Nghiên cứu khai thác đường tiến khí (thiết bị vào) trên máy bay phản lực siêu âm

Thiết bị động lực có ĐCTBK làm việc khi máy bay cất cánh, cũng như khi bay với vận tốc nhỏ dưới âm, không khí đi vào TBV từ môi trường bên ngoài dưới tác dụng của sự hạ áp sinh ra trước

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA HÀ NỘI

-

Trần Đức Cường

NGHIÊN CỨU KHAI THÁC ĐƯỜNG TIẾN KHÍ (THIẾT BỊ VÀO)

TRÊN MÁY BAY PHẢN LỰC SIÊU ÂM

Chuyên ngành : Máy và Thiết bị thủy khí

MỤC LỤC Trang Trang phụ bìa

Lời cam đoan Danh mục các ký hiệu, các chữ viết tắt

Danh mục các bảng

Danh mục các hình vẽ, đồ thị

MỞ ĐẦU 1 CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ ĐƯỜNG TIẾN KHÍ (THIẾT BỊ

VÀO) XÂY DỰNG NHIỆM VỤ NGHIÊN CỨU 4

1.1 Khái quát về đường tiến khí trên máy bay phản lực siêu âm 4

1.1.1 Yêu cầu, chức năng, công dụng đường tiến khí trên máy bay

1.1.2 Phân loại đường tiến khí trên máy bay phản lực siêu âm 8

1.2 Đặc điểm làm việc của đường tiến khí trên máy bay phản lực

1.2.1 Đặc tính làm việc của động cơ và đường tiến khí trên máy

1.2.1.1 Đặc tính làm việc của TBV vượt âm 13

1.2.1.2 Đặc tính làm việc của động cơ tua bin phản lực 21

1.2.2 Đặc tính bay của máy bay trong giai đoạn cất hạ cánh 30

1.2.3 Các phương pháp xây dựng đặc tính sử dụng của động cơ 31

1.2.3.1 Phương pháp xây dựng đặc tính sử dụng của ĐCTBPL bằng

1.2.3.2 Phương pháp xây dựng đặc tính sử dụng của ĐCTBPL

1.3 Xây dựng nhiệm vụ nghiên cứu 32

1.3.1 Vai trò của ĐTK trong bảo đảm an toàn bay 32

1.3.2 Cơ sở khoa học giải quyết nhiệm vụ nghiên cứu 33

CHƯƠNG 2 NGHIÊN CỨU BẢO ĐẢM LÀM VIỆC ỔN ĐỊNH

ĐỘNG CƠ

(cho một loại động cơ và đường tiến khí trên máy bay phản lực siêu

âm ở Việt Nam)

36

2.1 Đặc điểm kết cấu và làm việc động cơ tua bin phản lực 2 luồng

3.2 Đánh giá độ bền lưới chắn trên ĐTK bảo vệ động cơ АЛ-31Ф 93

3.2.1 Xây dựng mô hình tính toán 93

3.2.1.1 Mô hình dầm dàn của lưới chắn 93

3.2.1.2 Sơ đồ đặt tải lên lưới 94

3.2.2 Độ bền của lưới chắn bảo vệ động cơ trên ĐTK

Chương 1 Tổng quan về đường tiến khí (thiết bị vào) Xây dựng nhiệm vụ nghiên cứu

1.1 Khái quát về đường tiến khí (ĐTK) trên máy bay phản lực siêu âm (MBPLSA)

1.1.1 Yêu cầu, chức năng, công dụng ĐTK trên MBPLSA

Thiết bị vào (TBV) và đường tiến khí (ĐTK) - Sau đây ta gọi chung là thiết bị vào là một thành phần không thể tách rời được của thiết bị động lực của ĐCPLKK nhằm đưa không khí vào động cơ và dùng nó làm chất công tác

Thiết bị động lực có ĐCTBK làm việc khi máy bay cất cánh, cũng như khi bay với vận tốc nhỏ dưới âm, không khí đi vào TBV từ môi trường bên ngoài dưới tác dụng của sự hạ áp sinh ra trước máy nén động cơ

Trong điều kiện bay tốc độ gần âm, đặc biệt với tốc độ trên âm, vai trò của TBV tăng lên một cách rõ rệt Nhiệm vụ chính của nó là cung cấp không khí (dẫn khí), nén sơ bộ không khí và ổn định trường áp suất, nhiệt độ, tốc độ của dòng khí trước máy nén, sử dụng một cách hiệu quả áp suất động của dòng khí chuyển động vào động cơ để tăng áp suất không khí trước động cơ

Tính hiệu quả và tính ổn định quá trình làm việc của TBV được đặc trưng bằng hàng loạt tham

p

p

=

π , tăng lên nhanh theo sự tăng của MH Mối quan

hệ πTBV,lt = f( )MH được biểu diễn trên hình 1.1 bằng đường nét đứt Trong quá trình hãm dòng thực, luôn luôn có tổn thất, hậu quả của nó là áp suất toàn phần sau TBV *

p

=

Mức tổn thất trong quá trình hãm dòng thực của không khí xác định bằng πTBV, phụ thuộc vào

số MH của dòng chảy tới và vào phương pháp tổ chức quá trình hãm dòng Sự hãm dòng của dòng dưới âm xảy ra với tổn thất không lớn do ma sát và do sự tạo xoáy và vì thế giá trị πTBV không khác

Từ các điều nói trên cho thấy kết luận đầu tiên về yêu cầu đối với TBV là: tổn thất áp suất toàn

phần trong TBV phải là nhỏ nhất

Vấn đề thứ hai là tuỳ thuộc vào điều kiện bay và chế độ làm việc của động cơ, lưu lượng

không khí chuyển qua TBV sẽ thay đổi trong những phạm vi khác nhau Lưu lượng không khí lớn

nhất, có thể được qua TBV với diện tích cửa vào là FTBV ở những giá trị vận tốc trên âm cho trước

và mật độ không khí ρH, sẽ được xác định bằng công thức GKKmax = ρH.V.FTBV

Ở những điều kiện này, lưu lượng không khí thực tế GB có thể khác cơ bản so với GKKmax do

diện tích thiết diện thu hẹp dòng chảy FH bị giảm so với FTBV như trên hình vẽ 1.2 Việc giảm FH

gây nên do việc lệch dòng chảy không khí trước cửa vào kênh bên trong của TBV sẽ làm giảm lưu

lượng thực tế (GKK = ρH.V.FH)

Hệ số lưu lượng dùng để đánh giá khả năng thông qua của TBV,

TBV

H KK

KK F

F G

G

=

= max

ϕ Hệ số lưu

lượng được sử dụng rộng rãi để phân tích điều kiện làm việc phối hợp của TBV và động cơ

Như vậy TBV phải đảm bảo cung cấp khí để động cơ hoạt động ổn định ở mọi chế độ

Vấn đề thứ ba là ngoài tổn thất bên trong dòng chảy không khí vào động cơ, quá trình làm việc

của TBV diễn ra với những tổn thất lực đẩy để thắng lực cản bên ngoài XTBV Sự xuất hiện lực cản

bên ngoài XTBV gây nên bởi sự nhiễu động dòng không khí vào TBV do hậu quả của sự tác động

của lực chênh áp và lực ma sát có hướng chống lại lực đẩy động cơ Lực cản ngoài tạo bởi TBV có

thể dẫn đến sự giảm rất lớn lực đẩy hiệu dụng của thiết bị động lực (trong một số trường hợp đến

20 ÷ 30%)

Vì vậy việc đảm bảo giá trị tối thiểu XTBV phải coi như yêu cầu cơ bản thứ ba trong việc tổ

chức quá trình làm việc của TBV

Hệ số lực cản ngoài của TBV được xác định bằng biểu thức ,

F q

X C

M

TBV XTBV = ở đây q - áp suất động của dòng không nhiễu động, FM – thiết diện cắt ngang của TBV

Những thành phần chính của lực cản ngoài của TBV trong trường hợp tổng quát gồm: lực cản

của vành XV, lực cản phụ Xph và lực cản lá xả khí XX, có nghĩa là XTBV = XV + Xph + XX

Những nguyên nhân xuất hiện các thành phần

diễn trên hình 1.2

Lực cản XV xuất hiện do tác động của lực áp

suất dư pvỏ và lực ma sát trên bề mặt nghiêng của

TBV (đường tiến khí) của các máy bay vượt âm hay hiện nay khác nhau do nhu cầu bảo đảm

lưu lượng không khí và bố trí động cơ, tạo nên tính đa dạng hình học và giải pháp kết cấu

Chúng ta hãy xem xét những dạng cơ bản của TBV trên âm bằng cách phân loại chúng theo

các dấu hiệu dưới đây:

- Số sóng kích được sử dụng để hãm dòng khí trên âm

- Sự bố trí sóng kích so với bề mặt cửa vào TBV

- Dạng mặt cắt ở cửa vào TBV

- Sự bố trí TBV trên thiết bị bay Trên các máy bay dùng để bay với tốc độ trên âm

người ta sử dụng TBV đơn giản với một sóng kích thẳng

đặt trước mặt phẳng cửa vào Ở những MH đó hệ số

sóng kích thẳng σKT

bảo toàn áp suất toàn phần trong

cấu những TBV như vậy được thực hiện như TBV dưới

âm có các cạnh vào khá sắc dùng để ngăn ngừa sự tạo

sóng đầu mặt cường độ mạnh và ngăn ngừa sự tăng

lực cản ngoài có liên quan tới các sóng đó Cần lưu ý

rằng cùng với khuynh hướng của những năm gần đây

về sự tăng trang bị lực đẩy của máy bay quân sự, lĩnh

vực sử dụng các TBV loại này đã mở rộng đến MH = 1,6 ÷ 1,7 Trong trường hợp đó sự tổn thất

lực đẩy do tăng tổn thất trong sóng kích thẳng (σKT = 0,895 ÷ 0,856) phần lớn sẽ được bù trừ bằng

giảm khối lượng kết cấu của TBV Ở giá trị MH khá lớn, giá trị σKT sẽ giảm rất nhanh (hình 1.3

kích thẳng có thể giảm đi được nếu như sơ bộ hãm

hãm bằng dạng đặc biệt

Bề mặt hãm có thể có dạng đường viền trơn tru

(hình 1.4) Đồng thời làm chậm lại một cách sơ bộ dòng

vượt âm được thực hiện trong một sóng kích xiên và trong hàng loạt sóng nén cường độ yếu (đẳng

entropi) Trong thực tế việc sử dụng các TBV kiểu này kéo theo hàng loạt các khó khăn do bề mặt hãm

sẽ bị kéo dài ra (khối lượng TBV sẽ tăng lên, xuất hiện ảnh hưởng âm rất lớn của độ nhớt, việc điều

khiển TBV phức tạp) Nhưng trên các thiết bị bay siêu âm có một chế độ làm việc, TBV loại đó có thể

được sử dụng rộng rãi, bởi vì chúng đảm bảo mức tổn thất áp suất toàn phần nhỏ nhất

Hình 1.3 Sự phụ thuộc σmmvào số

MHđối với hệ sóng kích

1 -Thẳng; 2 - Xiên+thẳng; 3- 2 Xiên+thẳng 4- 3 Xiên+thẳng

Hình 1.4 Bề mặt hãm với đường viền

trơn tru (đẳng entanpi)

Trong TBV kiểu nén hỗn hợp, một phần sóng kích

xiên phân bố trước bề mặt cửa vào, còn phần nữa thì ở

bên trong kênh (hình 1.5b) Trong những TBV như vậy

kênh bên trong ở khoảng cách từ mặt phẳng cửa vào

đến họng khí TBV có dạng thu hẹp, còn họng TBV ở

cách xa vành TBV

Đặc điểm khác biệt của TBV dạng nén trong là sự

phân bố tất cả các sóng kích xiên xuất hiện sau mặt

phẳng cửa vào (hình 1.5c)

Hiện nay TBV dạng nén ngoài được sử dụng rộng rãi nhất TBV dạng nén hỗn hợp và đặc biệt

là TBV nén trong về nguyên tắc có thể đảm bảo quá trình hãm có hiệu quả hơn của dòng chảy vượt

âm ở chế độ tính toán, nhưng hàng loạt đặc điểm làm việc của các loại TBV này gây khó khăn lớn trong việc sử dụng chúng

Tuỳ theo dạng mặt cắt cửa vào người ta chia ra là TBV phẳng và TBV không gian (đối xứng trục)

Trong loại TBV phẳng, bề mặt hãm được tạo thành bằng cách profin hoá nêm, còn thiết diện vào có dạng hình chữ nhật đôi khi được bảo vệ nhờ ở các điểm góc Kênh bên trong của TBV dạng như vậy được thực hiện bằng cách chuyển tiếp dần dần từ mặt cắt cửa vào dạng chữ nhật sang dạng tròn ngay trước cửa vào động cơ Trong những thiết bị vào phẳng điều chỉnh được có thể thực hiện được thay đổi các tham số hình học trong phạm vi lớn Đó là những ưu điểm chính của các loại TBV dạng này

Trong các TBV đối xứng trục để tạo hệ sóng kích xiên người ta sử dụng chóp profin hoá, thiết diện vào của TBV dạng hình tròn còn kênh bên trong có dạng vành khuyên sau đó chuyển tiếp sang dạng tròn

Tuỳ thuộc vào sự phối trí TBV trên máy bay, người ta chia ra loại TBV đặt chính diện và TBV đặt ép sườn

TBV đặt chính diện là loại TBV đặt ở phần mũi của thân hay trong các thuyền động cơ riêng biệt và làm việc trong dòng không nhiễu động (hình 1.6) Với góc tấn nhỏ hay khi thiết bị bay trượt, TBV chính diện thường là các TBV đối xứng trục, chúng đảm bảo việc nén không khí có hiệu quả với mức không đồng đều hay xung trong dòng chảy trước động cơ nhỏ

TBV đặt gần một phần bề mặt nào đó của thiết bị bay người ta gọi là TBV đặt ép sườn Chúng gồm loại TBV đặt bên sườn (hình 1.7), bên thân và dưới cánh (hình 1.8) Thông thường chúng là loại phẳng với bố trí nêm bậc đặt ngang hay đặt đứng

Hình 1.6 Thiết bị vào đối xứng trục

Thông thường bất cứ TBV nào (có hoặc không được điều khiển) được tính cho số M hoàn toàn xác định của dòng chảy vào được ký hiệu là Mp Với TBV chính diện giá trị Mp được chọn bằng giá trị M cực đại của chuyến bay bay gần giá trị đó Với TBV ép sườn giá trị Mp được chọn với sự tính đến việc hãm sơ bộ (hãm đà) dòng chảy khi chảy bao các chi tiết đặt trước thiết bị bay

Sơ đồ TBV nén ngoài phẳng nhiều sóng kích tiêu biểu trên hình 1.9

Tham số hình học chính của TBV là: FTBV - diện tích cửa vào; Fh - diện tích họng; FB - diện tích cửa ra β1, β2, β3,…góc lệch của bề mặt hãm từng bậc ∑

= β

=

β m1 i i

Với các giá trị Mp đã biết và với các góc lệch đã chọn của từng tầng βi, khoảng cách các nếp

hình 1.10a Khi thực hiện điều kiện

Khi chảy vào

phần thu hẹp của kênh

bên trong, dòng vượt

âm tiếp tục bị hãm,

nhưng mức thu hẹp của kênh chảy trong TBV nén ngoài không lớn nhưng không đủ để giảm dòng

Hình 1.9 Sơ đồ TBV phẳng nhiều nếp gẫy

Hình 1.10 Sơ đồ dòng chảy trong TBV nén ngoài

khi M H =M P

a Sơ đồ dòng chảy trên âm trong kênh bên trong

b Sơ đồ với sóng mặt đầu ở cửa vào

c Sơ đồ giả định của dòng chảy sử dụng để tính toán

Cửa hút khí

không ổn định dòng chảy nhỏ hơn nhiều trong vùng họng, điều này đặc biệt thuận lợi khi sử dụng

sơ đồ kiểu này cho TBV ép sườn có kênh của đường tiến khí ngắn Từ đó rút ra nhận xét rằng lực

cản phụ xuất hiện khi ta sử dụng sơ đồ dòng chảy có sóng đầu mặt ở cửa vào thường không lớn,

đồng thời trong phạm vi nó có thể được bù trừ bằng lực hút Để tạo ra lực hút này thường người ta

sử dụng vành hơi bị làm cùn ở mép phía trước

Cả hai sơ đồ dòng chảy xét ở trên đều khá phức tạp trong việc tính toán Sơ đồ dòng chảy đơn

giản thường được dùng trong việc tính toán, tương ứng với sơ đồ trên hình 1.10c

Trong sơ đồ này hệ sóng kích xiên được kết thúc có điều kiện bằng sóng kích thẳng, phân bố

trực tiếp ở mép vành và chúng không lan truyền vào dòng chảy bên trong

Sử dụng sơ đồ tính toán dòng chảy, chúng ta xem xét phương pháp chọn góc từng tầng βi và

tổng βc của bề mặt hãm và góc “gấp” của vành βV,K Chúng ta hãy bắt đầu từ TBV phẳng đơn giản,

có bề mặt hãm dạng nêm 1 tầng có góc βc và TBV này được tính cho số Mp = 2,5 (hình 1.11)

Hệ số bảo toàn áp suất toàn phần trong hệ sóng “xiên + thẳng” được tạo bởi nêm như vậy sẽ

được xác định bằng tích σM = σK σN và nếu Mp không đổi thì nó chỉ phụ thuộc vào βc Khi βc = 0,

sẽ không tồn tại sóng xiên (σK = 1,0) lúc này chỉ có một

sóng kích thẳng được tạo ra, nên σm = σKT

Khi góc βc tăng, cường độ sóng xiên tăng, tổn thất

trong sóng này tăng như vậy σK giảm, như được biểu

diễn bằng đường nét đứt trên hình 1.8 Nhưng khi cường

độ sóng xiên tăng, vận tốc dòng chảy sau sóng này giảm,

có nghĩa là cường độ sóng thẳng kết thúc cũng giảm, tổn

thất trong sóng này cũng giảm và σKT tăng (xem đường

là tối ưu βc, opt, tích số σK.σKT đạt giá trị cực đại, sau đó

bắt đầu giảm do tổn thất tăng quá lớn trong sóng xiên

Tăng tiếp góc nêm đến βc,max dẫn đến sự biến chất hệ sóng kích vào đầu sóng đầu mặt ra, tổn thất

trong đó có thể so với tổn thất trong một sóng thẳng

Như thấy rõ ràng từ hình 1.11, với số Mp = 2.5 tổn thất áp suất toàn phần trong hệ sóng “xiên

+ thẳng” ngay cả khi ở βc, opt là tương đối lớn và σm, max không vượt quá 0,75 Nhưng tổn thất này có

thể giảm được, nếu khi ta dùng hệ có số lượng nhiều sóng xiên hơn

Những nghiên cứu lý thuyết cho thấy, để đạt được σm, max các góc gẫy khúc βi của bề mặt hãm

phải được chọn từ điều kiện cân bằng cường độ của

tất cả các sóng kích xiên (khái niệm cường độ của sóng kích được hiểu là tỷ số giữa vận tốc quy đổi

Hình 1.11 Để giải thích mối quan hệ

sm= f(βc)

và tổng tổn thất trong sóng xiên càng nhỏ (trong giới hạn khi m → ∞ có thể nhận được sự hãm đẳng entropi của dòng vượt âm khi σm = 1,0)

Thứ hai: Khi MH tăng thì βc, opt tăng Có thể giải thích như sau:

Số MH càng lớn, cường độ hãm dòng trong các sóng xiên sẽ càng lớn vậy sẽ giảm được tổn thất trong sóng kết thẳng Tăng cường độ sóng xiên với số lượng cho trước đạt được bằng cách tăng góc βi có nghĩa

là bằng cách tăng góc tổng βc

Thứ ba: Giá trị βc, opt gần với giá trị cực đại βc, max, tại đó ở tầng cuối cùng của nêm sẽ tạo ra sóng đầu mặt đi ra trên hình 1.12a và 1.12b các điểm ứng với giá trị ρc, max được nối bằng đường nét đứt Khi MH < 2,5 giá trị βc, opt thực tế sẽ trùng với giá trị βc, max Vì vậy, để thực hiện dòng chảy với các sóng xiên liên kết cần thiết phải chọn góc βc nhỏ hơn βc, opt một ít

Thứ tư: Với một số M như nhau của dòng không khí chạy tới góc βc, opt của dòng chảy đối xứng trục sẽ lớn hơn trong trường hợp dòng chảy phẳng Điều này có thể giải thích rằng do sự lan truyền dòng chảy hữu hạn, góc nón để tạo sóng kích xiên có cường độ cho trước phải lớn hơn góc nêm

Giá trị gốc tổng βc, opt đảm bảo nhận được σm, max ở số M = 2 ÷ 3 bằng 24 ÷ 380 cho dòng chảy phẳng và 30 ÷ 450 cho dòng chảy đối xứng trục

Trong thực tế βc của TBV nén ngoài người ta chọn nhỏ hơn nhiều so với βc, opt Điều này có nghĩa là để đảm bảo dòng chảy vượt âm vào trong kênh của TBV, cạnh của nó phải đặt dưới một góc “gấp” βV,K, giá trị nhỏ nhất của góc này theo điều kiện không có sự tách rời sóng đầu mặt sẽ càng lớn nếu số M sau sóng xiên cuối cùng càng nhỏ, có nghĩa là góc tổng βc càng lớn Việc tồn tại góc “gấp”dẫn đến việc xuất hiện lực cản sóng của vành XV, để giảm lực cản này cần giảm một cách hợp lý βV,K và như vậy βc

Việc giảm góc βc sẽ thuận lợi cho cấu trúc dòng chảy trên bề mặt hãm Lớp biên tạo nên phía trên bề mặt nêm tầng (chóp), có khuynh hướng tách dưới tác động của gradient áp suất dương, mà gradient này càng lớn nếu βc càng lớn Giảm gradient áp suất khi giảm góc βc cho phép ngừa sự tách dòng lớp biên trên bề mặt hãm và như vậy sẽ làm giảm ảnh hưởng xấu đến trường vận tốc trước cửa vào kênh bên trong

Khi tính đến sự cần thiết giảm lực cản của vành và để ngừa sự tách dòng trên bề mặt hãm giá trị góc βc hợp lý cho TBV nén ngoài ở số M tính toán Mp = 2 ÷ 3nằm trong phạm vi 200 ÷ 300, đồng thời giá trị góc “gấp” βV,K từ 50 ÷ 100

Ta xét các vấn đề có liên quan với việc chọn thiết diện cửa vào FTBV và họng Fh của TBV nén ài

Trong tính toán, người ta thường sử dụng diện tích thiết diện tương đối

BX

r r F

F

F = Chúng ta sẽ thu được công thức để tính thiết diện tương đối của họng khi giả thiết rằng dòng chảy trong phần từ mặt phẳng cửa vào đến họng là đẳng entalpi Với mục đích đó ta thiết lập phương trình lưu lượng cho thiết diện H-H và r-r

( ) * h ( )h

r H H

F và * m

H

* h p

p σ

q

q F

λ σ

λ ϕ

= (1.2) Với họng tối ưu, khi MH = Mp trong công thức (1.2) ta lấy ϕ = 1 và q(λh) = 1, lúc đó

( )

m

H opt

, h

q F

tổn thất áp suất toàn phần gây nên do ảnh hưởng của ma sát trong lớp biên và do sự tồn tại của vùng đứt dòng sẽ dẫn đến việc giảm hệ số σm trung bình đi từ 5 ÷ 10%, có nghĩa là người ta giả thiết

σTBV =(0 , 9 ÷ 0 , 95) σm (1.5)

1.2.1.2 Đặc tính làm việc của động cơ tua bin phản lực

Đặc tính làm việc của TBV luôn ảnh hưởng đến đặc tính làm việc của động cơ

Lực đẩy P và suất tiêu hao nhiên liêu riêng Cr là các thông số cơ bản đặc trưng cho tính hiệu quả của động cơ Đối với mỗi động cơ hàng không thì mức độ hoàn thiện của nó được đánh giá bằng tính hiệu quả và tính kinh tế trong sử dụng thông qua lực đẩy và suất tiêu hao nhiên liệu Trong quá trình làm việc các thông số của quá trình (vòng quay quy chuẩn rô to nqc, tỉ số nén *

k

Π , lưu lượng không khí Gk, nhiệt độ khí cháy trước tua bin *

3

T …), tốc độ và độ cao bay (M, H), áp suất và nhiệt độ không khí môi trường (PH, TH) luôn luôn thay đổi và ảnh hưởng trực tiếp hay gián tiếp đến P và Cr làm cho chúng thay đổi theo Do đó, để có thể khai thác và sử dụng tốt nhất hiệu quả của động cơ tua bin khí hàng không ta phải xét đến sự thay đổi của các tham số đã nêu ở trên

và đưa ra khái niệm “Đặc tính sử dụng của động cơ tua bin khí hàng không”

Đặc tính sử dụng của động cơ tua bin khí hàng không là qui luật thay đổi các tham số làm việc của nó trong các điều kiện sử dụng khác nhau Đặc tính sử dụng của động cơ tua bin khí hàng

Đặc tính tốc độ của động cơ là sự phụ thuộc của lực đẩy P và suất tiêu hao nhiên liệu Cr vào tốc độ bay ở chế độ làm việc cho trước của động cơ và chương trình điều khiển đã chọn khi không thay đổi độ cao bay

Để xác định sự phụ thuộc lực đẩy, suất tiêu hao nhiên liệu vào tốc độ bay cần phải xét quy luật thay đổi của GK, Pr và Q khi thay đổi tốc độ:

Ta có lực đẩy P=Pr.GK (1.6)

và suất tiêu hao nhiên liệu

U CH r r

H.P

Q.3600C

η

=

(1.7)Trong đó:

m 1

g 1 (

+ +

= là lực đẩy riêng;

- Q C ( T T * )

2

* 3

= là nhiệt lượng cấp vào buồng đốt tính cho 1kg không khí;

- Cp là nhiệt dung riêng đẳng áp trung bình của khí cháy trong khoảng nhiệt độ (T*3,T*2 );

- η là hệ số giải phóng nhiệt; CH

- HU là nhiệt trị của nhiên liệu

Trên hình 1.13 thể hiện các đặc tính tốc độ của ĐCTBPL ở các độ cao bay khác nhau, tương ứng với chế độ làm việc lớn nhất và chương trình điều khiển n=const, *

3

T =const Khi nghiên cứu tính chất chung của các đặc tính ở ĐCTBPLvà ĐCTBPLTL một trục, ta giả thiết rằng chúng có máy nén điều chỉnh được bằng cách xoay các thiết bị chỉnh dòng thuộc nhóm các tầng đầu tiên và cuối cùng

Ở tất cả các độ cao bay khi MH tăng lên, lực đẩy của ĐCTBPL lúc đầu giảm xuống và đạt giá trị nhỏ nhất tại một giá trị MH Sau đó lực đẩy bắt đầu tăng lên, đạt giá trị lớn nhất ở các tốc độ bay vượt âm và giảm nhanh tới giá trị bằng không ở vùng số MH lớn Suất tiêu hao nhiên liệu Cr ở mỗi

độ cao bay tăng lên liên tục khi số MH tăng và tiến tới giá trị vô cùng lớn khi lực đẩy bằng không Quy luật thay đổi P và Cr theo MH được giải thích qua sự thay đổi của Pr và GK

Khi tốc độ bay tăng lên, mức nén động áp của dòng khí trong thiết bị vào tăng lên liên tục: (1.8)

và nhiệt độ dòng khí trên cửa vào máy nén cũng tăng lên tương ứng do đốt nóng khí động:

TBV H

tương ứng với điều kiện Pr=0 nhiệt lượng Q rất bé, chỉ đủ để tiêu hao cho tổn thất trong động cơ Giá trị MH mà tại đó Pr=0, P=0 càng lớn khi nhiệt độ *

3

T càng lớn

Ở những độ cao dưới 11km, khi tăng độ cao trong điều kiện T* = const

3 , mức nung nóng trong động cơ T /* T H

3

=

∆ sẽ tăng lên, Pr=0 sẽ đạt được tương ứng tại MH lớn hơn Do đó khi tăng độ cao

H, số MH tương ứng với P=0 tăng lên Số MH tương ứng với giá trị lớn nhất của lực đẩy cũng tăng lên khi tăng độ cao H từ 0 tới 11km, trong khi đó ảnh hưởng không nhiều tới mức tăng của GK theo

Q C

3600η

=

(1.10)Trong đó các đại lượng Q và Pr giảm xuống với mức độ khác nhau khi MH tăng Do mức giảm của Pr lớn hơn (hình 1.13) nên Cr tăng liên tục Khi Pr=0, đại lượng Q≠0 vì thế Cr=

Lưu lượng nhiên liệu tiêu hao trong một giờ bay GNL,h cũng tăng lên khi MH tăng vì lúc này GKtăng lên và để đốt nóng toàn bộ lượng không khí tới nhiệt độ *

3

T yêu cầu cần phải tăng lưu lượng

nhiên liệu Tuy nhiên từ biểu thức:

U CH

K NL

H

QG G

3600η

=

(1.11)cho thấy, khi MH tăng, GNL.h tăng chậm hơn so với GK, vì trong trường hợp này đại lượng Q giảm xuống Như vậy ở ĐCTBPL khi MH tăng trong điều kiện T* =const

3 thì hệ số khí dư trong buồng đốt cũng tăng lên

Cr tăng lên khi MH tăng không có nghĩa là tính kinh tế của ĐCTBPL kém đi vì nó được đặc trưng bởi giá trị hiệu suất toàn phần của động cơ Các giá trị ηTP,ηbt,ηđ theo MH được thể hiện trên hình 1.14 Giá trị ηTP tăng lên và đạt lớn nhất ở những số MH rất lớn Khi MH tăng, hiệu suất đẩy

đ

η tăng do tốc độ C5 tăng chậm hơn so với tốc độ V và hiệu suất bên trong ηbt tăng lên do πΣ tăng, làm cho quá trình sử dụng nhiệt tốt hơn Nhưng khi nhiệt lượng Q đạt giá trị rất nhỏ, các tổn thất thủy lực tương đối trong động cơ tăng lên đột ngột làm giảm công chu trình LCT Điều kiện P=0 đạt được khi Li=∑L r và do đó LCT=0, lúc này ηđ =1vì C5=V còn ηbt= LCT/Q=0 và ηTP=0

1,0

∞

Crtl kg/N.h

1400 1600 1800

T * Tl= 2000K

1400 1600 1800

thế ở vùng các số MH lớn, ĐCTBPLTL có thể bảo đảm lực đẩy cao hơn so với ĐCTBPL

+ Suất tiêu hao nhiên liệu của ĐCTBPLTL tăng lên cùng với mức tăng *

TL

T , nhưng qui luật

thay đổi Cr,TL theo MH chậm hơn do quá trình biến đổi nhiệt khi tăng MH ở ĐCTBPLTL tốt hơn so với ở ĐCTBPL

Như vậy để đạt được tầm bay và thời gian bay lớn nhất cần tiến hành bay ở các độ cao lớn, tuy nhiên tăng độ cao bay làm tính cơ động của máy bay kém đi do lực đẩy giảm

Đặc tính độ cao là sự phụ thuộc của lực đẩy và suất tiêu hao nhiên liệu vào độ cao bay khi

MH=const, chương trình điều khiển động cơ đã chọn và ở chế độ làm việc cho trước của nó

Các đặc tính độ cao của ĐCTBPL ở chế độ lớn nhất với chương trình điều khiển n=const;

T*

trong động cơ

H T

T* 3

=

∆ Tăng đồng thời các giá trị ∆ và π∑ sẽ làm tăng Pr trong vùng độ cao từ 0 đến

11km Khi H>11km T* =const

3 vì thế ∆ và π∑ không thay đổi và do đó Pr=const

Khi tăng độ cao, lưu lượng không khí giảm xuống rất nhanh Trong điều kiện T* =const

3 lưu lượng không khí thay đổi tỉ lệ với *

π = const và GK bắt đầu giảm xuống nhanh hơn, tỷ lệ với ρH Kết quả là ở H dưới 11km

do Pr tăng lên và GK giảm chậm hơn nên lực đẩy của ĐCTBPL cũng giảm xuống chậm hơn so với

Quy luật Pr=const và Cr=const chỉ đúng trong điều kiện hiệu suất các phần tử động cơ và ηCH

không thay đổi Ở các độ cao rất lớn khi số MH nhỏ, do áp suất trong toàn bộ luồng chảy của động

cơ giảm xuống theo độ cao nên số Re trong đó giảm xuống rất nhanh, đặc biệt ở các động cơ có kích thước bé Khi Re<Re,th sẽ làm tăng ma sát do tính dính của dòng khí do đó tăng tổn thất trong tất cả các phần tử của động cơ Giảm *

Do ηCH và Pr giảm xuống nên Cr tăng lên

Trong khai thác kỹ thuật hàng không, điều quan trọng nhất là tính hiệu quả và an toàn do đó nghiên cứu đặc tính tốc độ - độ cao giữ vai trò quan trọng trong khai thác bởi lẽ đặc tính tốc độ - độ cao nói lên một cách đầy đủ nhất tính năng của động cơ Việc tính toán đặc tính tốc độ - độ cao là bước quan trọng để tiến hành tính toán sự làm việc đồng bộ giữa TBV và động cơ

1.2.2 Đặc tính bay của máy bay trong giai đoạn cất hạ cánh

Trong các chế độ bay, giai đoạn cất - hạ cánh là một trong những đặc tính rất quan trọng của động cơ và máy bay Từ góc độ kỹ thuật lái và an toàn bay, đây là quá trình phức tạp đòi hỏi người lái phải có kỹ năng, kỹ thuật lái tốt Đây cũng chính là giai đoạn có nhiều yếu tố có thể dẫn đến uy hiếp an toàn bay nhất

Giai đoạn cất hạ cánh được thực hiện trong các hình bay cất hạ cánh

1.2.3.2 Phương pháp xây dựng đặc tính sử dụng của ĐCTBPL bằng tính toán

Xây dựng các đặc tính bằng phương pháp tính toán tốn ít công sức và phương tiện hơn Ngoài

ra, có thể xây dựng được các đặc tính của các động cơ mới được thiết kế Các phương pháp tính toán hiện đại được xây dựng trên cơ sở đặc tính của tất cả các phần tử Phương pháp này được tiến hành theo các bước sau:

Bước 1 Xây dựng các đường làm việc trên đặc tính của máy nén và tua bin (hoặc các rô to của chúng) khi biết chương trình điều khiển Từ đó xác định quy luật thay đổi các thông số chính của động cơ theo nqc:

)n(f

)n(f

)n(f

)n(f

qc 2 4

* KCA

qc 1 3

* KTA

qc 2 2

* KCA

qc 1 1

* KTA

=η

=η

=π

=π

… Bước 2 Ở mỗi chế độ bay cho trước (MH và H) theo T*H và chương trình điều khiển n xác định giá trị nqc (hoặc nqc) Dựa vào quy luật thay đổi các thông số chính của động cơ theo nqc xác định các giá trị *

K

π , q ( λ1), *

K

η , * T

π , *

1

*

3 T

T … tương ứng với các điểm làm việc phối hợp của máy nén

và tua bin trong các điều kiện bay cho trước

Bước 3 Giá trị σTBV xác định từ đặc tính của thiết bị vào phụ thuộc vào MH và q ( λ1)

Bước 4 Xác định các thông số của dòng khí tại tất cả các thiết diện đặc trưng của động cơ theo các đại lượng đã tìm được, từ đó tính toán lực đẩy P và suất tiêu hao nhiên liệu riêng Cr Khi tính toán các đặc tính hiệu dụng của động cơ cần phải tính đến các lực cản ngoài của thiết bị động lực cụ thể

1.3 Xây dựng nhiệm vụ nghiên cứu

1.3.1 Vai trò của ĐTK trong bảo đảm an toàn bay

Thiết bị vào (TBV) và đường tiến khí (ĐTK) là một thành phần không thể tách rời của thiết

bị động lực của ĐCPLKK nhằm đưa không khí vào động cơ và dùng nó làm chất công tác, nó đảm bảo cho động cơ hoạt động ở các chế độ bay khác nhau, để bảo đảm an toàn cho ĐTK, an toàn cho động cơ và an toàn bay Trên cửa vào các ĐTK của một số loại máy bay siêu âm được lắp lưới bảo

vệ ĐTK, động cơ

n(

0 , KTA qc 1 1

* 0 , KTA

* KTA

) ,

n (

0 , KCA qc 2 2

* 0 , KCA

* KCA

) ,

n (

0 , KTA qc 1 3

* 0 , KTA

* KTA

) ,

n (

0 , KCA qc 2 4

* 0 , KCA

* KCA

n ( f ) ( q

) ( q ) (

0 , KTA qc 1 5 0 1

Từ đó ta tìm được:

*

*

*

Chương 2 Nghiên cứu bảo đảm làm việc ổn định động cơ

(cho một loại động cơ và ĐTK tương ứng trên MBPLSA sử dụng ở Việt Nam)

2.1 Đặc điểm kết cấu và làm việc động cơ tua bin phản lực 2 luồng АЛ-31Ф trên máy bay СУ-30 2.1.1 Giới thiệu chung về động cơ

АЛ-31Ф là loại động cơ tua bin phản lực 2 luồng có trộn dòng Động cơ АЛ-31Ф có các thành phần chính sau (sơ đồ động học động cơ như hình 2.1):

+ Các hệ thống: dầu nhờn, dầu đốt, hệ thống chống đóng băng và hệ thống mở máy

Hộp phụ tùng máy bay ВКА được lắp trên máy bay và được nối với hộp phụ tùng động cơ КДА qua trục đàn hồi Trên ВКА có bố trí một số khối máy của máy bay và động cơ khởi động ГТДЭ-117-1 ВКА dùng để truyền chuyển động quay:

+ Từ КДА đến các khối máy của máy bay khi động cơ làm việc

+ Từ động cơ khởi động ГТДЭ-117-1 đến rôto cao áp РВД và các khối máy của máy bay khi khởi động động cơ ở mặt đất

Trên mỗi máy bay СУ-30 có lắp 2 động cơ АЛ-31Ф Mỗi động cơ được cố định trên máy bay bằng 3 điểm:

+ Hai điểm chính nằm trên ống chuyển tiếp, nối giữa máy nén thấp áp КНД và máy nén cao áp КВД, lắp trên khoang 38 của máy bay

+ Một điểm bổ trợ phía sau, lắp giữa khoang 45 và 45a của máy bay

Trục dọc của động cơ được lắp song song với trục đối xứng của máy bay Phần đầu của động

cơ được lắp chúc 30, phần miệng phun lắp chúc 50 so với

phương ngang

Một số tính năng cơ bản của động cơ:

+ Lực đẩy khi tăng lực toàn phần (chế độ Б): 12500-2% (daN)

+ Lực đẩy khi động cơ ở МАКС (chế độ Б): 7670±2% (daN)

Nguyên lý hoạt động của động cơ:

+ Dòng khí từ đường dẫn khí của máy bay đi vào máy nén thấp áp КНД Ở phần chuyển tiếp (sau máy nén thấp áp КНД) dòng khí được phân làm 2 luồng: luồng ngoài và luồng trong

+ Khí ở luồng trong qua máy nén cao áp КВД đi vào buồng đốt chính ОКС Ở đây khí được trộn lẫn với dầu đốt của hệ thống nhiên liệu động cơ, phun qua 28 vòi phun Hỗn hợp dầu-khí được bắt cháy nhờ 2 thiết bị mồi lửa, (bên trong có nến đánh lửa СП-51П) Hỗn hợp khí cháy có nhiệt độ cao đi vào tua bin cao áp ТВД và thấp áp ТНД, làm quay các rôto cao áp РВД và thấp áp РНД của động cơ

+ Dòng khí ở luồng ngoài chảy qua các môđun của bộ tản nhiệt khí ВВТ, làm lạnh lượng khí

đi qua trong lòng các môđun của tản nhiệt Khi đã giảm nhiệt độ, lượng khí đó sẽ đi làm mát các thành phần của tua bin

+ Hai luồng khí sẽ được trộn chung với nhau ở bộ trộn sau tua bin thấp áp ТНД Ở các chế độ tăng lực, nhiên liệu được phun vào buồng đốt tăng lực ФК Nhiên liệu và dòng khí sau bộ trộn được bắt cháy tiếp, làm năng lượng của dòng khí cháy tăng lên Dòng khí có nhiệt năng lớn giãn nở qua miệng phun để tăng tốc độ dòng khí, kết quả là lực đẩy động cơ được tăng lên

HÌNH 2.1 SƠ ĐỒ ĐỘNG HỌC ĐỘNG CƠ AL31F

Hình 2.2 Cửa hút khí đường tiến khí Đường tiến khí có tiết diện hình chữ nhật, hơi lượn tròn ở phần dưới có nêm ngang điều chỉnh tiết diện đường tiến khí và nêm xả lớp khí biên, ở khu vực khung ngang số 31 tiết diện của đường tiến khí chuyển từ hình chữ nhật sang hình tròn

Để đảm bảo sự làm việc ổn định của động cơ ở mọi chế độ, diện tích cửa vào đường tiến khí được điều chỉnh bằng việc chuyển dịch các tấm panen

Để bảo vệ động cơ không bị vật ngoại lai lọt vào khi làm việc ở mặt đất bên trong đường tiến khí có lắp các tấm lưới bảo vệ

Trên máy bay sử dụng các cửa hút khí được điều chỉnh bằng các tấm panen kiểu nén ngoài Bề mặt hãm của từng cửa hút khí được làm ở dạng nêm ba tầng

Tầng đầu nghiêng một góc 60 so với mặt phẳng cánh máy bay trước cửa hút khí (hay nghiêng

5042’ so với mặt phẳng ngang của thân)

Tầng thứ hai và tầng thứ 3 liên hệ cứng với nhau và tạo thành tấm panen chuyển động phía trước, quay xung quanh đỉnh của tầng thứ hai Góc giữa tầng thứ hai và tầng thứ ba bằng 70 Góc giữa tầng thứ nhất và tầng thứ hai thay đổi từ -50 đến 140

Giữa các tấm panen điều chỉnh phía trước và phía sau có khe hở để xả lớp khí biên trước

« họng » cửa hút khí Diện tích khe hở thay đổi từ ~1% diện tích cửa vào (F0=0,688 m2) – khi thu hoàn toàn các tấm panen, đến ~5% - khi thả chúng đến vị trí tính toán (δΣ=230)

Xả lớp khí biên từ bề mặt hãm còn được thực hiện qua các lỗ khoan và các khe biên ở cuối tầng thứ ba của nêm Tổng diện tích xả ~9%F0 Khí được xả ra ngoài qua các cửa chớp ở các mặ bên hông cửa hút khí với diện tích ~16%F0, và qua các lỗ ở vách ngăn phía trên của đường tiến khí với diện tích ~2,2F0

Để điều chỉnh cửa hút khí cần đồng thời thay đổi diện tích « họng » và góc tổng của nêm hãm

Trên phần trước của panel có lắp giá để khoa lưới ở vị trí thả Vị trí của giá so với mỏ khóa được điều chỉnh nhờ các đệm Khóa được cố định bằng hai bu long trên thanh xà làm từ hợp kim nhôm

Ở vị trí thả lưới nằm trên hai mấu điều chỉnh, chúng được lắp trong phần dưới của khung ngang số 12k

Trục của panel được nối bằng bu long với các giá – tay lắc được làm từ hợp kim thép có độ bền cao

Các giá – tay lắc liên kết với các xi lanh thủy lực dẫn động qua giảm lắc, giảm lắc cho phép đưa panel từ vị trí nâng lên về vị trí thả và ngược lại không cần bật áp suất thủy lực, là điều cần thiết để tiến hành kiểm soát cửa hút khí sau panel bảo vệ và tầng đầu máy nén Muốn hạ lưới cần phải đè lên mép trước của nó một lực gần 12 KG Khi bỏ lực tác động lên lưới lò xo của giảm lắc sẽ trả lưới về vị trí ban đầu

Các mang hút khí được bố trí trên bề mặt dưới cửa hút khí phía dưới thiết bị bảo vệ Trê mỗi cửa hút khí có 12 mang hút khí làm bằng hợp kim nhôm Lực để đóng các mang hút khí không quá 0,2 KG

2.1.3 Đặc tính tốc độ-độ cao động cơ tua bin phản lực 2 luồng АЛ-31Ф lắp trên máy bay СУ-30 2.1.3.1 Các số liệu cho trước

Tính toán đặc tính tốc độ - độ cao với điều kiện khí quyển chuẩn và không khí khô

Theo thuyết minh kỹ thuật động cơ АЛ-31Ф khi động cơ làm việc trên giàn thử, trong điều kiện khí quyển tiêu chuẩn có các thông số sau:

- Lưu lượng không khí qua máy nén khí: G0= 112 (kg/s)

- Nhiệt độ khí cháy trước tua bin: T * 1650 K

TA MNCA CA TA GKI

H 1 X x 2 3 Y 4 I II hh TL th 5

Hình 2.3 Sơ đồ tính toán động cơ

H-H : Thiết diện phía trước động cơ (môi trường xung quanh)

1-1 : Thiết diện trước máy nén thấp áp

2-2 : Thiết diện trước buồng đốt chính (thiết diện sau máy nén cao áp)

3-3 : Thiết diện trước tuabin

4-4 : Thiết diện sau tuabin

5-5 : Thiết diện sau miệng phun

I-I : Thiết diện kênh thoát luồng I

II-II : Thiết diện kênh thoát luồng II

hh-hh : Thiết diện buồng trộn giữa hai luồng khí sau tuabin

TL-TL : Thiết diện sau buồng đốt tăng lực

X-X : Thiết diện sau máy nén thấp áp

x-x : Thiết diện trước máy nén cao áp

Y-Y : Thiết diện trước tuabin thấp áp

2.1.3.4 Nội dung tính toán

Cho trước một vài chế độ mà ở đó động cơ sẽ làm việc, cụ thể:

H=0 km và M=[0; 0,5; 1; 1,5; 2]

H=6 km và M=[0; 0,5; 1; 1,5; 2]

H=11 km và M=[0; 0,5; 1; 1,5; 2]

H=18 km và M=[0; 0,5; 1; 1,5; 2]

Tính toán với mỗi chế độ bay cho trước, tương ứng với mỗi tốc độ - độ cao bay cho trước:

- Từ bảng hàm khí động ta tra được PH, TH ở các độ cao bay khác nhau

- Xác định được M )

2

1 k 1 ( T T

H

* H

* 1

− +

* 1

* 0 , 1

* 0 , 3 2

1

* KCA

* KTA

*

T

T )

( q

π π

* 0 , 1

* 0 , 1 0

,

T

P 0404 , 0

* 1

KK q ( ) F

T

P 0404 , 0

G = λ (2.11)

ta được : (2.12)

Thứ tự và kết quả tính toán được trình bầy theo bảng Căn cứ vào kết quả tính toán ta dựng được đồ thị biểu diễn sự phụ thuộc của lực đẩy P và suất tiêu hao nhiên liệu Cr vào số MH ở các độ cao H cho trước

Lưu đồ thuật toán xây dựng đặc tính tốc độ-độ cao trong điều kiện khí quyển chuẩn, không khí khô được thể hiện trên hình 2.4

HÌNH 2.4 LƯU ĐỒ THUẬT TOÁN

* 0 , 1 0 , 1

* 1

* 1 1 0 , KK KK

T / P

T / P ) ( q G

TH 288 288 288 288 288 K

) M 2

1 k 1

=

λ

k 1

k 2

2

1 k

KTA

TTA 1 g

) 1 m (

, ,

,

TCA

TCA

R 1 K

*

3

TCA TCA T

* TCA

* 3

TCA

*

TCA

, ,

) T

T 1

,

TTA

TTA

R 1

*

Y

TTA TTA T

* TTA

* Y

TTA

*

TTA

, ,

) T

T 1

T

T

* X

k

1 k

MF

MF ( )

e

− π

KTA

η (Tra đồ thị 1.17) 0.9547 0.9703 1.0146 1.0773 1.0406

* KTA

)

(

q λ = f(n1 1qc ) 1.0151 1.0099 0.9854 0.9090 0.7626

* 0 , 1 0 , 1

* 1

* 1 1 0

KK

T / P

T / P ) (

q

G

G = λ 48.443 59.295 95.931 187.677 371.952 kg/s

* 0 , 0 ,

*

* 1

0

,

/

/ ) (

X X

X X KI

KI

T P

T P q

* 0 , 1

* 0 , 3 2

* 3 4

3

p

+ +

+

=

− 1.300 1.3112 1.3405 1.3676 1.3481 (x10

3 ) J/(kgK)

lm

* 2