автореферат диссертации по авиационной и ракетно-космической технике, 05.07.05, диссертация на тему:Метод и средства газодинамического проектирования и доводки выходных устройств центростремительных микротурбинных приводов

На правах рукописи

005009637

ШАБЛИЙ Леонид Сергеевич

и--;

'О Л

С

// чо

МЕТОД И СРЕДСТВА ГАЗОДИНАМИЧЕСКОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ И ДОВОДКИ ВЫХОДНЫХ УСТРОЙСТВ ЦЕНТРОСТРЕМИТЕЛЬНЫХ МИКРОТУРБИННЫХ ПРИВОДОВ

Специальность 05.07.05 - Тепловые, электроракетные двигатели и энергоустановки летательных аппаратов

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание учёной степени кандидата технических наук

2 6 ЯНВ 2012

Самара - 2012

005009637

Работа выполнена в федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королёва (национальный исследовательский университет)» (СГАУ).

Научный руководитель:

доктор технических наук, профессор Матвеев Валерий Николаевич.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Данильченко Валерий Павлович;

кандидат технических наук, доцент Ремизов Александр Евгеньевич.

Ведущее предприятие: Федеральное государственное унитарное

предприятие Государственный научно-производственный ракетно-космический центр «ЦСКБ-Прогресс» (г. Самара).

Защита состоится 17 февраля 2012 г. в 14-00 на заседании диссертационного совета Д.212.215.02 при федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королёва (национальный исследовательский университет)» по адресу 443086, г. Самара, Московское шоссе, 34.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке СГАУ.

Автореферат разослан 16 января 2012 г.

Учёный секретарь 1 !

диссертационного совета [

д.т.н., доцент 1 \ _А.Н. Головин.

¡4,

Общая характеристика работы

Современный этап развития авиационно-космической техники характеризуется постоянным увеличением интенсивности полётов. При этом в условиях растущей стоимости невозобновляемых энергоносителей требование высокой энергетической эффективности становится обязательным не только для основной силовой установки летательного аппарата, но и для всех его систем.

В авиационной и космической технике в качестве вспомогательных и энергетических установок широко применяются маломощные (NTn = 0,01...10 кВт) турбопри-воды в качестве двигателей электрогенераторов, гироскопов, турбонасосных агрегатов, коммутирующих устройств. В силу малых размеров такие двигатели называются малоразмерными турбоприводами или микротурбинными приводами (МТП). Турбо-привод представляет собой совокупность собственно турбины, а также входного и выходного устройств. В ряде конструкций при высоких степенях понижения давления тгтп=1,5...20 и относительно малых расходах рабочего тела GB=0,5...100 г/с используются центростремительные МТП (ЦСМТП)

Мощностной КПД МТП на оптимальном режиме достигает только 0,65...0,72, а при малых значениях параметра нагруженности YTn (при пониженных частотах вращения) снижается до 0,15...0,25. Это связано с относительно большими профильными, концевыми потерями и потерями с выходной скоростью. Причём потери с выходной скоростью являются наибольшими по отношению к другим видам потерь. Кроме того, на неоптимальных режимах при пониженных значениях параметра нагруженности на выходе из РК возникает интенсивная закрутка потока, которая приводит к повышению противодавления за турбиной. При этом степень понижения давления турбины становится меньше степени понижения давления турбопривода (лт<лтп), что вызывает уменьшение его КПД.

Актуальность работы обусловлена необходимостью повышения энергетической эффективности МТП во всем диапазоне их эксплуатационных режимов работы.

Целью работы является повышение энергетической эффективности ЦСМТП при пониженных значениях параметра нагруженности YTn = 0...0,25 за счёт газодинамического усовершенствования проточной части их выходных устройств.

Объектом исследования являются затурбинный вихрь в выходном устройстве и протекание характеристик центростремительного малоразмерного турбопривода.

Предметом исследования является выходное устройство центростремительного малоразмерного турбопривода.

В соответствии с поставленной целью были определены следующие задачи исследования.

1. Разработка автоматизированного стенда, методик проведения эксперимента и обработки результатов испытаний ЦСМТП.

2. Экспериментальное определение характеристик ЦСМТП с типовыми ВУ.

3. Создание численной параметрической модели рабочего процесса ЦСМТП.

4. Проведение расчётных исследований по определению рациональных формы и геометрических параметров ВУ ЦСМТП.

5. Разработка метода проектирования и расчётной доводки ВУ в составе ЦСМТП.

Методы исследования. Для решения поставленных задач были использованы расчётные и экспериментальные методы. В качестве расчётных - использовались методы расчёта и проектирования турбомашин и метод вычислительной газовой динамики, реализованный в программных комплексах FlowVision, Ansys Fluent и CFX.

Научной новизной являются следующие результаты диссертационной работы.

1. Методика создания численных моделей потока ЦСМТП, отличающаяся модульной параметрической схемой формирования моделей и учётом трёхмерной структуры потока в проточной части центростремительных микротурбин и ВУ.

2. Впервые разработанная методика расчётного определения характеристик ЦСМТП на базе численных трёхмерных моделей потока в его проточной части.

3. Метод обработки результатов экспериментальных исследований ЦСМТП, отличающийся методикой автоматизированного расчёта погрешностей параметров и построением регрессионных моделей характеристик с их оценкой на адекватность и статистическую значимость.

4. Метод проектирования и расчётной доводки ВУ в составе ЦСМТП, отличающийся рекомендациями по выбору рациональных формы и геометрических параметров ВУ.

Достоверность полученных результатов обеспечивается корректностью применяемых физических моделей течения газа и используемых допущений при составлении расчётных моделей потока, а также совпадением результатов расчётных исследований с экспериментальными данными.

Практическая ценность. Разработанная методика создания моделей потока в ЦСМТП позволяет получать расчётным путём данные о рабочем процессе, которые отличаются от опытных данных в основном на величину, не превышающую погрешность эксперимента. Использование этой методики позволяет проводить расчётные исследования, направленные на повышение энергетической эффективности ЦСМТП, выбирать на этапе проектирования тип и форму ВУ, обеспечивающие наибольшую эффективность турбоприводов. В целом полученные результаты направлены на повышение экономичности существующих ЦСМТП за счёт газодинамического усовершенствования проточной части ВУ, а также на создание научно-методического задела для проектирования ЦСМТП. Разработанные методики формирования моделей потока турбомашин и расчётного определения их характеристик были использованы при выполнении хоздоговорных работ с ОАО «Кузнецов» и ОАО «Пензадизельмаш».

Апробация результатов осуществлялась на следующих конференциях: всероссийских молодёжных научных конференциях с международным участием «IX Королёвские чтения», «X Королёвские чтения» (г. Самара, 2007 г., 2009 г.); всероссийской молодёжной научной конференции «Мавлютовские чтения» (г. Уфа, 2007 г.); международной молодежной конференции «XXXIV Гагаринские чтения» (г. Москва,

2008 г.); всероссийской научно-технической конференции «Новые материалы и технологии - НМТ-2008» (г. Москва, 2008 г.); XII международной научной конференции «Решетневские чтения» (г. Красноярск, 2008 г.); международной научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития двигателестроения» (г. Самара,

2009 г., 2011 г.); VIII всероссийском молодежном Самарском конкурсе-конференции научных работ по оптике и лазерной физике (г. Самара, 2010 г.).

Публикации. Материалы диссертации опубликованы в двадцати печатных работах, в том числе шести статьях в научных журналах из перечня ВАК [1-6].

Реализация. Результаты диссертационной работы и программное обеспечение, созданное автором, внедрены в практику проведения проектных работ Научно-образовательного центра газодинамических исследований и учебный процесс СГАУ.

Структура и объём диссертации. Диссертационная работа состоит из введения, шести разделов, заключения, списка литературы из 71 наименования и трёх приложений. Общий объём диссертации составляет 162 страницы, 68 рисунков и 24 таблицы.

Содержание работы

Во введении описан объект исследования, обоснована актуальность выбранной темы, сформулирована цель и аргументирована научная новизна исследований, показана практическая значимость полученных результатов, представлены выносимые на защиту научные положения и сведения об апробации работы и публикациях.

В первом разделе проведен анализ научно-технической литературы (работы Емина О.Н., Наталевича A.C., Тихонова Н.Т. и др.), посвященной особенностям рабочего процесса, которые обуславливают повышенный уровень потерь в МТП. На основе анализа многочисленных исследований, посвященных оптимизации параметров CA и PK МТП (работы Быкова H.H., Крылова Б.А., Мусаткина Н.Ф., Тихонова Н.Т., Матвеева В.Н., Пфайфле Э.Э., Радько В.М. и др.), был сделан вывод о малой перспективности дальнейших исследований по снижению потерь в лопаточных венцах.

Вместе с тем, анализ публикаций по использованию специальных ВУ в агрегатных турбинах (работа Емина О.Н., Быкова H.H.) показал, что последние позволяют повысить их КПД и расширить рабочий диапазон. Опыт использования специальных ВУ с ЦСМТП не был однозначным: известная попытка увеличения КПД за счёт установки в ВУ лопаточного венца (работа Наталевича A.C.) положительного эффекта не дала, а применение конического диффузора (работа Тихонова А.Н.) дало увеличение КПД на 3...5% при степени диффузорности 1,2 на режиме тгТп=б. Вместе с тем, авторами исследований МТП со специальными ВУ отмечается их незавершенность. В этой связи исследования в области газодинамического усовершенствования проточной части ВУ представляются весьма перспективными.

Так как возможности экспериментального исследования структуры потока в ВУ ЦСМТП сильно ограничены вследствие их малых размеров, то в качестве основного метода исследования был выбран метод вычислительной газовой динамики (CFD), реализованный в программных комплексах на основе решения системы уравнений Навье-Стокса методом контрольных объёмов. На основе проведенного аналитического обзора технической литературы по данной тематике (работы Патанкара C.B., Casey M.V. (перевод Хитрых Д.С.), Снегирёва А.Ю. и др.) из всего многообразия различных CFD-пакетов были выбраны программные комплексы, наиболее подходящие для проведения данной работы: FlowVision, Ansys Fluent и CFX. Вместе с тем, всеми исследователями отмечается необходимость верификации CFD-моделей на основе экспериментальных данных. Кроме того, следует отметить отсутствие в публикациях информации о моделях потока в ЦСМТП вообще и в ВУ в частности.

Анализ публикаций по экспериментальному оборудованию для испытаний МТП показал, что, несмотря на существование нескольких типов стендов, обладающих определенными особенностями, нет сведений об автоматизации экспериментальных исследований.

Во втором разделе описано создание автоматизированного стенда для проведения исследований МТП. На основании проведенного анализа известных конструкций стендов в качестве базового для осуществления автоматизации экспериментов был выбран магнитно-воздушный стенд. Он позволяет проводить испытания ЦСМТП при изменении избыточного давления на входе в CA от 0,2 до 4 атм. Область рабочих режимов этого стенда приведена на рисунке 1, а. На базе схемы измерений стенда (рисунок 1, б) и методики определения параметров МТП был разработан алгоритм подготовки и проведения экспериментальных исследований в автоматизированном режиме (рисунок 2). Он выгодно отличается от ранее существующих возможностью автоматического управления стендом и автоматической обработкой результатов изме-

рений. Для осуществления работы по данному алгоритму стенд был снабжен системой автоматизации на базе персонального компьютера и включающей датчики, исполнительные устройства, систему коммутации и программное обеспечение ЬаЬУ1е\¥ (рисунок 1, в).

Экспериментальное определение характеристик турбины

Зайрыть |

Выполнение лгйоратарной рявагы | Контроль за работой студентов |

Избыточное давление на ¡»коде Сила, прикладываемая

втуобин* Р'л«*кПл для торможения, р. н

Частота вращения турбины, п. > 1000 об/мин

Расход кацуа <3«, кг/с 0,06-

С*ы)

0,144=66

Управление сеидом

СТОП

Температура воздуха,:

Атмосферное

даыение, кПв , ЮО

град, с

Установка и?быточного давления на входе > турбину, кПа

в)

Рисунок 1 - Область рабочих режимов (а), схема измерений (б) и экран дисплея экспериментальной установки (в) стенда для исследования ЦСМТП: 1 - индикатор избыточного давления на входе в турбину р*0 Юб; 2 - индикатор силы торможения Р; 3 - индикатор частоты вращения вала МТП п; 4 - индикатор массового расхода воздуха Ов; 5 - поле задания атмосферного давления рн; 6 - поле задания температуры 1*0; 7 - таблица результатов эксперимента, 8 - ползунок регулировки частоты вращения вала МТП;

9 - ползунок избыточного давления на входе в турбину р*0изб

Автоматическая обработка экспериментальных данных заключается в расчёте по результатам измерений интегральных параметров (мощности Мтп, крутящего момента МКР, КПД т|тп и др.), оценке их погрешностей, формировании регрессионных моделей мощностных, моментных, расходных и КПД-характеристик исследуемого МТП, их визуализации, проверки на адекватность и статистическую значимость.

г

I

В процессе доводки стенда удалось добиться того, чтобы в большей части исследованного диапазона режимных параметров предельные относительные погрешности крутящего момента МКр и мощностного КПД г)тп не превышали соответственно 0,8% и 2,4% (отн.).

Также во втором разделе описано исследование возможности применения стереолитографических РК (рисунок 3) для проведения экспериментальных исследований. В ходе исследований было установлено, что стереолитографиче-ские РК могут успешно применяться при проведении испытаний исследуемого ЦСМТП с ограничением его частоты вращения до уровня, при котором эквивалентные напряжения в РК не превышают 40 МПа.

В третьем разделе описаны экспериментальные исследования ЦСМТП с цилиндрическим безлопаточным выходным устройством (рисунок 4) на описанном во втором разделе стенде при Лтп=2...5и Утп=0...0,3.

В результате экспериментальных исследований были определены значения крутящего момента МКр, мощности Ытп и мощностного КПД г|тгь на основании которых были построены регрессионные модели соответствующих характеристик ЦСМТП (рисунок 5, а, б, в). Изменение противодавления р2=р2/рн в исследованном диапазоне режимных параметров было описано квадратичной зависимостью (рисунок 5, г).

В ходе оценки полученных регрессионных моделей была установлена их адекватность экспериментальным данным и статистическая значимость. Предельные относительные погрешности определения приведенного момента и приведенной мощности составили не более 1,8% при ято=2 и 0,6% при Ята=5; по КПД - 3,6% при тгтп=2 и 2,1% при лтп=5; по р2 - не более 5,6% во всём диапазоне измерений.

Полученные экспериментальные данные в дальнейшем были использованы для верификации виртуальной модели потока в ЦСМТП, описанной в четвертом разделе.

Рисунок 2 - Алгоритм подготовки и проведения экспериментальных исследований в автоматизированном режиме

Четвертый раздел посвящен созданию виртуальной CFD-модели рабочего процесса ЦСМТП. Поскольку CFD-исследование является ресурсоемкой задачей, первоначально была создана модель ВУ отдельно от ЦСМТП в Ansys FLUENT. Однако рассчитать данную модель во Fluent не удалось из-за отсутствия необходимых граничных условий. Но модель была успешно рассчитана в ANSYS CFX (рисунок 6). В ходе анализа результатов было выявлено, что 40% площади поперечного сечения ВУ занимает центральный пассивный вихрь, в области которого происходит относительно медленное обратное втекание газа вследствие низкого давления в центре вихря. Весь же расход рабочего тела через ЦСМТП происходит в области активного вихря. В пристеночном слое наблюдаются большие градиенты скорости: при толщине пограничного слоя порядка 1 мм изменение осевой скорости составляет 100 м/с, а полной - 350 м/с. Высокие градиенты скоростей обуславливают большие потери на трение.

а) приведенная моментная характеристика Мкр / р'о = f (Ym)

КГЩ

\ Щ Лт^Й:

0.000 0.100 0.200 0300 Yj-I в) КПД-характеристика

Рисунок 5 - Экспериментальные характеристики ЦСМТП и зависимость р, = f(Yjn; Ятп)

125 120

1.10 1.05 №

0.000 0.100 0.203 0 »0 Ущ

г) зависимость р2 = f (Yrn) при различных значениях Лтп

Рисунок 3 - Стереолитографическое РК

Рисунок 4 - Исследуемый ЦСМТП

0.1 ЕЮ

0.050

0.000

0.000 0.100 0.200 0.Э00 Ym б) приведенная мощностная характеристика

NTn/(p*oV^) = f(Ym)

(Р •toft»

0.150

г, м

0.012 0.01 0.008 0.006 0.004 0.002

б)

Рисунок 6 - Визуализация результатов расчёта в виде линий тока и поля скорости (а), а также графиков скорости в трёх сечениях на расстоянии от РК Ь[=8, Ь2= 12, Ь3=16 мм (б)

Далее было проведено моделирование потока во всех элементах ЦСМТП, включая СА и РК. Для создания модели был выбран программный комплекс Р1о\уУ15Юп. Он позволяет моделировать вращение РК в явном виде в нестационарной постановке. Расчёт был проведен на режиме лтп=4, Утп=0,17. В результате были получены картины распределения параметров потока, представленные на рисунке 7. Однако данная модель оказалась неприемлемой для газодинамических исследований ВУ вследствие большого времени счёта - расчёт одного режима ЦСМТП на ЭВМ мощностью 14 ТР1орэ занял более двух недель.

В следующей модели ЦСМТП, выполненной в программном комплексе Апзуэ СРХ (рисунок 8), вращение РК задавалось условно в стационарной постановке, а также применялось упрощенное моделирование каналов СА и РК в виде потока вокруг одной лопатки с использованием периодических граничных условий. Модель была параметрической и модульной: расчётная область ВУ могла быть при необходимости заменена для исследования ЦСМТП с ВУ самой разнообразной формы.

Для оценки адекватности данной модели было проведено сопоставление регрессионных зависимостей р2=:Г(УТп); МКР/р>5(Утп), Ытп/(р*0Л/г; Н(УТП); Лтп=^тп)

при Лтп=2...5, полученных в результате расчёта по виртуальной модели, и результатов эксперимента, представленных на рисунке 5. В ходе регрессионного анализа было выявлено, что данные модели адекватны и статистически значимы в интервале Утп = = 0...0,25 на всех режимах Лтп.

Рисунок 7 - Распределение скорости потока в ЦСМТП, полученное с помощью программного комплекса Р1о\уУ1зюп

Таким образом, созданная в программном комплексе АпвуБ СРХ модель потока адекватна и статистически значима в интервале значений параметра нагруженности Утп от 0 до 0,25 и лтп от 2 до 5. В дальнейшем она была использована для проведения расчётных исследований ЦСМТП с ВУ различной конфигурации.

В пятом разделе описаны газодинамические исследования ЦСМТП с ВУ различных типов в интервале Утаот0 до 0,25 при 71ТП=3 и лтп=5. Запланированное обширное исследование потребовало около сотни расчётов. Для повышения скорости и снижения трудоемкости расчётов была применена автоматизация за счет специально разработанного программного сценария. При его использовании пользователь задаёт диапазон режимных и геометрических параметров и шаг их изменения. Программа автоматически производит серию расчётов: сначала производятся расчёты на одном режиме по 31тп ПРИ нескольких значениях Утп, затем на следующем режиме по лтп при нескольких Утп и т.д. По окончании последней серии расчётов производится автоматический вывод результатов расчётов.

Первоначально было проведено исследование влияния на КПД ЦСМТП отношения площадей на выходе и входе в безлопаточном ВУ Р=Р_выхВу/РвхВу при неизменной длине выходного патрубка. Были исследованы пять ВУ с Р=0,8; 1,0; 1,3; 2,1; 3,4 (рисунок 9), чему соответствовали значения угла раскрытия ВУ а=-20°, 0°, 20°, 60°, 100°.

а) б) в)

Рисунок 8 - Расчётная модель в АпБуэ СРХ (а) включает в себя зоны СА (б) и РК (в)

а) б) _в) г) д)

Рисунок 9 - Расчётные модели ВУ при Р = 0,8 (а); 1,0 (б); 1,3 (в); 2,1 (г); 3,4 (д)

¿■ЛУШ

Полученные моментные и КПД-характеристики, а также зависимость противодавления рг от режимных параметров представлены на рисунке 10. Анализ полученных зависимостей показывает, что сужающееся выходное устройство (Ё=0,8) по сравнению с цилиндрическим (Р=1,0) является менее эффективным. Давление за РК в этом случае оказывается на всех режимах повышенным, что приводит к понижению 71Т на турбине и снижению её крутящего момента. Что касается расширяющихся ВУ, то, по всей видимости, их влияние зависит от режима работы ЦСМТП. Так, при ггтп=3 влияние степени диффузорности на моментную характеристику обнаружено не было. Но уже при ятп=5 выходное устройство со степенью диффузорности 1,3 обеспечивало снижение противодавления на 2...3% и повышение МКР/р 0 и КПД на 0,7...0,9%. Однако при большей степени диффузорности положительный эффект не наблюдался (Р=2,1) или сменялся отрицательным (Р=3,4) в виде повышения давления р2 и снижения Мкр и эффективности ЦСМТП из-за возникающего в ВУ отрывного течения. Чтобы проверить гипотезу о влиянии значения ятп на процессы в ВУ, диапазон исследований по степени понижения давления был увеличен до тгтп=Ю. При этом ВУ с Р=3,4 было исключено из исследования, ввиду явной его неэффективности. Было установлено, что эффективность применения расширяющихся В У несколько увеличивается при повышении ятп. Так, при лтп=8 повышение МКр/р*о и КПД составило 0,8... 1,0%, а при лхп=10 - 0,9...1,2% по сравнению с цилиндрическим ВУ. При этом наблюдалось снижение р2 на 4...6%.

Мкг/р у, СМ1 О-.560

0:840 0.820 0.800 0.78-0 0'.7€-0 0.740

♦ р= 0,8 ■ ?=1,0 А Р= 1,3 х ¥=2,1 о ¥=Х4

т.

4

Рг

0.00

0.10

а 20

Утп

50 45 40 35 30 25 20 15 10

0.00 0.05

♦ Р= 0,8

ч ■ Р=1.0

<- \ 1 Р=1,3

х Г=2.1

о

а)

0.10 б)

0.15 0.20 0.25 Ут

Рисунок 10 - Моментная характеристика (а) и зависимость р2 = Г (Утл) (б) ЦСМТП с безлопаточными ВУ и различными значениями Р при л™ = 5

Затем с помощью созданной модели ЦСМТП в том же диапазоне Ута и ятп был исследован эффект от установки в ВУ радиального (рисунок 11) и осевого (рисунок 12) лопаточных венцов. При этом радиальные лопатки располагались непосредственно за РК для раскрутки радиального вихря, выходящего из РК, а осевые - в цилиндрической части ВУ с целью раскрутки вихря, направленного вдоль оси ВУ. Профилирование лопаток выполнялось для режима Утп=0,2 и тггп=5.

Густота решётки радиального лопаточного венца ЬЛЬ располагаемого за РК, изменялась от 0,3 до 1,2. В результате расчётных исследований было установлено, что на расчётном режиме увеличение ЬЛ, в указанном диапазоне приводит к увеличению крутящего момента (рисунок 13) и КПД от 0,3 до 1,2% по сравнению с ЦСМТП без лопаточного венца в ВУ. Увеличение МКР/р*0 и КПД особенно большое в области низких значений параметра нагруженности, при которых особенно велика интенсивность

вихревого течения за РК. Так, радиальный лопаточный венец с ЬЛ|=1,2, спрофилированный для Утп=0,2 и приводящий к росту КПД на этом режиме на 1,2% (отн.), на режиме Утп=0,1 позволяет увеличить КПД на 2,8% (отн.).

Осевой лопаточный венец для ВУ был спрофилирован с густотой решётки ЬЛ = 2,5, необходимой для поворота потока на угол 60...80°. Оценка эффективности применения осевого лопаточного венца производилась как в составе ВУ цилиндрической формы, так и в составе диффузорного ВУ с рациональным значением Р=1,3.

В результате проведенных исследований было установлено, что применение осевого лопаточного венца в цилиндрическом ВУ позволяет повысить на расчётном режиме (7стп=5, Утп=0,2) крутящий момент и КПД на 1,0% (рисунок 14). При работе на нерасчётных режимах при Утп<0,2, как и в случае с радиальными лопаточными венцами, наблюдается увеличение эффекта в повышении МКР/р 0 до 1,9% и 2,7% на режимах Утп=0,1 и УТп=0 соответственно.

Применение же конического ВУ с осевым лопаточным венцом взамен аналогичного цилиндрического приводит к повышению противодавления р2 на 1...2% и снижению МКР/р*о и т|тп на 0,3...0,5% во всём диапазоне Утп (см. рисунок 14).

О.ОООе+ООО

1.113е+002

1.497е-О01

Рисунок 11 - Скорости и линии тока для модели с двумя радиальными лопатками в канале ВУ

«р'Ро

з

СМ

0.850

0.800

0.750

0.700

4 ■ &1=03 А о'ГО,45 л Ы=0.5 о л

О.ОО

0.10

0.20

а)

Рисунок 12 - Скорости и линии тока для модели с восемью осевыми лопатками в канале ВУ

Рг

1.40 1.35 1.30 1.25 1,20 1.15 1,10 1.05 1.00

ч 4 » ЬМЗ 4 М=в.4в я ¡й=о,е о ЫМ 2

— о----о

0.06

б)

Рисунок 13 - Моментная характеристика (а) и зависимость р2 =А^Утп) (б) при л,.,, = 5 для ВУ с радиальными лопаточными венцами с различной густотой ЬЛ;

а) б)_

Рисунок 14 - Моментная характеристика (а) и зависимость рг =ДУтп) (б) при

Лтп = 5 для различных ВУ: безлопаточных цилиндрического и конического с Р=1,3, и аналогичных ВУ с осевым лопаточным венцом с густотой (ЬЛ)ср=2,5

Таким образом, использование безлопаточных диффузорных В У позволяет увеличить значения МКр/р*0 и тугп на 0,7...1,2%, а лопаточных цилиндрических ВУ - на 0,3...2,8% в области 7СТП=2...10,0 и Утп=0...0,25.

На основании полученных результатов были составлены рекомендации по выбору формы, структуры и геометрических параметров выходных устройств, которые легли в основу метода проектирования и расчётной доводки ВУ в составе ЦСМТП, представленного в шестом разделе. Данный метод позволяет на стадии проектирования подобрать для турбины ВУ, соответствующее её параметрам, условиями эксплуатации, конструктивным особенностям и обеспечивающее наибольшую эффективность ЦСМТП. Он состоит из семи этапов.

На первом этапе исходя из требований к ЦСМТП на основе рекомендаций, полученных в пятом разделе, выбирается тип ВУ: диффузорное безлопаточное или цилиндрическое с осевым или радиальным лопаточным венцом.

На втором этапе в соответствии с принятым типом ВУ выбираются оптимизируемые параметры, границы их изменения и шаг перебора. Для безлопаточных конических ВУ это диапазон степени диффузорности Р=1,0...2,5 и угла раскрытия ВУ а=0...40°; для лопаточных ВУ - диапазон густоты решетки ЬЛ=0,3...3,0, числа лопаток, лопаточного угла на входе в решётку.

На третьем этапе осуществляется моделирование безлопаточных ВУ и профилирование лопаточных ВУ с выбранными геометрическими параметрами. При этом исходными данными для профилирования являются параметры потока на входе в ВУ, полученные на основе двумерного газодинамического расчёта или предварительного СРЭ-расчёта ЦСМТП.

На четвёртом этапе формируется параметрическая модель выбранного типа ВУ, которая в дальнейшем включается в ЗО-модель ЦСМТП.

На пятом этапе формируется критерий энергетической эффективности ЦСМТП. В простейшем случае это может быть мощностной КПД или удельный расход рабочего тела 0 = 01 N на расчётном режиме. При необходимости учёта многорежимности ЦСМТП это может быть осредненный КПД, определяемый по циклограмме работы турбопривода. В частности, если ЦСМТП работает с изменением режима только по одному параметру, например Утп, то средний КПД эксплуатации может быть вычис-

лен как среднее арифметическое значений КПД на каждом режиме с учётом весовых коэффициентов, учитывающих длительность этих режимов:

Цтт. = '^Т<Т1тт^I '

где п - количество рассматриваемых уровней параметра нагруженности Утп; т: - время работы ЦСМТП на ¡-том режиме; - общее время работы ЦСМТП.

На шестом этапе осуществляется построение модели потока в ЦСМТП и производятся СРО-расчёты с целью определения характеристик и критерия энергетической эффективности турбопривода с несколькими первыми вариантами ВУ.

На седьмом этапе выполняется анализ полученных значений критерия эффективности, на основании которого определяются последующие варианты ВУ для СРБ-расчёта ЦСМТП или принимается решение о завершении поиска наилучших геометрических параметров ВУ. В случае необходимости продолжения поиска рационального варианта ВУ осуществляется возврат на предыдущий этап.

Таким образом, метод проектирования и расчётной доводки ВУ в составе ЦСМТП позволяет подобрать для ЦСМТП рациональное ВУ, соответствующее его параметрам, условиям эксплуатации, конструктивным особенностям и обеспечивающее наибольшую энергетическую эффективность ЦСМТП.

Выводы и основные результаты работы

Решена важная научно-техническая задача повышения энергетической эффективности центростремительных микротурбинных приводов за счёт газодинамического усовершенствования проточной части их выходных устройств. При этом в процессе работы были получены следующие результаты:

1. создан стенд для испытаний ЦСМТП, снабженный автоматизированными системами управления проведением эксперимента, сбора и обработки информации, визуализации результатов исследований и обеспечивающий в интервалах Утп=0...0,35 и ятп=2...5,0 определение мощностного КПД с погрешностью, не превышающей 2,4% (отн.);

2. на базе газодинамического программного комплекса Ашуз СРХ разработана методика создания численных моделей потока ЦСМТП, позволяющая определять структуру трёхмерного потока в проточной части центростремительной турбины и выходном устройстве;

3. на основании численных моделей трехмерного потока ЦСМТП разработана методика, позволяющая определять моментные, расходные, мощностные и КПД-характеристики ЦСМТП, которые отличаются от результатов испытаний на величину, в основном не превышающую погрешность эксперимента;

4. на основании проведенных расчетных исследований ЦСМТП с различными ВУ разработаны рекомендации по выбору рациональных форм и значений геометрических параметров выходных устройств, позволяющие в интервалах Утп=0...0,25 и тгТп=2... 10,0 увеличить крутящий момент, мощность и мощност-ной КПД Лтп на 0,6...2,8%;

5. на основании выполненных исследований разработан метод проектирования и расчётной доводки ВУ в составе ЦСМТП, позволяющий создавать ЦСМТП, уровень КПД которых отличается от заданного не более, чем на 2,4% (отн.).

Основные публикации по теме диссертации:

в изданиях, рекомендованных ВАК:

1. Шаблий, JT.C. Электронная модель проточной части турбинного привода для её прямой оптимизации [Текст] / JI.C. Шаблий // Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета имени академика С.П. Королёва. - Самара, 2009.-№3(19). Часть 2.-С. 11-17.

2. Матвеев, В.Н. Оценка адекватности электронной модели потока и КПД-характеристики центростремительного микротурбинного привода [Текст] /

B.Н. Матвеев, Л.С. Шаблий // Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета имени академика С.П. Королёва. - Самара, 2011. - №2 (26). Часть 2.-С. 41-47.

3. Шаблий, Л.С. Исследование применимости технологии лазерной стереолитогра-фии для изготовления турбоприводов [Текст] / Л.С. Шаблий // Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета имени академика

C.П. Королёва. - Самара, 2011. - №2 (26). Часть 2. - С. 47-53.

4. Дмитриева, И.Б. Автоматизация создания объёмной модели пера лопатки в ANSYS TurboGrid на базе традиционного представления его геометрии [Текст] / И.Б. Дмитриева, Л.С. Шаблий // Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета имени академика С.П.Королёва. - Самара, 2011. -№3(27). ЧастьЗ.-С. 106-111.

5. Батурин, О.В. Определение рационального сочетания основных параметров радиальной турбины с учетом прочностных, технологических и других ограничений [Текст] / О.В. Батурин, Л.С. Шаблий // Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета имени академика С.П. Королёва. - Самара, 2011. -№3 (27). Часть 3. - С. 121-124.

6. Матвеев, В.Н. Модернизация стенда для исследования микротурбинных приводов [Текст] / В.Н. Матвеев, Л.С. Шаблий // Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета имени академика С.П. Королёва. - Самара, 2011. -№3 (27). Часть 4. - С. 234-243.

в других изданиях:

7. Шаблий, Л.С. Расчёт характеристик турбомашин при запуске CFX в пакетном режиме [Текст] / Л.С. Шаблий // «ANSYS Advantage. Русская редакция» Инженерно-технический журнал. Осень 2008(9), ЗАО «ЕМТ Р» 2008г. - С. 36-37.

8. Матвеев, В.Н. Использование Ansys CFX для расчёта турбопривода [Текст] /

B.Н. Матвеев, Л.С. Шаблий // Проблемы и перспективы развития авиации, наземного транспорта и энергетики «АНТЭ-2009»: Материалы V Всероссийской научно-технической конференции. Т 2. Казань: Изд-во Казан, гос. техн. ун-та, 2009. -

C. 690-695.

9. Шаблий, Л.С. Виртуальная модель рабочего процесса центростремительного турбопривода [Текст] / Л.С. Шаблий // Сборник материалов научно-практической конференции студентов и аспирантов в рамках Всероссийской студенческой олимпиады по специальности «Авиационные двигатели и энергетические установки». - Рыбинск: РГАТА имени П. А. Соловьева, 2009. - С. 20-26.

10. Шаблий, Л.С. CFD-моделирование охлаждения лопатки с вихревой матрицей [Текст] / Л.С. Шаблий // Труды Международной конференции с элементами научной школы для молодежи «Перспективные информационные технологии для авиации и космоса (ПИТ-2010)». - Самара, 2010. - С. 680-683.

11. Шаблий, JI.С. Аналитическая оценка возможности построения контура корытца лопатки входного направляющего аппарата дугами окружностей и отрезками прямых [Текст] / JI.C. Шаблий // IX Королёвские чтения: материалы Всероссийской молодёжной научной конференции с международным участием: тезисы докладов. - Самара: Изд-во СГАУ, 2007. - С. 74.

12. Шаблий, JI.C. Создание трехмерной параметрической модели кольцевого лопаточного венца [Текст] / JI.C. Шаблий И Мавлютовские чтения: Всероссийская молодёжная научная конференция, посвященная 75-летию УГАТУ: Сборник Трудов Том I / Уфимск. гос. авиац. техн. ун-т. - Уфа: УГАТУ, 2007. - С. 9-10.

13.Шаблий, JI.C. Определение параметров потока за рабочим колесом микротурбинного привода [Текст] / JI.C. Шаблий // XXXIV «Гагаринские чтения»: научные труды Международной молодежной конференции в 8 томах. Москва, 1-5 апреля 2008 г. - М.:МАТИ, 2008. - Т.8, часть II - С. 62-64.

14.Матвеев, В.Н. Опыт освоения оборудования быстрого прототипирования при изготовлении моделей деталей двигателей летательных аппаратов [Текст] /

B.Н. Матвеев, JI.C. Шаблий // Новые материалы и технологии - НМТ-2008. Материалы Всеросс. научно-техн. конф. Москва, 11-12 ноября 2008 г. В 3 томах. -М.: МАТИ, 2008. - Т 2. - С. 65-66.

15.Матвеев, В.Н. Определение характеристик соплового аппарата малоразмерной центростремительной турбины с помощью численного метода газовой динамики [Текст] / В.Н. Матвеев, JI.C. Шаблий // Решетневские чтения: материалы XII Ме-ждунар. науч. конф. - Красноярск: Изд-во Сиб. гос. аэрокосмич. ун-та, 2008. -

C. 81-83.

16.Матвеев, В.Н. Расчётное исследование влияния угла раскрытия выходного устройства на моментную характеристику турбопривода [Текст] / В.Н. Матвеев, JI.C. Шаблий // Проблемы и перспективы развития двигателестроения: материалы докладов междунар. науч.-техн. конф. - Самара: СГАУ, 2009. - 4.1. - С. 164-165.

17. Шаблий, JI.C. Разработка модульной модели потока в турбинном приводе [Текст] / JI.C. Шаблий // Проблемы и перспективы развития двигателестроения: материалы докладов междунар. науч.-техн. конф. - Самара: СГАУ, 2009. - 4.1. - С. 99-100.

18.Шаблий, JI.C. Электронная модель микротурбинного привода для прямой оптимизации его газодинамических процессов [Текст] / JI.C. Шаблий // X Королёвские чтения: всероссийская молодёжная научная конференция с международным участием: тезисы докладов. - Самара: Изд-во СГАУ, 2009. - С. 82.

19. Шаблий, JI.C. Исследование применимости технологии лазерной стереолитогра-фии для изготовления турбоприводов [Текст] / Л.С. Шаблий // VIII Всероссийский молодежный Самарский конкурс-конференция научных работ по оптике и лазерной физике: сборник конкурсных докладов. - Самара: Изд-во «Самарский университет», 2010.-С. 275-281.

20. Батурин, О.В. Экспериментальное определение характеристик малоразмерной турбины [Текст] / О.В. Батурин, В.Н. Матвеев, Л.С. Шаблий // Метод, указания к лабораторной работе. - Самар. гос. аэрокосм. ун-т. Самара, 2009. - 35 с.

Подписано в печать 10.01.2012 Формат 60x90/16. Усл. печ. л. 1. Тираж 100 экз.

Отпечатано с готового оригинал-макета СГАУ, 443086, г. Самара, Московское шоссе, 34.

61 12-5/1847

На правах рукописи

Шаблий Леонид Сергеевич

Метод и средства газодинамического проектирования и доводки выходных устройств центростремительных микротурбинных приводов

Специальность 05.07.05 «Тепловые, электроракетные двигатели и энергоустановки летательных аппаратов»

Диссертация на соискание учёной степени кандидата технических наук

Научный руководитель доктор технических наук, профессор В.Н. Матвеев

Самара 2012

СОДЕРЖАНИЕ

Основные условные обозначения....................................................................................4

Введение.............................................................................................................................7

1 Анализ состояния исследуемого вопроса и постановка задач..............................15

1.1 Обзор технической литературы по направлениям повышения энергетической эффективности центростремительных малоразмерных турбоприводов........15

1.2 Особенности экспериментальных исследований центростремительных малоразмерных турбоприводов..........................................................................19

1.3 Аналитический обзор технической литературы по современным информационным технологиям газодинамических расчетов.........................26

1.3.1 Основы вычислительной газодинамики и метода контрольных объёмов.....26

1.3.2 Обзор коммерческих программ для СРВ-анализа............................................28

1.3.3 Обзор современных информационных сообщений по СРВ-моделированию лопаточных машин...............................................................................................31

1.4 Постановка задач исследования.........................................................................41

2 Экспериментальный стенд для исследования центростремительных малоразмерных турбоприводов................................................................................42

2.1 Конструкция и принцип действия стенда..........................................................44

2.2 Методика проведения экспериментальных исследований..............................47

2.3 Система автоматизации стенда...........................................................................51

2.4 Методика определения погрешностей...............................................................56

2.4.1 Погрешности датчиков........................................................................................57

2.4.2 Погрешности оцифровки аналоговых сигналов...............................................58

2.4.3 Погрешности косвенных измерений..................................................................59

2.5 Алгоритм проведения автоматизированных экспериментальных исследований........................................................................................................64

2.6 Исследование пригодности для экспериментальных исследований стереолитографических образцов центростремительных малоразмерных турбоприводов......................................................................................................67

2.6.1 Расчётное исследование......................................................................................67

2.6.2 Экспериментальное исследование.....................................................................70

3 Результаты экспериментальных исследований......................................................75

4 Виртуальная модель рабочего процесса центростремительного малоразмерного турбопривода..............................................................................................................

4.1 Модель потока в выходном устройстве.............................................................83

4.2 Модель потока в центростремительном малоразмерном турбоприводе........89

4.2.1 Модель потока центростремительного малоразмерного турбопривода в Flow Vision.............................................................................................................89

4.2.2 Модель потока центростремительного малоразмерного турбопривода в

...........................................................................................................................91

4.3 Доводка модели....................................................................................................99

4.4 Адекватность модели.........................................................................................

5 Расчётное определение рациональной формы выходных устройств центростремительного малоразмерного турбопривода.......................................117

5.1 Автоматизация проведения расчётных исследований характеристик центростремительных малоразмерных турбоприводов в CFX.....................117

5.2 Влияние на параметры центростремительного малоразмерного турбопривода угла раскрытия конического выходного устройства......................................119

5.3 Влияние на параметры центростремительного малоразмерного турбопривода выходного устройства с осевыми и радиальными лопаточными венцами ..123

5.4 Результаты расчётного определения рациональной формы выходного

1 31

устройства...........................................................................................................

6 Метод проектирования и расчётной доводки выходных устройств в составе

центростремительных малоразмерных турбоприводов......................................134

1 37

Заключение....................................................................................................................1J

Список использованных источников..........................................................................138

Приложение А...............................................................................................................

Приложение Б................................................................................................................^

Приложение В................................................................................................................

ОСНОВНЫЕ УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

Параметры лопаточных машин

Г - температура газа, К

? - температура газа, °С; шаг решётки профилей, мм р - давление газа, Па

р - плотность газа, кг/м3; степень реактивности с (с)- абсолютная скорость потока, м/с и; (м>) - относительная скорость потока, м/с

и (й)- переносная (окружная) скорость РК, скорость потока вдоль оси X, м/с

Мкр - крутящий момент на валу, Н-м

2

Р - сила, Н; площадь м

/ - плечо действия силы .Р, м

а - угол потока в абсолютном движении, град

¡] - угол потока в относительном движении, град

И. - высота лопаток, м

Ь - хорда профиля лопатки, м

I - шаг решетки профиля лопатки, м

й?, £) - диаметр лопаточного венца, м

г, Я - радиус лопаточного венца, м; универсальная газовая постоянная, Дж/(кг-К) Яе - число Рейнольдса

Яа - высота шероховатостей, мкм; критерий Рэйли

Q - расход газа объемный, м /с

С - расход газа массовый, кг/с

Ь - удельная работа, Дж/кг

АЬ - удельные потери энергии, Дж/кг

уъ угп - параметр нагруженности турбины, турбопривода

Лъ Жт _ степень понижения давления в турбине, в турбоприводе

77т, ^тп- мощностной КПД турбины, турбопривода

п - частота вращения, мин"1

ср - теплоёмкость при постоянном давлении, Дж/кг-К

к - показатель изоэнтропы

Л/тп - мощность турбопривода, Вт

С, - коэффициент потерь (коэффициент сопротивления)

и - кинематическая вязкость, м2/с

у - ширина пограничного слоя (расстояние от стенки), м у+ - безразмерная ширина пограничного слоя (рск~ коэффициент скорости в сопловом аппарате у/^к— коэффициент скорости в рабочем колесе

^вых ~ коэффициент потерь в СА, РК, с выходной скоростью

Индексы

* - параметры заторможенного потока (полные параметры)

- относительные параметры 1 - номер рассматриваемого сечения (0, 1 или 2)

0 - на входе в СА

1 - на выходе из СА / на входе в РК

2 - на выходе из РК / на входе в ВУ в - на входе в турбину

ср - на среднем диаметре ст - ступень

т - относящийся к турбине

тп - относящийся к турбоприводу

8 - изоэнтрипический

кр - критический (о сечении межлопаточного канала) р - расчётный л - лопаточный

лу - в относительном движении и - окружной г - радиальный изб - избыточный н - атмосферный

opt - оптимальный max - максимальный

Условные сокращения

ГТД - газотурбинный двигатель МТ - малоразмерная турбина МТП - малоразмерный турбопривод

ЦСМТП - центростремительный малоразмерный турбопривод CA - сопловой аппарат PK - рабочее колесо ВУ - выходное устройство ГУ - граничное условие

МКЭ, FEM (англ. аббр. Finite Element Method) - метод конечных элементов ВГД, CFD (англ. аббр. Computational Fluid Dynamic) - вычислительная гидрогазодинамика,

LDA (англ. аббр. Laser Doppler Anemometry) - лазерная допплеровская анемометрия

PIV (англ. аббр. Particle Image Velocimetry) - анемометрии изображения частиц АЦП - аналого-цифровое преобразование, аналого-цифровой преобразователь ЦАП - цифро-аналоговое преобразование, цифро-аналоговый преобразователь RP (англ. аббр. Rapid Prototyping) - быстрое прототипирование

Остальные обозначения, индексы и условные сокращения объяснены в тексте.

ВВЕДЕНИЕ

Турбинным приводом (турбоприводом) принято называть устройство, предназначенное для получения механической энергии из внутренней энергии газа высокого давления и(или) температуры. Турбопривод представляет собой совокупность собственно турбины, состоящей из одной или нескольких ступеней, а также входного и выходного устройств [1].

В авиационной и космической технике в качестве вспомогательных энергетических установок для питания широкого спектра потребителей активно применяются маломощные (ЫТп = 0,001... 10 кВт) турбоприводы. В силу их малых размеров в сравнении с турбинами ГТД (диаметр рабочего колеса Оср = 20...100 мм) такие турбоприводы принято называть малоразмерными турбинными приводами или микротурбинными приводами (МТП). Достаточно часто термин «малоразмерный» применяется и к турбоприводам большей мощности, со средним диаметром рабочего колеса до 250 мм. Это так называемые агрегатные турбины, используемые в составе современных авиационных и космических летательных аппаратов в качестве двигателей быстроходных электрических генераторов, насосов систем топливопитания, агрегатов систем ориентации и стабилизации, приводов коммутирующих устройств, других систем летательных аппаратов и их двигателей. С другой стороны, встречаются МТП и меньших размеров, так, например, для привода топливных насосов малоразмерных жидкостных ракетных двигателей возможно применение МТП с диаметром рабочего колеса 2 мм и менее [2].

В качестве рабочего тела для бортовых МТП применяется сжатый газ, отбираемый от маршевого двигателя или поступающий из специальных резервуаров. В ряде случаев для этого используется энергия набегающего потока. Из-за такой обширной области применения диапазон режимов функционирования МТП также очень широк. Степень понижения давления ятп может изменяться от 1,01 при работе от набегающего потока до 100 при работе на пороховых газах от пиропатрона. Расход рабочего тела Ов может быть как крайне малым (от 0,5 г/с) при использовании для МТП отдельного запаса рабочего тела, так и довольно большим (до 10 кг/сек) при использовании полного расхода топлива маршевого

ракетного двигателя. В соответствии с режимом работы применяются различные типы МТП. Так, при низких лтп и больших Ов используются осевые МТП. Радиальные МТП, наоборот, при малом расходе позволяют эффективно сработать большую степень понижения давления, что невозможно сделать в одной ступени осевого МТП. Среди радиальных МТП наибольшее распространение получили центростремительные (ЦСМТП), в которых газ движется от периферии рабочего колеса (РК) к его оси вращения, так как в этом случае геометрически проще сформировать сужающиеся каналы МТП, необходимые для разгона газа. Однако для всех МТП использование того или иного типа определяется, прежде всего, особенностями конструкции агрегата и местом его расположения в изделии. Поэтому применение находят даже малоэффективные центробежные МТП, например при использованиии совместно с центростремительными (компоновка РК «спинка-к-спинке»). МТП, в которых поток направлен под углом к оси вращения, принято называть диагональными. Диагональные МТП - это общий случай, они имеют черты как радиальных, так и осевых МТП. Распространенный тип диагональных МТП - радиально-осевые МТП.

Несмотря на существенные схемные различия описанных МТП, все они имеют общие конструктивные особенности, и особенности рабочего процесса по сравнению с полноразмерными турбинами авиационных ГТД. Они вызваны малыми абсолютными размерами элементов МТП. Движение вязкого сжимаемого газа в криволинейных каналах МТП с площадью поперечного сечения 1..5 мм имеет свои особенности. Главная особенность - это большее отношение сил вязкости к силам инерции, чем в каналах большого сечения, которая приводит к меньшим значениям критерия Рейнольдса Яе = сЬ/и = 3-105...106 . Известно, что с уменьшением числа Яе потока в каналах коэффициент сопротивления С, увеличивается. Таким образом, если сравнивать геометрически подобные каналы больших и малоразмерных турбин, то при одинаковых параметрах газа в соответственных сечениях эпюра скорости в каналах МТ будет менее полной, а относительная толщина пограничного слоя 8/Ь будет больше, чем в геометрически подобных каналах большой турбины. Этим объясняется увеличенное по сравнению с большими турбинами значение профильных потерь и меньшая величина КПД.

Влияние же шероховатости на коэффициент гидравлического сопротивления падает по мере уменьшения Яе, и в ламинарной зоне оно становится пренебрежимо мало. Поэтому, для МТП характерны каналы со средней высотой шероховатостей Яа более 40 мкм, что позволяет изготавливать лопаточные венцы без шлифовки и(или) полировки, как это принято у полноразмерных турбин ГТД.

Ещё одно принципиальное отличие МТП от полноразмерных турбин заключается в том, что форма профилей лопаток МТП оказывает слабое влияние на КПД. Во-первых, это вызвано тем, что МТП чаще всего работают на левой ветви характеристики г|тп = где доля профильных потерь мала, по сравнению с

потерями с выходной скоростью [1]. Во-вторых, многочисленные исследования [3, 4, 5] не выявили значительной зависимости эффективности МТП от формы межлопаточных каналов, прямых или профилированных. Существует гипотеза [1], что в МТП пограничный слой большой относительной толщины имеет возможность утолщаться или утоныпаться по ходу проточной части межлопаточного канала. Это приводит к тому, что контур канала «самоформируется», например, на выходном участке наблюдается явление так называемого «слива» пограничного слоя - пограничный слой на выходе становится тоньше, формируя аналог расширяющейся части сопла Лаваля.

Из-за технологических особенностей выполнение малых зазоров между движущимися частями МТ затруднительно, и величина относительных зазоров велика. Это вынуждает проектировать турбоприводы с активными рабочими колёсами (р=0) или колёсами с небольшой степенью реактивности (р<0,2) для снижения потерь от перетекания через зазоры.

Следующей принципиальной особенностью МТП являются малые относительная и абсолютная высоты лопаток, вызванные малыми расходами рабочего тела. Например, (М))т;п = 1/50.. 1/70 и Ьт1п = 0,5.. 1,0 мм. При этом ширина каналов в минимальном сечении примерно равна высоте лопаток. В этих условиях неравномерность потока по высоте лопатки примерно такая же, как и вдоль шага, движение газа фактически становится пространственным: сужается область ядра потока не только вдоль шага, но и вдоль высоты лопатки. В результате возросшего влияния пограничного слоя у корня и периферии лопаток резко увеличиваются

относительные концевые потери. Из-за резкого сокращения (иногда до полного исчезновения при смыкании парных вихрей) изоэнтропического ядра потока в межлопаточных каналах, раздельное исследование профильных и концевых потерь нецелесообразно. Поэтому в МТП обычно рассматривают суммарные потери, включающие и профильные, и концевые потери.

Наконец, малые расходы рабочего тела иногда не позволяют сделать сопловые аппараты (СА) с полным впуском рабочего тела. Дело в том, что при Ь<1 мм резко возрастают потери в лопаточных венцах микротурбин. В этом случае применяются турбоприводы с частичным (парциальным) подводом рабочего тела. При этом с уменьшением количества межлопаточных каналов их высота может быть увеличена. Однако, в этом случае появляются новый вид потерь - потери от парциальности.

Все описанные особенности конструкции и рабочего процесса турбоприводов обуславливают сложность их проектирования. Причём методик их проектирования в отличие от больших авиационных турбин очень немного. В основе известных методик проектирования турбоприводов лежат стандартные методики с большим набором эмпирических зависимостей, описывающих особенности МТП. Вместе с тем, проведение экспериментальных исследований турбоприводов сопряжено с многочисленными трудностями, причиной которых является их небольшой размер. Из-за этого затруднительно выполнение прямых измерений параметров в локальных точках проточной части, поскольку измерительные зонды вносят сильные возмущения в картину потока, а применение бесконтактных средств измерения часто ограничено конструкцией турбопривода (например, наличие вала в подводящем/отводящем тракте). До последнего времени исследования проводились путём измерения общеинтегральных параметров МТП, а затем, с применением теоретических методик рассчитывались параметры течения газа. Так, например, для определения скорости на выходе из СА производится определение момента количества движения на выходе из него путём замера опрокидывающего момента на специальном колесе-ловушке [3, 6]. Далее, в соответствии с теорией газовой динамики, этот параметр используется для определения окружной компоненты скорости, а радиальная компонента

определяется опять же в соответствии с законами газовой динамики на основе расхода, измеренного на входе в СА. Естественно, значения параметров потока, полученные так�