Текст
ГЛАВНОЕ УПРАВЛЕНИЕ ГРАЖДАНСКОГО ВОЗДУШНОГО ФЛОТА
ПРИ СОВЕТЕ МИНИСТРОВ СССР
КИЕВСКИЙ ИНСТИТУТ
ГРАЖДАНСКОГО ВОЗДУШНОГО ФЛОТА
ЗАОЧНЫЙ ФАКУЛЬТЕТ
МЕТОДИКА
ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА АВИАЦИОННЫХ
ГАЗОТУРБИННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
(Для курсового проектирования)
РЕДАКЦИОННО-ИЗДАТЕЛЬСКИЙ ОТДЕЛ КИГВФ
КИЕВ
1961
ГЛАВНОЕ УПРАВЛЕНИЕ ГРАЖДАНСКОГО ВОЗДУШНОГО ФЛОТА
ПРИ СОВЕТЕ МИНИСТРОВ СССР
КИЕВСКИЙ ИНСТИТУТ
ГРАЖДАНСКОГО ВОЗДУШНОГО ФЛОТА
ЗАОЧНЫЙ ФАКУЛЬТЕТ
МЕТОДИКА
ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА
АВИАЦИОННЫХ ГАЗОТУРБИННЫХ
ДВИГАТЕЛЕЙ
(Для курсового проектирования)
РЕДАКЦИОННО-ИЗДАТЕЛЬСКИЙ ОТДЕЛ КИГВФ
КИЕВ
1961
ПРЕДИСЛОВИЕ
Настоящее методическое пособие, предназначенное для са-
мостоятельной работы студента в процессе курсового проекти-
рования, не должно подменять рекомендуемые кафедрой учеб-
ники и учебные пособия.
Перечень заданных параметров предполагает, что уже вы-
браны основные параметры рабочего процесса двигателя —
степень повышения полного давления в компрессоре ^к* и
температура торможения газа перед турбиной Т3* [для по-
строения графиков /?уд = f (лк*, Ts*) или N9 уд — f (irK*, Ts*),
а также Суд = ср (лк*, Т3*) или Сэ = ср (лк*, Т3*) можно вос-
пользоваться имеющимися в каждой главе формулами для
предварительной оценки удельной тяги (удельной эквивалент-
ной мощности) двигателя и формулами для определения
удельного расхода топлива].
Основные параметры рабочего процесса иногда могут быть
заданы руководителем проекта или, по согласованию с ним,
выбраны по рекомендациям, имеющимся в литературе.
В целях сокращения объема пособия во многих местах сде-
ланы ссылки на параграфы предыдущих глав, в которых уже
была изложена методика соответствующих расчетов.
Во всех случаях рекомендуется широко пользоваться при-
ложениями к учебному пособию «Теория реактивных двигате-
лей. Лопаточные машины» (под редакцией акад. Б. С. Стеч-
кина, Оборонгиз, 1956) и приложениями к настоящему мето-
дическому пособию.
Составлено кафедрой конструкции авиадвигателей-
Ответственный редактор доц. А. А. Зинченко.
I. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ТУРБОРЕАКТИВНОГО
ДВИГАТЕЛЯ
(Одновальный ТРД)
Рис. 1. Схема одновального турбореактивного двигателя.
Задаются:
1. Тип двигателя и его основные элементы — входное уст-
ройство, компрессор, камера сгорания, турбина, реактивное
сопло.
2. Тяга двигателя R (кг).
3. Скорость полета V (м!сек).
4. Высота полета Н (м); атмосферное давление Рн (кг[м2)
и атмосферная температура Тн (°К ) определяются по таб-
лицам стандартной атмосферы.
5. Степень повышения давления в компрессоре тск*.
6. Температура торможения газа перед турбиной Т.* (°К).
7. Топливо (элементарный состав и теплотворность).
4
§ 1. Предварительная оценка расхода воздуха
через двигатель
а) Значения коэффициента полного давления во входном
устройстве с5*х , эффективного коэффициента полезного дей-
ствия компрессора у* , коэффициента полного давления в
камере сгорания я К(? , относительного эффективного коэф-
фициента полезного действия турбины tj* , коэффициента
скорости реактивного сопла <ррс выбираются в соответствии
с типом и конструкций элементов двигателя.
б) Скоростная степень повышения полного давления на
расчетном режиме полета
* / k----------- 1
тсск = Н -4- - “2-
2 \ к
£-1
(I-D
в) Средняя теплоемкость газа при постоянном давлении
сртг в интервале 0 — /з определяется по графикам (см. при-
ложение. 3).
Примечание. В первом приближении коэффициент избытка воз-
духа, необходимый для определения сртг, может быть принят поряд-
ка а 4. Значение показателя адиабаты расширения газа в первом при-
ближении может быть принято kr = 1,33.
г) Свободная энергия газа в турбореактивном двигателе,
102,5 Тн
й-1
k — 1 . (1—2)
д) Предварительная оценка удельной тяги турбореактив-
ного двигателя
^УД = -у ( ФрсУШв — V ) •
о \ /
(1-3)
е) Предварительная оценка расхода воздуха через дви-
гатель
(1-4)
5
§ 2. Определение параметров воздушного потока
и размеров поперечного сечения на входе в компрессор
(сечение 1—1 на рис. 1)
а) Значения скорости потока воздуха на входе в компрес-
сор Ci (м!сек) и втулочного отношения выбираются в со-
ответствии с типом компрессора.
б) Температура торможения воздуха на входе в компрессор
/ А —1
И = ТЦ1 4-
V2
W;/'
(1-5)
в) Полное давление воздуха на входе в компрессор
г)
Температура воздуха на входе в компрессор
Ас2
Г. = Г*--------—
(1-6)
(1-7)
д) Статическое давление воздуха на входе в компрессор
P, = Pt
k
k-i
(1-8)
е) Удельный вес воздуха на входе в компрессор
Р,
R7\
(1-9)
ж) Предварительная оценка площади входного сечения в
компрессор
Ga
Cj. 11
(I—Ю)
з) Предварительная оценка наружного диаметра входного
сечения в компрессор
Л нар = • (1-11)
Л =
6
и) Предварительная оценка внутреннего диаметра входно-
го сечения в компрессор
Д1 вт = Н ’ Д1 нар- (1—12
к) Предварительная оценка среднего диаметра входного
сечения в компрессор
П 1 + vi
ср =—-1-д1нар. (1_13)
л) Предварительная оценка длины лопаток на входе в ком-
прессор
1 _ 'J
1'=~^+-Д^. (1—14)
§ 3. Определение параметров воздушного потока и размеров
поперечного сечения на выходе из компрессора
(сечение 2—-2 на рис. 1)
а) Значения скорости потока воздуха на выходе из ком-
прессора с2 (м/сек'), адиабатного коэффициента полезного
действия компрессора, отнесенного к заторможенным пара-
метрам, 7]а*дК , и механического коэффициента полезного дей-
ствия компрессора t]mK выбираются в соответствии с типом и
конструкцией компрессора.
Примечание. При оценке значений к. п. д. компрессора необходи-
мо учитывать соотношение
= "’Ьдк "Чти-
б) Температура торможения воздуха за компрессором
/ к* k _____1\
Г2* = Л* 1 + ^-s------- . . (1-15)
\ Чадк /
в) Полное давление воздуха за компрессором
Р2*=Р1*к*. (1-16)
г) Температура воздуха за компрессором
Т2=Т2*--------г—. (1-17)
2 2 2gc
7
д) Статическое давление воздуха за компрессором
/ т \ Р2 = рА т\ ) k 1 . (1-18) \ 1 2 /
е) Удельный вес воздуху за компрессором
ж) Предварительная оценка площади выходного сечения
из компрессора f р GB 'X- ( F* = , , • О-20) X 6 2 12 J
з) Предварительная оценка втулочного отношения послед-
ней ступени компрессора
1 / 1 4 F2 ’’ = V 1
или 1 V2 = ’ / > + Af’ (,-2W> Г 2 ВТ
или КД2 ср —/^9 Р (1—210 СР "Г" -^2
и) Предварительная оценка длины лопатки последней сту-
пени компрессора
или
йли
I — * >а R
1лоп ХА 2 нар
Алов " ~ I 1 I <^2 вт >
2 \ V2 /
Акоп Дг ср •
1 + V2
(I-22а)
(1—226)
(I—22в)
2
11 Примечание. Формулы пунктов «з» и «и» выбираются в зависимости
от того, какой из диаметров известен (поддерживается постоянным).
8
к) Адиабатная работа компрессора, отнесенная к 1 кг воз-
духа,
ft-i
/Гдк = 102,5 7\* (к* - 1). (I—23>
л) Эффективная работа компрессора, отнесенная к 1 кг воз-
духа,
(I-24>
^адк t
§ 4. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения перед турбиной
(сечение 3—3 на рис. 1)
а) Значения коэффициента выделения тепла в камере сго-
рания В и скорости газового потока перед турбиной с3 (м/сек)
выбираются в соответствии с типом и конструкцией камеры
сгорания.
б) Количество воздуха, теоретически необходимое для
сгорания 1 кг топлива, Lo (—-—), определяется по элемен-
тарному составу топлива
Zo = —— С + 8Н — OT + S V (1—25}
0,232 \ 3 /
Для углеводородных топлив (От = 0; S = 0; С = 1 — Н)
Lo = —— (— С + 8Н^= 11,5 +23 Н. (1—26}
0,232 \3 /
в) Полное теплосодержание 1 кг воздуха при температуре
/2* — ^2* — 273 i2* (кк^ ) и полное теплосодержание 1 кг
газа при температуре t3* = Г3*— 273z3*(—определяются
по it -диаграмме для воздуха и продуктов сгорания (см. при-
ложение 2).
Примечание. В первом приближении коэффициент избытка воз-
духа, необходимый для определения г3*, может быть принят поряд-
ка а ~ 4.
г) Средняя теплоемкость воздуха при постоянном давле-
нии в интервале 0 — /а* сртв определяется по графикам (см.
приложение 3).
$
д) Коэффициент избытка воздуха
или
(1^27а)
Е ни - сртг t2*_____
^0 (Сртг <3* стрв t-2*}
(1—276)
е) Истинная теплоемкость газа при постоянном давлении
при температуре Т3* срг определяется по графикам (см. прило-
жение 4); истинная теплоемкость газа при постоянном объеме
при той же температуре суГ определяется по графикам (см.
приложение 5); показатель адиабаты для газа при той же тем-
пературе
£'г = -^; (1-28)
газовая постоянная
= (1-29)
ж) Полное давление газа перед турбиной
Рз*=/>2*-°кс. (1-30)
з) Температура газа перед турбиной
и) Статическое давление газа перед турбиной
_V_
А = d-32)
\ 3 /
к) Удельный вес газа перед турбиной
(1-33)
* з
л) Предварительная оценка площади входного селения
турбины
Св
^3 = 7-^- (1-34)
13 с3
10
§ 5. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения за турбиной
(сечение 4—4 на рис. 1)
а) Значения механического коэффициента полезного дей-
ствия турбины т]тт и скоростного числа М4 за турбиной вы-
бираются в соответствии с типом и конструкцией турбины.
б) Эффективная работа турбины, отнесенная к 1 кг газа,
(1,015 + 1,02) lk
т~ ~ 1 + —Г-
в) Полное теплосодержание 1 кг газа за турбиной
(1-35)
(1-36)
г) Температура торможения газа за турбиной 7|
ляется по //-.диаграмме для воздуха и продуктов сгорания
(см. приложение 2)
П = + 273.
д) Средняя теплоемкость газа при постоянном давлении в
интервалах 0 — /3* и 0 — определяется по графикам (см.
приложение 3); средняя теплоемкость газа при постоянном
давлении в интервале t* — it
(1—37)
е) Средняя теплоемкость Таза при постоянном
интервале /* — И
tl _ r I tl _
/* — cptm |
объеме в
(I-38)
ж) Среднее значение показателя адиабаты расширения га-
за в турбине
с **
k' =------tT ' 0-39)
з) Полное давление газа за турбиной
Pt = Pt
AlT
сртГ Л Tit
(1-40)
kf — 1
11
и)
к)
Температура газа за турбиной
7~’*
у* _ * 4
4~ £г —1 , •
. 1 + --2~ Ml
Статическое давление газа за турбиной
(1—41)
1 * I £г-1
П /
л) Удельный вес газа за турбиной .
RTi ‘
м) Скорость газового потока за турбиной
с. = м4
Л = Р1
(1-42)
(I- 43)
(1—44)
н) Предварительная оценка площади выходного сечения
турбины
<?в
Л =-------~
J 14
о) Предварительная оценка втулочного отношения послед-
ней ступени турбины
(1-45)
V4
(I—46а)
или
V4
J__
ZZZ
вт
(1—466)
или
КД2 ср —
ср + Л
п) Предварительная оценка длины лопатки последней сту-
пени турбины
(I—46в)
I — J7
‘'лоп 2 АА4 нар
(I—47а)
4 Л
тсД4 нар
12
или
(1—476)
или
(I—47в)
§ 6. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения на выходе из реактивного сопла
(сечение 5—5 на рис. 1)
а) Значение показателя адиабаты расширения принимает-
ся в сопле с достаточной степенью точности, такое же, как и в
турбине, — kr.
б) Критическое отношение давлений в сопле
&г-1
в) Действительное отношение давлений
Рн
Pt
(1-48)
(1-49)
Примечание. Если ~р** > ₽кр
ное расширение газа в сужающемся сопле); если
тическое истечение (неполное расширение газа в сужающемся сопле и пол-
ное расширение в сверхзвуковом сопле на расчетном режиме).
— докритическое истечение (пол-
Рн
-* < £кр — надкри-
г) Давление газа в выходном сечении сопла при полном
р
расширении (сужающееся сопло при > ркр и сверхзвуко-
Р 4
вое сопло при р * < ₽кр на расчетном режиме)
Р„ = Рн', (1-50)
р
при неполном расширении (сужающееся сопло при < ?кр)
4
Ръ кр^РЛРкр- (I—50л)
13
д) Скорость истечения газа из реактивного сопла при
полном расширении
c5 = cPpcj/ 1- kr ; (1-51).
при неполном расширении
СЪ кр = ?рс У - g Яг Л* • (1-51 а)
е) Температура газа в выходном сечении сопла при полном
расширении
Л = Л*{ 1 — Трс
рн
D *
г4
£г-1
(I— 52)
при неполном расширении
Л кр = Л* (1 - ?рс ) • (I—52а)
ж) Удельный вес газа в выходном сечении сопла
' Рь
= (1~53>
з) Предварительная оценка площади выходного сечения
реактивного сопла
Ов
= (I~54>
I 5 C5
и) Предварительная оценка диаметра выходного сечения
реактивного сопла
(1-55>
§ 7. Определение основных данных двигателя
а) Удельная тяга двигателя (при пренебрежении разницей
между расходом воздуха и расходом газа, т. е. при GB ~ Gr)
при полном расширении
^уд ~ р- (
& \
(1-56)
14
при неполном расширении
/V Кр - И + — \ - р«>- (1“56а>
ё \ /15 кр ^5 кр
б) Уточнение необходимого расхода воздуха через двига-
тель
R
GB=-~-. (1-57)
^уд
в) Необходимый расход газа через турбину
1 + —7-----7S- • (1—58)
а^0 '-'в / .
г) Удельный расход топлива
3600
^=^77^7- <>~59>
д) Часовой расход топлива двигателем
GT = суд R. (1-60)
е) Эффективная мощность компрессора
Ов /к
= О-61)
ж) Эффективная мощность турбины
Ог /т
Л^1 = ——. (1-62)
/ о
з) Избыток мощности турбины, необходимый для привода
агрегатов,
^NJ = N7 — NK. (1—63)
и) Эффективная мощность турбореактивного двигателя
(1-64)
150 g
к) Эффективный коэффициент полезного действия турбо-
реактивного двигателя
Ла/0 (С|-V2)
2 g .
(1-65)
15
л) Тяговая мощность турбореактивного двигателя
RV Мяг-—(1-66) / О
м) Тяговый (полетный) коэффициент полезного действия
турбореактивного двигателя
= • (1—67) v5
н) Полный коэффициент полезного действия турбореак-
тивного двигателя
- ^о = ^п 'Пе- (1—68)
II. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ДВУХВАЛЬНОГО
ТУРБОРЕАКТИВНОГО ДВИГАТЕЛЯ
(Раздельные турбины для привода двухкаскадного
компрессора)
Рис. 2. Схема двухвального турбореактивного двигателя.
Задаются:
1. Тип двигателя и его основные элементы — компрессор,
камера сгорания, турбина, реактивное сопло.
2. Тяга двигателя R (кг).
3. Скорость полета V (м/сек).
4. Высота полета Н (м.); атмосферное давление Рн (кг/м2)
и атмосферная температура Тн (°К) определяются по табли-
цам стандартной атмосферы.
5. Степень повышения давления в компрессоре я* •
6. Температура торможения газа перед турбиной Т3* (°К).
7. Топливо (элементарный состав и теплотворность).
Предварительная оценка расхода воздуха и расчет пара-
метров потока на входе в первый каскад компрессора для двух-
2—138
17
вального турбореактивного двигателя ведется так же, как и
для одновального. Методика расчета изложена в § 1 и 2 пер-
вой главы данного пособия.
§ 3. Распределение адиабатной работы компрессора
между каскадами низкого и высокого давления
а) Значение коэффициента распределения адиабатной ра-
боты между каскадами компрессора выбирается в соответст-
вии с выполненными конструкциями
/ \
У = - z •
' *адк / г
б) Адиабатная работа компрессора, отнесенная к 1 кг
воздуха,
£— 1
Za* к = 102,5 Л* ( г* V — 1 j . О1—О.
в) Адиабатная работа первого каскада компрессора, отне-
сенная к 1 кг воздуха,
/Л.(П-2)
г) Степень
компрессора
повышения полного давления в первом каскаде
/ k~- \ з k
1 + у( < * — 1 ] Л-1.
(II—3)
д) Степень повышения полного давления во втором каска-
де компрессора
ТГц
(П-4)
§ 4. Определение параметров воздушного потока и размеров
поперечного сечения за первым каскадом компрессора
(сечение 2' — 2' на рис. 2) 4
а) Значения адиабатного коэффициента полезного дейст-
вия первого каскада компрессора т)ад!, механического коэф-
фициента полезного действия того же каскада t|oti и скорости
воздушного потока за первым каскадом компрессора
(м/сек)' выбираются в соответствии с типом и конструк-
цией каскада компрессора.
Примечание. При оценке значений коэффициентов полезного дей-
ствия каскада необходимо согласовать их с принятым ранее значением
эффективного коэффициента полезного действия компрессора в целом.
18
Расчет ведется по методике, изложенной в § 3 первой главы
настоящего пособия; при этом все индексы 2 заменяются ин-
дексами 2', степень повышения давления и коэффициенты по-
лезного действия компрессора заменяются степенью повыше-
ния давления и соответствующими коэффициентами полезного
действия первого каскада.
Эффективная работа первого каскада компрессора, отне-
сенная к 1 кг воздуха, определяется в пункте «в» § 3 настоя-
щей главы.
§ 5. Определение параметров воздушного потока и размеров
поперечного сечения перед вторым каскадом компрессора
(сечение Г—1" на рис. 2)
а) Значения скорости воздушного потока на входе во вто-
рой каскад компрессора с/' (л/сек) и втулочного отноше-
ния v," выбираются в соответствии с выполненными кон-
струкциями.
б) Температура торможения воздуха перед вторым каска-
дом компрессора
7;*"=7У='. (II—5)
в) Полное давление перед вторым каскадом компрессора
Р*"хР^'. (II -6)
г) Температура воздуха перед вторым каскадом компрес-
сора
Аг
= - (П. 7)
2 gcp
д) Статическое давление воздуха перед вторым каскадом
компрессора
k
P" = p*4JjL\b^. (II 8)
1 I 'P^lf I
e) Удельный вес воздуха перед вторым каскадом компрес-
сора
Р(г
71"=- ^- (И -9)
ж) Предварительная оценка площади входного сечения во
второй каскад компрессора
= (П-Ю)
С1 11
19
з) Предварительная оценка наружного диаметра входного
сечения во второй каскад компрессора
Л" (||-11)
и) Предварительная оценка длины лопаток на входе во вто-
рой каскад компрессора
4/ нар- (П-12)
§ 6. Определение параметров воздушного потока и размеров
поперечного сечеиия за вторым каскадом компрессора
(сечение 2—2 на рис. 2)
а) Значения адиабатного коэффициента полезного дейст-
вия второго каскада компрессора т]*дп , механического коэф-
фициента полезного действия того же каскада iqmn и скоро-
сти воздушного потока за вторым каскадом компрессора
с2 (м/сек) выбираются в соответствии с типом и конструк-
цией каскада компрессора.
Примечание. При оценке значений коэффициентов полезного дей-
ствия каскада необходимо согласовать их с принятым ранее значением
эффективного коэффициента полезного действия компрессора в целом.
Расчет ведется по методике, изложенной в § 3 первой главы,
при этом все индексы 1 заменяются индексами Г, степень по-
вышения давления и коэффициенты полезного действия ком-
прессора заменяются степенью повышения давления и соот-
ветствующими коэффициентами полезного действия второго
каскада компрессора. Адиабатная и эффективная работы, от-
несенные к 1 кг воздуха, определяются для второго каскада
компрессора.
§ 7. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения перед турбиной второго каскада
(сечение 3 — 3 на рис. 2)
Параметры газового потока и размеры поперечного сече-
ния перед турбиной второго каскада для двухвального турбо-
реактивного двигателя определяются так же, как и для одно-
вального. Методика расчета изложена в § 4 первой главы.
20
§ 8. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения между турбинами двух каскадов
(сечение 4''—4" на рис. 2)
а) В соответствии с типом и конструкцией турбины второ-
го каскада (каскада высокого давления) принимаются значе-
ния механического коэффициента полезного действия турби-
ны второго каскада t]wth , относительного эффективного ко-
эффициента полезного действия турбины того же каскада tjhi,
скоростного числа М4" за этой турбиной.
П римечание. При оценке значений коэффициентов полезного дейст-
вия турбины второго каскада их необходимо согласовать с принятым ра-
нее значением относительного эффективного коэффициента полезного дей-
ствия турбины.
б) Эффективная работа турбины второго каскада, отне-
сенная к 1 кг газа,
(1,015-:-!,02) ZKtl
/т1,=" 1+-J-. (П-13)
Дальнейший расчет ведется по методике, изложенной в
§ 5 первой главы, при этом все индексы 4 заменяются индек-
сами 4", полное теплосодержание газа за турбиной второго
каскада определяется по эффективной работе турбины вто-
рого каскада.
§ 9. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения за турбиной первого каскада
(сечение 4—4 на рис. 2)
а) Значения механического коэффициента полезного дейст-
вия турбины первого каскада относительного эффектив-
ного коэффициента полезного действия турбины первого кас-
када 7jT] , скоростного числа Мд за этой турбиной выбираются
в соответствии с типом и конструкцией турбины первого кас-
када (каскада низкого давления).
Примечание. При оценке коэффициентов полезного действия тур-
бины первого каскада их необходимо согласовать с принятым ранее зна-
чением относительного эффективного коэффициента полезного действия
турбины.
21
б) Эффективная работа турбины первого каскада, отнесен-
ная к 1 кг газа,
, _ (1,015-4-1,02) /кН
1 , 1 ’ Ш-14)
в) Полное теплосодержание 1 кг газа за турбиной первого
каскада
----• (II-15)
'Q/wti
Дальнейший расчет ведется по методике, изложенной в § 5
первой главы; при этом все индексы 3 заменяются индекса-
ми 4".
Из расчета могут быть опущены определения cvm и kr;
последняя величина может быть принята такой же, что и в
турбине второго каскада.
§ 10. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения на выходе из реактивного сопла
(сечение 5 — 5 на рис. 2)
Параметры газового потока и размеры поперечного сечения
на выходе из реактивного сопла для двухвального турбореак-
тивного двигателя определяются так же, как и для одноваль-
ного. Методика расчета изложена в § 6 первой главы.
§ 11. Определение основных данных,
Основные данные для двухвального турбореактивного дви-
гателя определяются так же, как и для одновального. Мето-
дика расчета изложена в § 7 первой главы.
Примечания. I. В пунктах «е» и «ж» § 7 первой главы вместо эф-
фективных мощностей общего компрессора и общей турбины определяют-
ся эффективные мощности компрессоров и турбин обоих каскадов.
2. В пункте «з» § 7 первой главы избыток мощности турбины, необхо-
димый для привода агрегатов, определяется в соответствии с кинемати-
ческой схемой проектируемого двигателя (ДЛ^ = Л\-1 —tVki или ДЛ^ =
= Мн — Мп).
III. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ТУРБОВИНТОВОГО
ДВИГАТЕЛЯ
(Одновальный ТВД)
Рис. 3. Схема турбовинтового двигателя.
Задаются:
1. Тип двигателя и его основные элементы — компрессор,
камера сгорания, турбина, реактивное сопло, редуктор.
2. Эквивалентная мощность двигателя N3 (л. с.).
3. Скорость полета V (м/сек).
4. Высота полета Н (лг); атмосферное давление Рн (кг/м2)
и атмосферная температура Тн (°К) определяются по табли-
цам стандартной атмосферы.
5. Степень повышения давления в компрессоре
6. Температура торможения газа перед турбиной Т3* (°К).
7. Топливо (элементарный состав и теплотворность).
23
§ 1. Определение оптимального распределения свободной
энергии между винтом и прямой реакцией и предварительная
оценка расхода воздуха через двигатель
д) Значения коэффициента полного давления во входном
устройстве Овх, эффективного коэффициента полезного дей-
ствия компрессора дк*, коэффициента полного давления в ка-
мере сгорания а*с, относительного эффективного коэффи-
циента полезного действия турбины дт*, коэффициента ско-
рости выхлопной системы <рвс, коэффициента полезного дей-
ствия редуктора т(ред выбираются в соответствии с типом
и конструкцией элементов двигателя.
Значение коэффициента полезного действия винта вы-
бирается в соответствии с типом винта и режимом полета.
б) Скоростная степень повышения полного давления на
расчетном режиме полета
/ k-\ I/2
(11М>
в) Средняя теплоемкость газа при постоянном давле-
нии сртг в интервале 0 — /з определяется по графикам (см.
приложение 3).
Примечание. В первом приближении коэффициент избытка воздуха,
необходимый для определения сртг, может быть принят порядка “~4.
Значение показателя адиабаты расширения газа в первом приближении
может быть принято £г = 1,33.
г) Свободная энергия газа в турбовинтовом двигателе
г Т *
Lpmr J з
А
102,5 Тн /
« V “г
д) Оптимальное
свободной энергии
k — 1 V2 \/
(III—2>
значение коэффициента распределения
-'-опт 1
ср2 1/2
* вс_____________
2g /СВ (Ч? ^ред т(в)2 ’
(Ш-3>
24
В статических условиях
, 1 / 75?ec V
*0 опт = 1 - —- * Q . (Ill—3«>
2g /св \ "Чред ₽ / '
е) Эффективная работа турбины, передаваемая через ре-
дуктор на винт, отнесенная к 1 кг газа,
-/в- = хопт /св . (III—4>
чред
ж) Работа винта, отнесенная к 1 кг газа,
/в - Хопт /св Т]т ^]ред. (П1 5}
з) Оптимальная скорость истечения газов из двигателя
/-» СР2 V ' ВС ШТ
опт \ш
Чт Чред
В статических условиях.
75 с₽2
^оопт = -§--з^. (Ш—6а>
Р г1т Чред
и) Предварительная оценка удельной эквивалентной мощ-
ности турбовинтового двигателя
^3 уд ~ “I Д7 опт Ю* (III'------------------7)'
75 75g 7jB
В статических условиях
/^эудо- 7~5 -1 р -- (III—7а>
к) Предварительная оценка расхода воздуха через двига-
тель
(Ш-8>
пэ уд
Определение параметров потока и предварительная оцен-
ка размеров поперечного сечения во всех сечениях до входа
в турбину включительно (сечения 1—1, 2—2 и 3—3), т. е. рас-
чет процессов, протекающих во входном устройстве, компрес-
соре и камере сгорания, для одновального турбовинтового дви-
гателя ведется так же, как и для одновального турбореактив-
ного. Методика указанных расчетов изложена в § 2, 3 и 4 пер-
вой главы.
25
§ 5. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения за турбиной
(сечение 4—4 на рис. 3)
а) Значения механического коэффициента полезного дей-
ствия турбины и скоростного числа М4 за турбиной вы-
бираются в соответствии с типом и конструкцией турбины.
б) Эффективная работа турбины, отнесенная к 1 кг газа,
(1,015 4-1,02)/ 4 ,П1
^ред
(III—9)
Дальнейший расчет ведется в соответствии с пунктами
«в» 4—«п» § 5 первой главы.
Примечание. Статическое давление за турбиной ТВД может быть
как выше, так и ниже атмосферного. В случае Р^ > Рн за турбиной долж-
но следовать реактивное сопло, в случае Р< < Рн — выходной диффузор.
Обычно Pt мало отличается от Рн и можно несколько отступить от
наивыгоднейшего распределения свободной энергии, приняв Р4~РН\ в этом
случае за турбиной устанавливается простой выхлопной патрубок.
§ 6. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения в выходном сечении
(сечение 5—5 на рис. 3)
а) Тип выходного устройства выбирается в соответствии
•со сделанным выше примечанием.
б) Значение показателя адиабаты kr принимается таким
же, как и в турбине.
в) В выходном сечении выходного устройства ТВД, как
правило, устанавливается атмосферное давление (полное рас-
ширение в реактивном сопле)
Р5 - Рн. (Ш-10)
г) Скорость истечения газа из реактивного сопла
С5 = ?вс
kr
Л/р X
из простого выхлопного патрубка
Q> = ФвС ^4 -
(Ш-11)
(Ш—Па)
Примечание. Если принять оптимальное распределение свободной
энергии (без отступления), то полученная скорость истечения должна со-
ответствовать ее оптимальной величине — с5 опт •
26
д) Температура газа в выходном сечении
тъ=ц 1-?2с
е) Удельный вес газа в выходном сечении
Рь
Ь RrT\’
(Ill—12)
(III—13)
ж) Предварительная оценка площади выходного сечения
Св
Т5С5
(III—14)
з) Предварительная оценка диаметра выходного сечения
А = 1/-^’'
(III—15)
§ 7. Определение основных данных двигателя
а) Удельная эквивалентная мощность турбовинтового дви-
гателя
^эуд = ^ + -т(c5-V). (III-16)
75 75g т]в
В статических условиях
= (III—16а)
75 ₽g
б) Уточнение необходимого расхода воздуха через двига-
тель . .
<?о=Т7^- (III—17)
’э уд
в) Необходимый расход газа через турбину
аг= св(1 + Ч—
г) Удельный эквивалентный расход топлива
са = 36^ (III—19)
а£0 уд
27
д) Часовой расход топлива двигателем
GT = c3N3. (111—20}
е) Эффективная мощность двигателя
(111-21}
ж) Эффективный удельный расход топлива
^е = с3^. (Ш-22}
Ne
з) Эффективная мощность компрессора
NK = ^. (Ш-23>
и) Эффективная мощность турбины
М = (III—24}
к) Избыток мощности турбины, необходимый для привода
агрегатов,
ДМ = М - - М . (111-25}
"^ред
л) Эффективный коэффициент полезного действия турбо-
винтового двигателя
632 _с.
f\e = —~ • (111—26}
Сэ и
м) Полный коэффициент полезного действия турбовинто-
вого двигателя
^0 = ^ Чв- (111—27}
и) Тяговая мощность турбовинтового двигателя ^тяг (111—28}
о) Полная тяга турбовинтового двигателя о 75 т]в М V (111-29}
В статических условиях /?=?Мо. (III—29а}
28
п) Удельный расход топлива, отнесенный к 1 кг полной тя-
ти турбовинтового двигателя,
^Уд = -”- (Ш-30)
н
р) Тяга прямой реакции турбореактивного двигателя
7?п₽=-^(с6-П (Ш-31)
g
с) Удельная тяга турбовинтового двигателя
/?уд = 75 (III—32)
В статических условиях
/?Удо=?МУдо. (III—32а)
IV. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ДВУХВАЛЬНОГО
ТУРБОВИНТОВОГО ДВИГАТЕЛЯ
(Раздельные турбины для привода компрессора и винта)
Рис. 4. Схема двухвального турбовинтового двигателя с раздельными
турбинами для привода компрессора и винта.
Задаются:
1. Тип двигателя и его основные элементы — компрессора
камера сгорания, турбины, реактивное сопло, редуктор.
2. Эквивалентная мощность двигателя N9 (л. с.).
3. Скорость полета V (м/сек).
4. Высота полета Н (м); атмосферное давление Рн (кг/м2)
и атмосферная температура Тн (°К) определяются по табли-
цам стандартной атмосферы.
5. Степень повышения давления в компрессоре .
6. Температура торможения газа перед турбиной Т* (°К).
7. Топливо (элементарный состав и теплотворность).
30
§ 1. Определение оптимального распределения свободной
энергии между винтом и прямой реакцией и предварительная:
оценка расхода воздуха через двигатель
а) Значения коэффициента полного давления во входном
устройстве о*х, эффективного коэффициента полезного дей-
ствия компрессора ?]к , коэффициента полного давления в
камере сгорания о*с, относительных эффективных коэффи-
циентов полезного действия турбин, предназначенных для при-
вода компрессора и винта, т]™ и т]*в, коэффициента ско-
рости выхлопной системы <рвс, коэффициента полезного дей-
ствия редуктора т]рсд принимаются в соответствии с типом'
и конструкцией элементов двигателя.
Значение коэффициента полезного действия винта т]в
принимается в соответствии с типом винта и режимом полета.
б) Скоростная степень повышения полного давления на
расчетном режиме полета
СК
k-1
—2~
(IV-1)
в) Средняя теплоемкость газа при постоянном давле-
нии сртт в интервале 0 — /3* определяется по графикам
(см. приложение 3).
Примечание. В первом приближении значение коэффициента из-
бытка воздуха, необходимого для определения сртг> может быть при-
нято4. Значение показателя адиабаты расширения газа в первом
приближении может быть принято kr~ 1,33.
г) Свободная энергия газа в турбовинтовом двигателе
и т*
Lpmr 1 з
102,5 Тн I
\1 +
Чк чтк \
(IV-2)
д) Оптимальное значение коэффициента распределения
свободной энергии
• ! ?2вс V2
(IV-3)
31
В статических условиях
х0 опт=1 - —у- (- (tv—за
^•ё Агв \ ''Itb "^ред TJb /
е) Эффективная работа турбины, предназначенной дл1
привода винта, отнесенная к 1 «г газа,
4в = ~-*OI,T/CB7]?B.. (IV—«
т(рел
ж) Работа винта, отнесенная к 1 кг газа,
== "^Опт А:в Т1тн ^ред • (IV 31
з) Оптимальная скорость истечения газов из двигателя
В статических условиях
75 <р2
С50опт = у -у- • (IV-601
Р Дт чред
и) Предварительная оценка удельной эквивалентной монц
ности турбовинтового двигателя
= Ч ——-(с50„- V). (IV—71
75 75 g7]B
В статических условиях
N3 удо = уг + . (IV-7o|
75 ₽ g
к) Предварительная оценка расхода воздуха через дви-
гатель
' (IV-8)
VV3 уд
Определение параметров потока и предварительная оцен-
ка размеров поперечного сечения во всех сечениях до выхода
из турбины, предназначенной для привода компрессора (се-
чения 1—1, 2—2, 3—3 и 4к—4к), т. е. расчет процессов, npoj
текающих во входном устройстве, компрессоре, камере сгора-
ния и турбине, предназначенной для привода компрессора^
для двухвального турбовинтового двигателя данной схемЫ
32
ведется так же, как и для одновального турбореактивного.
Методика указанных расчетов изложена в § 2, 3, 4 и 5 пер-
вой главы; все индексы 4 при этом заменяются индексами 4к.
§ 6. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения за турбиной, предназначенной для
привода винта
(сечение 4в—4в на рис. 4)
а) Значения механического коэффициента полезного дейст-
вия турбины, предназначенной для привода винта т]тетв, и
скоростного числа М4 за данной турбиной принимаются в
соответствии с типом и конструкцией турбины; значение по-
казателя адиабаты kr принимается таким же, как и для тур-
бины второго каскада.
б) Полное теплосодержание 1 кг газа за турбиной, пред-
назначенной для привода винта,
А1
& = TJL. (IV—9)
тЬптв
в) Температура торможения газа за турбиной, предназна-
ченной для привода винта, определяется по «/-диаграмме для
воздуха и продуктов сгорания (см. приложение 2)
Пв =/4*в + 273. (IV—10)
г) Полное давление газа за турбиной, предназначенной
для привода винта,
/ А1 \
Л* = р* 1-------fer-i . (IV-11)
\ Мк ^тв /
Далее весь расчет ведется по методике соответствующих
разделов третьей главы; все индексы 4 при этом заменяются
индексами 4в.
Примечания. 1. В пункте <и» § 7 третьей главы вместо эффектив-
ной мощности общей турбины определяются отдельно эффективные мощ-
ности турбины компрессора Л7ТК и турбины винта Д7тВ.
2. В пункте «к» § 7 четвертой главы проверяется условие ДТгк >
избыток мощности турбины, необходимый для привода агрегатов, опреде-
ляется в соответствии с кинематической схемой проектируемого двигателя
( Д М - Мк - NK, или д 2VT = /VTB -
\ ^ред /
3—138
V. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ДВУХВАЛЬНОГО
ТУРБОВИНТОВОГО ДВИГАТЕЛЯ
(Первая турбина предназначена для привода второго кас-
када компрессора, вторая — для привода первого каскад*
компрессора и винта)
Рис. 5. Схема двухвальпого турбовинтового двигателя.
За даются:
1. Тип двигателя и его основные элементы — компрессоры,,
камера сгорания, турбины, реактивное сопло, редуктор.
2. Эквивалентная мощность двигателя N3 (л. с.).
3. Скорость полета V (м/сек).
4. Высота полета Н (м); атмосферное давление Рн(кг/м$
и атмосферная температура 7\(°К) определяются по таблицам
стандартной атмосферы.
5. Степень повышения давления в компрессоре .
6. Температура торможения газа перед турбиной Т* (°К)-
7. Топливо (элементарный состав и теплотворность).
34
§ 1. Определение оптимального распределения свободной
энергии между винтом и прямой реакцией и предварительная
оценка расхода воздуха через двигатель
а) Значения коэффициента полного давления во входном
устройстве Овх, эффективного коэффициента полезного дей-
ствия компрессора ij* , коэффициента полного давления в
камере сгорания зкс, относительного эффективного коэф-
фициента полезного действия турбины цт*, коэффициента
скорости выхлопной системы фвс, коэффициента полезного дей-
ствия редуктора т)рсд принимаются в соответствии с типом и
конструкцией элементов двигателя.
Значения коэффициента полезного действия винта т(в вы-
бираются в соответствии с типом винта и режимом полета.
С принятыми выше коэффициентами полезного действия
компрессора и турбины согласовываются адиабатные и меха-
нические коэффициенты полезного действия обоих каскадов
компрессора т]ал1, , т(адц, т)тп и относительные эффек-
тивные и механические коэффициенты полезного действия тур-
бин обоих каскадов т]*1, T]mTi, , t]wtI1 .
б) Скоростная степень повышения полного давления на
расчетном режиме
“•СК
kgRTH
а*
(V- 1)
в) Средняя теплоемкость газа при постоянном давле-
нии сртг в интервале 0 — t* определяется по графикам (см.
приложение 3).
Примечание. В первом приближении значение коэффициента из-
бытка воздуха, необходимого для определения сртг, может быть рав-
ным а=:=4. Значение показателя адиабаты расширения газа в первом при-
ближении может быть принято kr—1,33.
г) Свободная энергия
г Т*
. cpmv ‘ з
^СВ ' -Д
газа в турбовинтовом двигателе
1_____________'
„ * \ ^1-1 .
(^СК *wK Окс ) k
102,5 TJ k-\
____-____- 1 д____________
-р* I 1 О
ЧК ЧТ \
у 2 \ / L".1 \
‘ (V—2)
35
д) Оптимальное значение коэффициента распрелрлрй^г
свободной энергии
?2 уз
=1" (V'3)
В статических условиях
*0 опт = 1 - --у- I - V. (V-3^
^g ^св \ ^т! Т)ред т1в /
е) Эффективная работа турбины первого каскада, передя-
ваемая через редуктор на винт, Отнесенная к 1 кг газа,
-^очт 4: в "Пт! • (V ~4)
^ред
ж) Работа винта, отнесенная к 1 кг газа,
== *^опт ^св "QtI ^1ред- (V
з) Оптимальная скорость истечения газов из двигателя
^5 опт —
"Пт! Т)ред ^в
(V-6)
В статических условиях
_ 75 ?2ВС
р •
(V-6<^
и) Предварительная оценка удельной эквивалентной мощ-
ности турбовинтового двигателя
л'.,л=~ + ^—(‘’•°-’ -’Д (V~7)
75 75g i]B
В статических условиях
JV, удо = ,4 + • (V—7а)
7о
к) Предварительная оценка расхода воздуха через двига-
тель
• cv-ад
УД
Определение параметров потока и предварительная оцен-
ка размеров поперечного сечения во всех сечениях до выхода
из турбины второго каскада включительно (сечения 1—Ц
2'—2', Г—1', 2—2, 3—3 и 4—4), т. е. расчет процессов, про-
36
текающих во входном устройстве, обоих каскадах
компрессора, камере сгорания и турбине второго каскада, для
двухвального турбовинтового двигателя данной схемы ведет-
ся так же, как и для двухвального турбореактивного двига-
теля. Методика указанных расчетов изложена в § 2—8 второй
главы.
§ 2. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения за турбиной первого каскада
(сечение 4—4 на рис. 5)
а) Значение скоростного числа М4 за турбиной первого
каскада принимается в' соответствии с типом и конструкцией
турбины; значение показателя адиабаты kr принимается таким
же, что и в турбине второго каскада.
б) Эффективная работа турбины первого каскада, отнесен-
ная к 1 кг газа,
/г|=(1,015+1.02М,+^. (у 9)
1 I __1 _ 1ред
^0
в) Полное теплосодержание 1 кг газа за турбиной первого
каскада
А ! >
г4* = I*" - —т-. (V—10)
^тт!
г) Температура торможения газа за турбиной первого кас-
када определяется по it -диаграмме для воздуха и продуктов
сгорания (см. приложение 2)
77=-/* + 273. (V—11)
д) Полное давление газа за турбиной первого каскада
/ а / , \
Р* = рА*" 1------2tT[ - *r-i . (V 12)
\ i* l*i /
Далее расчет ведется по методике соответствующих разде-
лов третьей главы настоящего пособия.
Примечания. 1. В пунктах «з» и «и» § 7 третьей главы вместо эф-
фективных мощностей общего компрессора и общей турбины определяют-
ся отдельно эффективные мощности компрессоров и турбин обоих кас-
кадов.
2. В пункте «к» § 7 третьей главы избыток мощности турбины, необхо-
димый для привода агрегатов, определяется в соответствии с кинематиче-
ской схемой проектируемого двигателя
(дл; = Мп -Mi и™
1ред
VI. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ОДНОВАЛЬНОГО
ДВУХКОНТУРНОГО ТУРБОРЕАКТИВНОГО
ДВИГАТЕЛЯ
Рис. 6. Схема одновального двухконтурного турбореактивного
двигателя.
Задаются:
1. Тип двигателя и его основные элементы — компрессор
камера сгорания, турбина, сопло.
2. Тяга двигателя /? (кг).
3. Скорость полета V (м!сек).
4. Высота полета Н(м); атмосферное давление Рн
и атмосферная температура Тн (°К) определяются по табли-
це стандартной атмосферы.
5. Степень повышения давления в компрессоре внутренне-
го контура тт* •
6. Температура торможения газа перед турбиной 71 (°К)»
7. Топливо (элементарный состав'и теплотворность).
38
§ 1. Предварительная оценка суммарного расхода воздуха
через двигатель и его распределение между внутренним
и наружным контурами
а) Значения коэффициента полного давления во входном
устройстве Овх, эффективного коэффициента полезного дей-
ствия компрессора ?]* , коэффициента полного давления в
камере сгорания акс, относительного эффективного коэф-
фициента полезного действия турбины ц* , коэффициента
скорости реактивного сопла ®рс для внутреннего контура и
соответственно о£хн, -q*H и <ррсн для наружного контура прини-
маются в соответствии с типом и конструкцией элементов дви-
гателя.
б) Значения коэффициента распределения воздуха между
контурами '
GH
Овн
коэффициента распределения свободной энергии
^св
в) Скоростная степень повышения полного давления на
расчетном режиме полета
/ k-1 V1
г) Средняя теплоемкость газа при постоянном давле-
нии сртг в интервале 0 — $ определяется по графикам (см.
приложение 3).
Примечание. В первом приближении значение коэффициента избыт-
ка воздуха, необходимого для определения cpmv, может быть принято
порядка 5~4. Значение показателя адиабаты расширения газа в первом
приближении может быть принято Аг=1,33.
д) Свободная энергия газа в двухконтурном турбореак-
тивном двигателе
„ 7-* Г 1
, сртг 1 з 1 г
/св = — 1
102,5 TJ k - 1
—’------ 1 j_____
т(* т]? \ 2
Л-у \
~k -1 .(VI-2)
У у
39
е) Предварительная оценка удельной тяги двухконтурнй
турбореактивного двигателя
/?уд =-------1----
<?рС V 2glCBn—V
т Г /" 1 — п
(1+/п) L?piH и 2gZcBi)* v
. (VM
ж) Предварительная оценка суммарного расхода воздух
через двигатель
GBH + Ga —
^уд
(VI
' з) Предварительная оценка расхода воздуха через внутре|
ний контур
GBH = —у----(GBH+GH).
1 + т
и) Предварительная оценка расхода воздуха через наруи^
ный контур
(GBh + Oh). (VI-fl
1 + т
Определение параметров потока и предварительная оцен-
ка размеров поперечного сечения во всех сечениях до входа
в турбину включительно (сечения 1—1, 2—2 и 3—3), т. е. рас-
чет процессов во входном устройстве, компрессоре и камере
сгорания внутреннего контура двухконтурного турбореактив-
ного двигателя ведется так же, как и для одновального тур-
бореактивного. Методика указанных расчетов изложена в
§ 2, 3 и 4 первой главы.
§ 5. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения за турбиной
(сечение 4—4 на рис. 6)
а) Значения механического коэффициента полезного дейст-
вия турбины т]тет и скоростного числа М4 за турбиной при-
нимаются в соответствии с типом и конструкцией турбины.
б) Эффективная работа компрессора наружного контура*
отнесенная к 1 кг воздуха, проходящего через наружный кон-
тур,
4н = 4в- • (VI-Ъ
т
40
в) Эффективная работа турбины, отнесенная к 1 кг газа,
проходящего через внутренний контур,
, __ (1,0154-1,02)/к
4Т — ‘ х
(VI—8)
Дальнейший расчет ведется в соответствии с пунктами
«в» 4- «п» § 5 первой главы.
§ 6. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения на выходе из реактивного сопла
внутреннего контура
(сечение 5—5 на рис, 6)
Параметры газового потока и размеры поперечного сече-
ния на выходе из реактивного сопла внутреннего контура
двухконтурного турбореактивного двигателя определяются так
же, как и для турбореактивного. Методика указанных расче-
тов изложена в § 6 первой главы.
§ 7. Определение параметров воздушного потока и размеров
поперечного сечения на входе в компрессор
наружного контура
(сечение 1н —1н на рис. 6)
Параметры воздушного потока и размеры поперечного се-
чения на входе в компрессор наружного контура двухконтур-
ного турбореактивного двигателя определяются так же, как и
для соответствующего сечения внутреннего контура; при этом
все индексы 1 заменяются индексами 1н,
§ 8. Определение параметров воздушного потока
и размеров поперечного сечения на выходе из компрессора
наружного контура
(сечение 2н —2н на рис. 6)
а) Степень повышения полного давления в компрессоре
наружного контура
Дальнейший расчет ведется так же, как и для соответ-
ствующего сечения внутреннего контура; при этом все индек-
сы 1 заменяются индексами 1н, а индексы 2 — индекса-
ми 2н.
41
§ 9. Определение параметров потока и размеров 7
поперечного сечения на выходе из реактивного сопла'
наружного контура
(сечение 5н—5н на рис. 6)
а) Значение адиабаты расширения воздуха в сопле прш
мается с достаточной степенью точности, таким же, как
предыдущих элементах наружного контура, к=1,4; при Эи
критическое отношение давлений в сопле j3Kp = 0,528. '
Дальнейший расчет ведется так же, как и для соотвеи
вующего сечения внутреннего -контура; при этом все индеец
4 заменяются индексами 2н, а индексы 5 — индексами
§10. Определение основных данных двигателя
а) Уточнение удельной тяги двигателя при полном раса
рении в обоих контурах
+ (VI-*-
1+от g 1+те g
При полном расширении во
лом в наружном
1
внутреннем контуре и непа
^уд ~ 1
1 -J-
с*-У
g
1
р — р
бнкр 1 н
Тбнкр Анкр \
при неполном
наружном
Л„= 1
расширении
во внутреннем контуре и
полном
1+mL g
^5кр
т 1
^5 кр
Г 1
Тйкр ^йкр \
5кр ‘ н
т
Ан -
g
(VI-Й
при неполном расширении в
р 1 Г /с — V
। т Г 1 / ।
, I ( ^энкр У +
обоих контурах
\ , 1 / п
I 7 5кр 1 н
Тбкр Акр \
1 (г. г. \1
I * 5НКр * н
Тбнкр ^бнкр \
(VI
42
б) Уточнение необходимого суммарного расхода воздуха
через двигатель
Ова + Ок=--£-. (VI—11)
^уд
в) Уточнение необходимого расхода воздуха через вну-
тренний контур
GBH = r^-(GBH+GH). (VI—12)
1+тп
г) Уточнение расхода воздуха через наружный контур
GH=-^(GBH + GH).
1+т
д) Необходимый расход .газа через турбину
е) Удельный расход топлива
_ 3600
Сул (1 - т) a.L0 Rya ‘
ж) Часовой расход топлива двигателем
<7Т -— ^уд R •
(VI-13)
(VI-14)
(VI—15)
(VI-16)
з) Эффективная мощность компрессора внутреннего кон-
тура
= (VI—17)
и) Эффективная мощность компрессора наружного кон-
тура
= (VI-18)
/О
к) Избыток мощности турбины, необходимый для привода
-агрегатов,
ДУТ = 7VT - NK - VKH. (VI -19)
л) Тяговая мощность двухконтурного турбореактивного
двигателя
RV
= (VI-20)
/о
VII. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ОДНОВАЛЬНОГО
ГЕНЕРАТОРА СЖАТОГО ВОЗДУХА
3 4
Рис. 7. Схема одновального генератора сжатого воздуха.
Задаются:
1. Тип двигателя и его основные элементы — компрессор,
камера сгорания, турбина.
2. Секундный весовой расход сжатого воздуха, подаваемо-
го генератором, Оген (кг/сек).
3. Давление сжатого воздуха, подаваемого генератором.
РГеа (кг/м2).
4. Скорость полета V (м/сек).
5. Высота полета Н(м)-, атмосферное давление Рн (кг/м?)
и атмосферная температура Тн (°К) определяются по таблиц
цам стандартной атмосферы.
6. Степень повышения давления в компрессоре it* .
7. Температура торможения газа перед турбиной Tl (°К)
8. Топливо (элементарный состав и теплотворность).
44
Расчет параметров потока на входе в компрессор (сече-
ние 1—1 на рис. 7) ведется для одновального генератора сжа-
того воздуха так же, как и для одновального турбореактивно-
го двигателя. Методика указанного расчета изложена в пунк-
тах «а»-Н«е» § 2 первой главы.
§ 2. Определение мощности, расходуемой на сжатие воздуха,
подаваемого генератором, и параметров воздуха
на выходе из генератора
(сечение ген—ген на рис. 7)
а) Значения адиабатного коэффициента полезного дейст-
вия генераторной части компрессора т£д ген, механического
коэффициента полезного действия компрессора т]тк и скоро-
сти потока сжатого воздуха на выходе из генератора Оген
(м!сек) принимаются в соответствии с типом и конструкцией
компрессора.
б) Адиабатная работа сжатия 1 кг воздуха, подаваемого
генератором,
Г/Р \4zl 1 c2 — c?
/*д ген = 102,5 7\ L\ Pi / J + reB9g^- (VII—1)
в) Эффективная работа сжатия. 1 кг. воздуха, подаваемо-
го генератором,
/ген= - Л— • (VII—2)
^)ад ген ^1/ик
г) Эффективная мощность генератора сжатого воздуха
Мен - ^Н <?Ге" (VI1-3)
д) Степень повышения полного давления в генераторе
сжатого воздуха (генераторной части компрессора)
^ген —
/*
*ад ген
102,5 И
k
k-1
(VII—4)
е) Полное давление воздуха на выходе из генератора
Я*еН = Л*^*ен. (VII—5)
45
ж) Температура торможения воздуха на выходе из генеи
тора
т* ___ т * /1 । гс*ен \ (VII^
1 ген — 1 J I 1 -]-------------- I .
\ тМд ген /
з) Температура воздуха на выходе из генератора
/р
Г„,= 77,. * (VII—.
\ •* ген /
и) Удельный вес воздуха на выходе из генератора
Тген = -^2- . (VII —
*х* ген
к) Проходное сечение для воздуха на выходе из генератора
Д-ен = • (VII—М
Тген ^геи
§ 3. Предварительная опенка расхода воздуха
через двигатель
а) Значения эффективного коэффициента полезного дей|
ствия компрессора т]* , коэффициента полного давления
камере сгорания а*с, относительного эффективного коэффия
циента полезного действия турбины (без учета использова
ния выходной скорости) т]т принимаются в соответствии
типом и конструкцией элементов двигателя.
б) Скоростная степень повышения полного давления
= (VII-1$
в) Средняя теплоемкость газа при постоянном давле-
нии cpmr в интервале 0 — /* определяется по графика!»
(см. приложение 3).
Примечание. В первом приближении коэффициент избытка возд^
ха, необходимый для определения чртг, может быть принят поряЖ"
ка а~4. Значение показателя адиабаты расширения газа в первф»
приближении может быть принято kr = 1,33.
46
г) Удельная эффективная мощность генератора, отне-
сенная к 1 кг воздуха, выходящего из компрессора в камеру
сгорания,
( тс* к тс* а*с ) kr
- Ю2.5 Т* / ~k __ j \ 1 (VII—11>
\ !\
д) Предварительная оценка расхода воздуха, выходящего
из компрессора в камеру сгорания,
Ов = ^ген (VII—12)
Л^ген уд
е) Предварительная оценка расхода воздуха на входе в
компрессор
0^0ген + 0в. (VII-13)
Дальнейший расчет ведется в соответствии с пунктами
«ж»-т-«л» § 2 первой главы.
§ 4. Расчет параметров воздушного потока и размеров
поперечного сечения на выходе из компрессора
(сечение 2—2 на рис. 7)
Параметры воздушного потока и размеры поперечного се-
чения на выходе из компрессора для одновального генера-
тора сжатого воздуха определяются так же, как и для одно-
вального турбореактивного двигателя. Методика указанных
расчетов изложена в § 3 первой главы.
Примечание. Адиабатная и эффективная работы компрессора от-
носятся к 1 кг воздуха, выходящего из компрессора в камеру сгорания
через сечение 2—2.
§ 5. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения перед турбиной
(сечение 3—3 на рис. 7)
Параметры газового потока и размеры поперечного сече^
ния перед турбиной для одновального генератора сжатого воз-
духа определяются так же, как и для одновального турборе-
активного двигателя. Методика указанных расчетов изложе-
на в § 4 первой главы.
47
§ 6. Определение параметров газового потока и размеров
поперечного сечения за турбиной
(сечение 4—4 на рис. 7)
а) Значения относительного эффективного коэффициея
полезного действия »)* , механического коэффициента поле
ного действия турбины т]тт принимаются в соответствии!
типом и конструкцией турбины; в соответствии с типом м
хлопного патрубка принимается статическое давление (nj>
тиводавление газа за турбиной).
б) Эффективная работа турбины, отнесенная к 1 кг гад
[ — (Ь015-т- 1,02) /К + /Ген , (VII—Я
1 + ^г
Дальнейший расчет ведется в соответствии с пунктам
«в>-г-«з» § 5 первой главы.
и) Температура газа за турбиной
/ р J
у = т * I _L I kr (VII—11
4 4 I р * / I
\^4 }
к) Удельный вес газа за турбиной
л) Скоростное число на выходе газа из турбины
м) Скорость газа за турбиной
= м4 Vkrg/^rT4 . (V11-19
Дальнейший расчет ведется в соответствии с пунктам!
«н» ~4~<<п>> § 5 первой главы.
§ 7. Определение основных данных двигателя
а) Удельный расход топлива, отнесенный к 1 л. с. эффеИ
тивной мощности генератора,
3600
£уд -- -------------
-^ген уд
(VII-м
48
б) Часовой расход топлива двигателем
<А = судЛГгеи. (VII—20)
в) Расход топл мого генератором, [ива, Отнесенный к 1 кг воздуха, подавае- GB =—(VII—21) 3600 Grea
г) Расход газа через турбину
Q г = GB Л +• (VII—22) \ /
д) Эффективна я мощность компрессора NK = . (VII—23)
е) Эффективна: я мощность турбины ДГТ = -^. (VII—24)
ж) Избыток мощности турбины, необходимый для приво-
да агрегатов, ддг, = ДАТ - NK - NT№. (VI I—25)
4-138
ЛИТЕРАТУРА
1. Иноземцев Н. В., Авиационные газотурбинные двигатели. Тео-
рия и рабочий процесс, Оборонгиз, 1955.
2. Кула ги н И. И., Теория авиационных двигателей, Оборонгиз, 1955.
, 3. Стечкин Б. С. и др., Теория реактивных двигателей, ч. II, 1954.
4. С т е ч к и и Б. С. и др., Теория реактивных двигателей. Лопаточ*
иые машины, Оборонгиз, 1956.
5. Вологодский В. Б. и КлячкинА. Л., Двухроторные турбо-
реактивные двигатели, 1956.
. 6. ВукаловичМ. П. и др., Термодинамические свойства газов,
Машгиз, 1953.
7. Клячкин А. Л., Двухконтурные турбореактивные авиационные
двигатели, 1954;
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ 1
Рекомендации по выбору коэффициентов и параметров ГТД
Методика расчетов, изложенных в настоящем пособии,
предусматривает выбор и предварительную оценку ряда вели-
чин. При этом необходима всесторонняя оценка конструктив-
ных особенностей, условий работы и т. п. Отдельные указания
в этом отношении имеются в рекомендуемой литературе.
В частности, могут быть сделаны следующие рекоменда-
ции:
1. Значения коэффициента полного давления во входном
устройстве при дозвуковых скоростях полета [I, стр. 67]1
0*х = 0,96 4- 098.
При сверхзвуковых скоростях полета в расчетах вместо Овх
надо брать произведение о£х<зсс, где аСс— коэффициент дав-
ления в системе скачков, может быть принят по графикам
[2, фиг. 55]2 или [1, фиг. 3.47].
2. Значения адиабатного коэффициента полезного действия
одноступенчатого центробежного компрессора [1, стр. 85] и
[4, стр. 66]
0,75 4~0,80
или [2, стр. 128]
^адк = 0,72 4“ 0,78.
Для выбора значений адиабатного коэффициента полез-
ного действия осевого компрессора может быть использована
эмпирическая формула [1, стр. 175]
т]адк = 0,895 — 0,007 т40
или график [4, фиг. 139]
^адк — f (тек, *^ст)
(обычно у осевых компрессоров т]*дк = 0,82-40,86).
1 Здесь и в дальнейшем цифры в квадратных скобках означают ссылки
на приведенный в конце настоящего пособия указатель литературы.
8 Ссылки на страницы и иллюстрации даны по изданию 1955 г.
53
Значения механического коэффициента полезного дейст-
вия осевых и центробежных компрессоров [2, стр. 131].
дтк = 0,98 4-0,99
(для мощных двигателей — ближе к верхнему пределу).
Коэффициент полезного действия ступени или группы (кас-
када) ступеней компрессора всегда выше соответствующего*
коэффициента полезного действия компрессора в целом; при
согласовании выбранных значений следует пользоваться ука-
занными выше материалами.
3. Значения коэффициента полного давления в камере сго4 .
рания [2, стр. 199]
6^ = 0,94 4-0,97;
значения коэффициента выделения тепла в камере сгорания-
tl, стр. 89] и [2, стр. 201]
? = 0,96 4- 0,98.
4. Значения относительного эффективного коэффициента
полезного действия газовой турбины (при использовании вы-
ходной скорости) [2, стр. 230]
Ч* = 0,82 4 0,9
й доходят у многоступенчатых турбин до величин поряд-
ка
т)? =0,924-0,93.
Значения относительного эффективного коэффициента по-
лезного действия газовой турбины (без использования выход-
ной скорости) [2, стр. 230]
т]т = 0,64 4- 0,80
(для одноступенчатых турбин обычно ближе к нижнему пре-
делу, для многоступенчатых — у верхнего предела).
Значения механического коэффициента полезного дейст-
вия турбин [2, стр. 230]
т]тт = 0,98 4-0,99
(для мощных двигателей — ближе к верхнему пределу).
Коэффициент полезного действия турбины в целом больше
коэффициента полезного действия ступени или группы (кас-
када) ступеней.
5. Значения коэффициента скорости реактивного сопла
[2, стр. 259]
сррс = 0,96 4-0,98.
64
6. Значения коэффициента полезного действия редуктора
турбовинтового двигателя
т)ред = 0,98 Н- 0,992
{для мощных двигателей — ближе к верхнему пределу).
7. Значения скорости потока воздуха перед центробежным
компрессором [2, стр. НО] и [1, стр. 65]
Cj = 130—160 м/сек.
Значения скорости потока воздуха перед осевым компрес-
сором [4, стр. 64]
ct = 180—200 м/сек,
при первой сверхзвуковой ступени могут быть допущены
до сг = 220 м/сек.
8. Значения скорости потока воздуха на выходе из центро-
бежного компрессора [4, стр. 119]
с2 = 100 120 м/сек
или [2, стр. 128]
с2 = 100 4- 150 м/сек.
Значения скорости потока воздуха на выходе из осевого
компрессора [4, стр. 226]
с2 = 100 4-170 м/сек
{чаше в более узких пределах с2 = 1204~ 160 м/сек).
9. Значения скорости газового потока на входе в турбину
с3 = 1204~ 180 м/сек.
10. Значения скоростного числа М на выходе из последней
ступени турбины [4, стр. 448]
М4 = 0,554-0,7
(при большом числе ступеней число М4 может быть увеличе-
но до 0,85).
11. Коэффициент распределения адиабатной работы меж-
ду каскадами компрессора в двухвальчых двигателях у вы-
полненных конструкций
= 0,4 4- 0,45.
/а*дк
12. В турбовинтовом двигателе значительные отклонения
от оптимального распределения свободной энергии мало вли-
яют на параметры двигателя [1, стр. 292].
13. Значения коэффициента распределения свободной
энергии двухконтурного турбореактивного двигателя целесо-
образно выбирать в пределах п = 0,5 4- 0,7 [1, стр. 332]. Опти-
мальные значения коэффициента распределения воздуха меж-
ду контурами лежат в пределах т = 2 4-3 [1, стр. 337].
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
/7-диаграмма для воздуха и продуктов сгорания керосина.
56
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
Ср
Средняя теплоемкость воздуха и продуктов сгорания керосина
интимная теплоемкость /you постоянном да&лении
Истинная теплоемкость воздуха и продуктов сгорания керосина.
ПРИЛОЖЕНИЕ 5
Истинная теплоемкость при постоянном объеме
Cv
[Цёмпсратдра t[° С]
Истинная теплоемкость воздуха и продуктов сгорания керосина.
ОГЛАВЛЕНИЕ
8 £ 8 S? 8 8
Ста
Предисловие....................................... ।
I, Тепловой расчет турбореактивного двигателя ....
II. Тепловой расчет двухвального турбореактивного двигателя . 17
III. Тепловой расчет турбовинтового двигателя ....
IV. Тепловой расчет двухвального турбовинтового двигателя
V. Тепловой расчет двухвального турбовинтового двигателя .
VI. Тепловой расчет одновального двухконтурного турбореактивно
го двигателя ................................
VII. Тепловой расчет одновального генератора сжатого воздуха
Литература....................................
Приложения ............. 51
Редактор Грановская Л. М.
Технический редактор Чу рай Е. В.
Корректор Б одру н о в а V А.
Подписано к печати 20. VI 1961 г. Формат бум. 60х92*,1в.
3,75 печ. л. Заказ 138. есплатно. Тираж 1000.
Типография КИГВФ. Киев, Полевая, 16/2.