетов, Оборонгиз, 1955.
4. Вильдгрубе Л. С., Определение летных характеристик геликоптера на
всех режимах и выбор его параметров при проектировании, Техника Воздушного
Флота, 1947, ,№ 6.
5. Идельчик И. Е., Гидравлические сопротивления, Госэнергоиздат\ 1954.
6. Михеев М. А. Основы теплопередачи, Госэнергоиздат, 1949.
7. Руа М., О полезном действии и условиях применения реактивных аппаратов, ‘
ОНТИ, 1936.
8. Юрьев Б. Н., Геликоптеры, Труды ВВА им. Жуковского, Сб. № 11, 1935. (
9. Юрьев Б. Н., Исследование летных свойств геликоптеров, Труды ВВА им.
Жуковского, № 49, 1939.
10. Янг Р. А., Теория и расчет геликоптера, Оборонгиз. 1951.
11. Bensen J. В., Amer. Helicopter, 1953, v. 30, № 6 и v. 31, N 7.
12. Broun J., J. Helicopter Ass. Or. Britain, 1955, v. 8, N 3.
* 13. Douglas L. L., Proc, fifth annual from Amer. Helic. Sos, 1949. ।
14. Denney C. D., Trans. A.S.M.E., 1949, v. 71, N 1.
15. Dorand R. Techn. Scien., Aeron., 1951, N 3.
• 16. Henry J. R., NACA T. N., N 3089, 1953.
17. Johnson J. A., Enstis R. H. Trans, A.S.M.E. 1951, v. 73, N 5.
• 18. Pouit R., Techn., Scien., Aeron., 1951, N 5.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Введение .............................................................. 5
Г лава 1. Особенности преобразования энергии в компрессорной системе
реактивного привода несущего винта........................... 14
1. Общая характеристика компрессорной системы..................... 14
2. Простейшая двухконтурная система.............................. 20
3. Двухконтурная система с камерами сгорания на лопастях несу-
щего винта ....................................................... 30
4. Варианты компрессорной системы реактивного привода с использо-
ванием энергии отходящих газов исходного двигателя................ 37
Глава II. Основные факторы, определяющие величины гидравлических
и тепловых потерь в каналах несущего винта........................ 47
1. Основные особенности течения газа по вращающемуся каналу ... 47
2. Оценка гидравлического сопротивления канала................... 52
3. Оценка тепловых потерь........................................ 56
Глава III. Связь между аэродинамическими характеристиками несущего
винта и основными показателями компрессорной системы.............. 64
1. Влияние потребного окружного усилия и площади проходных сече-
ний каналов в лопастях на параметры компрессорной системы ... 64
2. Соотношения между геометрическими параметрами несущего винта
и относительными размерами каналов в лопастях.................... 73
3. Связь между величиной Р/S и аэродинамическими параметрами
несущего винта .............................................'. 77
Глава IV. Оценка эффективности реактивного винта в целом............. 82
1. Метод приближенной оценки эффективности реактивного винта
в целом.......................................................... 82
2. Влияние параметров несущего винта на к. п. д. компрессорной си-
стемы и на относительный вес силовой установки с запасом топлива 86
3. Оценка целесообразного значения коэффициента увеличения мощно-
сти Рд в системе с камерами сгорания на лопастях................. 93
4. Эффективность вариантов компрессорной системы с подачей в лопа-
сти горячего газа................................................ 96
Выводы ............................................................... 98
Литература ...................................................... 100