автореферат диссертации по авиационной и ракетно-космической технике, 05.07.05, диссертация на тему:Методы повышения энергетической эффективности многорежимных центростремительных микротурбинных приводов

Для служебного пользования Инв. п. Экз. №

На правах рукописи

МАТВЕЕВ ВАЛЕРИЙ НИКОЛАЕВИЧ

МЕТОДЫ ПОВЫШЕНИЯ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ МНОГОРЕЖИМНЫХ ЦЕНТРОСТРЕМИТЕЛЬНЫХ МИКРОТУРБИННЫХ

ПРИВОДОВ

Специальность 05.07.05 - Тепловые двигатели

летательных аппаратов

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

ЛМг^//

Самара - 1999

Работа выполнена в Самарском государственном аэрокосмическом университете имени

академика С.П.Королева

Научный консультант - заслуженный конструктор РФ, доктор технических наук, профессор Н.Т.Тихонов

Официальные оппоненты - доктор технических наук,

профессор О.Н. Емин доктор технических наук, профессор И.С.Загузов доктор технических наук, В.Н.Орлов

Ведущая организация - Волжское конструкторское бюро ракетно-космической корпорации "Энергия"

Защита состоится " 10 " декабря 199 9 г. в_часов

на заседании специализированного совета Д 063.87.01 в Самарском государственном аэрокосмическом университете имени академика С.П.Королева по адресу: 443086, Самара, Московское шоссе, 34.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Самарского государственного аэрокосмического университета.

Автореферат разослан

/о т9

Ученый секретарь ^

диссертационного совета /У у/ __

доктор технических наук, профессор /С*/-. А.Н. Коптев

V

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность. На борту современных авиационных и космических летательных аппаратов (ЛА) используется большое число быстроходных автономных агрегатов с микротурбинными приводами, состоящими из входного устройства, микротурбины и выходного устройства.

В качестве рабочего тела микротурбинных приводов применяется обычно сжатый воздух, отбираемый от маршевого двигателя или поступающий от специальных баллонов. В ряде случаев используется набегающий воздушный поток.

Из всех типов микротурбинных приводов наиболее широко применяются осевые и центростремительные микротурбинные приводы (ЦСМТП).Использование того или иного типа привода определяется в первую очередь особенностями конструкции агрегата, местом его расположения в изделии, а также, при массовом производстве, - технологичностью турбодвигателя. В ряде случаев преимущество отдается ЦСМТП.

Величина кпд ЦСМТП не превышает 50...55%, а иногда, в силу его многорежимного характера работы и комплекса конструктивных и технологических ограничений, снижается до 10...15%. В связи с этим и значения других параметров, характеризующих энергетическую эффективность ЦСМТП, невысоки.

Повышение же энергетической эффективности позволяет при заданной мощности снизить потребный расход рабочего тела. Это в свою очередь дает возможность уменьшить запасы рабочего тела на борту ЛА, если оно поступает от специального источника, или повысить эффективность маршевого двигателя и ЛА в целом, если используется рабочее тело основного двигателя или набегающий воздушный поток.

Поэтому проблема повышения энергетической эффективности ЦСМТП при условии их многорежимного функционирования является актуальной и соответствует современным требованиям, предъявляемым к турбоагрегатам ЛА и их двигателей.

Диссертационная работа выполнена в соответствии с координационными планами НИР по государственной научно-технической программе "Наукоемкие технологии", целевыми комплексными программами "Конверсия Самары", "Автоматизированные системы медико-биологического назначения"; межвузовской научно-технической программе "Развитие авиационного, космического, наземного и водного транспорта", инновационными программами "Трансфертные технологии, комплексы и оборудование в машиностроении", "Поддержка малого предпринимательства и новых экономических структур в науке и научном обслуживании высшей школы".

,.■ -Цель работы. Повышение энергетической эффективности центростремительных микротурбинных приводов при условии их многорежимного функционирования.

Основные задачи исследования.

1.Проведение анализа особенностей рабочего процесса многорежимных ЦСМТП и определение параметров, исследование влияния которых на характеристики турбоприводов позволяет прогнозировать повышение их энергетической эффективности.

2.Исследование и обобщение влияния основных конструктивных и режимных параметров на энергетическую эффективность малоразмерных центростремительных турбоприводов.

3.Выявление конструктивных способов улучшения технологичности ЦСМТП.

4.Создание метода выбора параметров многорежимных ЦСМТП с учетом конструктивных ограничений и технологических требований.

5.Разработка методов расчета термогазодинамических параметров потока во входном и выходном устройствах и их согласования с параметрами центростремительной микротурбины.

6.Разработка метода и программных средств расчета и проектирования многорежимных ЦСМТП.

7.Создание и совершенствование методов и средств, используемых при экспериментальном исследовании малоразмерных турбоприводов и их элементов; экспериментальная проверка разработанного метода расчета и проектирования ЦСМТП.

8.Лпробация разработанного метода расчета и проектирования при создании центростремительных турбоприводов для конкретных устройств.

Методы исследований. Использованные методы исследований базируются в основном на теории и практике проектирования лопаточных машин двигателей летательных аппаратов; расчетно-экспериментальных методах определения параметров потока и характеристик ступеней микротурбин и их элементов, входных и выходных устройств ЦСМТП; модельном эксперименте и теории его планирования; использовании средств измерительной и вычислительной техники; натурном эксперименте с разработанными образцами малоразмерных центростремительных турбоприводов. ,». •■

Экспериментальные исследования проводились на стендовом оборудовании отраслевой научно-исследовательской лаборатории № 2 и научно-исследовательской лаборатории № 45 СГАУ, а также в натурных условиях Российского Федерального ядерного центра - ВНИИЭФ (г. Арзамас-16), АО С НТК им. Кузнецова Н.Д. (г.Самара), ВКБ РКК "Энергия" им. С.П. Королева (г.Самара), АООТ "Самарское конструкторское бюро машиностроения", НПО "Неорганика" (г.Электросталь Московской обл.).

Расчеты по разработанным математическим моделям и обработка экспериментальных данных выполнялась с помощью программных средств, созданных в процессе работы.

Научная новизна. В диссертационной работе выявлены закономерности рабочего процесса ЦСМТП, на основании которых решена крупная научная проблема повышения их энергетической эффективности, имеющая важное значение для улучшения технико-экономических показателей аэрокосмической техники, а также технологического оборудования, стационарных установок и транспортных средств,

В процессе работы развиты теоретические основы рабочего процесса малоразмерных центростремительных турбоприводов, работающих в условиях многорежимности, и на этой базе созданы методы выбора параметров, расчета и проектирования исследуемых устройств с учетом конструктивных ограничений и технологических требований.

Сформулированы критериальные параметры оценки энергетической эффективности многорежимных ЦСМТП.

Создана математическая модель потока в типовых вариантах входных устройств ЦСМТП и на ее базе разработана методика расчета параметров потока во входном устройстве.

Развиты представления о вихревом течении газа в выходном устройстве ЦСМТП и на этой основе установлены условия совместной работы центростремительной микротурбины (ЦСМТ) и ее выходного устройства, предложены методики расчета противодавления на выходе из рабочего колеса (РК).

Получены новые экспериментальные данные по влиянию геометрических и режимных параметров на энергетическую эффективность многорежимных ЦСМТП и их элементов. Выполнено обобщение результатов экспериментальных исследований.

Создан метод выбора параметров, обеспечивающий наилучшие значения оценок энергетической эффективности многорежимных ЦСМТП.

Разработан метод проектирования ЦСМТП, включающий оптимизацию его основных геометрических и режимных параметров, а также обеспечивающий соблюдение конструктивных требований и технологических ограничений.

Разработаны алгоритмические и программные средства для автоматизированного выбора параметров и проектного расчета многорежимных ЦСМТП.

Предложена методика выбора экспериментального оборудования для исследования ЦСМТП, позволяющая в заданных границах проведения эксперимента добиваться наименьшей погрешности.

Практическая ценность. Разработанные методы и средства расчета и проектирования позволили создать турбодвигатели повышенной энергетической эффективности; снизить расход рабочего тела для привода турбоагрегатов двигателей J1A.

Проведенные теоретические и экспериментальные исследования позволили создать методики оценки энергетической эффективности многорежимных турбоприводов. При этом выявлены основные направления по совершенствованию ЦСМТП с целью повышения энергетической эффективности.

Предложены конструктивные способы улучшения технологичности турбоприводов на базе центростремительных микротурбин.

Созданные элементы центростремительных турбоприводов, программные средства расчета и проектирования могут быть использованы не только для совершенствования турбоагрегатов двигателей ЛА, но и для улучшения технико-экономических показателей турбоприводов, используемых, например, в энергетике, криогенной и медицинской технике, в автомобиле - и судостроении, в химической промышленности и других отраслях, применяющих быстроходные источники механической энергии вращательного действия.

Разработанное стендовое оборудование используется для проведения научных исследований, направленных на создание и доводку турбодвигателей на заданные технические параметры, а также в учебном процессе при изучении теории рабочего процесса лопаточных машин.

Реализация результатов работы. Метод расчета и проектирования турбоприводов использован:

- в Российском Федеральном ядерном центре - ВНИИЭФ (г. Арзамас-16) при разработке турбодвигателей электрогенераторов и коммутирующих устройств ЛА специального на значения;

- в АО СНТК им. Н.Д. Кузнецова при создании аппаратов спутной закрутки для охлаждения турбинных дисков и лопаток маршевого ГТД;

• в ВКБ РКК "Энергия" при создании технологической турбогенераторной энергетической установки.

Созданные в СГАУ на основании разработанных методов выбора параметров и проектного расчета центростремительные турбодвигатели внедрены на предприятиях:

- АО "Самарский судоремонтный завод", АО "Завод квтельно-вспомогательного оборудования и трубопроводов" (г. Самара), АО "Сокол" (г. Самара), АО "Новосибирский инструментальный завод" для привода ручных пневматических шлифовальных и полировочных машин;

- НПО "Неорганика" (г. Электросталь Московской обл.) при создании установок для получения ультратонких полимерных волокон;

- ТОО "Турбо-Денс" (г. Самара) при создании микромоторов и пневмомашин для зуботехнических работ и стоматологических наконечников, а также в ряде других организаций.

Разработанный метод проектирования турбоприводов, обобщенные результаты экспериментальных исследований и созданное стендовое оборудование используются при обучении студентов специальностей 130200,130300, 130400.

Апробация работы. Основные результаты работы доложены на научно-технических конференциях, совещаниях и семинарах, в том числе: на VIII Всесоюзной научно-технической конференции "Современное состояние и перспективы развития кондиционирования воздуха на судах" (Николаев, 1985), на Всесоюзном научно-техническом совещании "Основные направления повышения технического уровня и качества ручных машин" (Даугавпилс, 1985), на Всесоюзных конференциях по микроэнергетике (ВКМЭ) (Самара, 1986, 1989), на Всесоюзной межвузовской конференции "Газотурбинные и комбинированные установки" (Москва, 1987), на Отраслевом научно-техническом совещании "Технологичность конструкции и особенности технологии производства малоразмерных газотурбинных двигателей" (Омск, 1990), на II Всероссийской конференции "Проблемы динамики

пневмогидравлических и топливных систем летательных аппаратов" (Самара, 1992), на Всероссийской научно-практической конференции "Гидропривод. Проблемы использования конверсионных разработок в машиностроении" (Самара, 1994), на Международной конференции "Проблемы и перспективы развития двигателестроения в Поволжском регионе" (Самара, 1997), на Объединенной научно-технической конференции, посвященной памяти Генерального конструктора аэрокосмической техники Н.Д.Кузнецова (Самара, 1999).

Результаты отдельных этапов и работы в целом обсуждались также на научных семинарах "Проблемы лопаточных машин" в МАИ-МГАИ (ТУ) (Москва, 1985, 1999), на научно-технических советах предприятий, внедривших материалы диссертации, на НТС кафедры "Теория двигателей летательных аппаратов" СГАУ. Образцы разработанных устройств неоднократно отмечались на отечественных выставках и ярмарках.

Публикации. По материалам диссертации опубликовано: 30 статей, 15 тезисов докладов, 8 информационных листков, выпущено 23 научно-технических отчета. Материалы диссертации использованы в учебном пособии "Теория лопаточных машин авиационных газотурбинных двигателей" и трех учебных методических указаниях. Предложенные конструктивные решения защищены 12 авторскими свидетельствами и одним патентом Российской Федерации.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 6 глав и заключения, изложенных на 3-5".3 страницах машинописного текста, содержит 151 рис. Список использованных источников включает 162 наименования.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность темы исследования, дается краткая характеристика диссертационной работы, сформулированы основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе на основании анализа особенностей рабочего процесса установлены следующие основные причины пониженной энергетической эффективности турбоприводов на базе ЦСМТ:

- эксплуатация турбоприводов при пониженных значениях параметра нагруженности Ут =0,1...0,3, меньших оптимального значения, что обуславливает повышенные потери с выходной скоростью;

- наличие интенсивного вихревого течения за РК, вызывающего повышенное противодавление;

-интенсивное расширение сопловой струи в меридиональной плоскости; -многорежимный характер эксплуатации турбоприводов;

-малоразмерность сопловых и рабочих лопаточных венцов (ЛВ), входных и выходных

устройств; -парциальный подвод рабочего тела.

С учетом указанных причин снижения энергетической эффективности был проведен анализ выполненных исследований. Выявлены возможные пути снижения потерь энергии за счет выбора соответствующих значений режимных и геометрических параметров, использования или исключения из схемы турбопривода различных конструктивных элементов. Особо отмечено, что использование крышки-банданжа на рабочих лопатках, т.е. закрытого РК, позволяет увеличить кпд турбопривода на 4...8%.

Исследование рабочего процесса ЦСМТ с полуоткрытыми РК, проведенные Тихоновым Н.Т., Блатовым А.Г., Наталевичем А.С., Трофимовым А.А., Крысиньским Я., Тихоновым А.Н. и другими исследователями, дали обширный экспериментальный материал по влиянию целого ряда конструктивных параметров на энергетическую эффективность турбоприводов практически во всем диапазоне режимов их работы. В тоже время в работах перечисленных выше исследователей указываются дальнейшие пути изучения рабочего

процесса ЦСМТ с полуоткрытым РК. К сожалению результаты экспериментов представлены в основном в виде графиков, т.е. в форме, неудобной для применения современной вычислительной техники.

В известной литературе данных об исследовании рабочего процесса турбоприводов на базе ЦСМТ с закрытым РК обнаружено не было за исключением рекомендации установки крышки на лопатки полуоткрытого РК, позволяющей увеличить мощностной кпд ЦСМТ.

При анализе конструктивных особенностей турбоприводов на базе ЦСМТ выявлены геометрические параметры, оказывающие существенное влияние на технологичность устройств. Однако влияние этих параметров на энергетическую эффективность изучено пока недостаточно.

Для осуществления экспериментальных исследований рабочего процесса ЦСМТП и их элементов проанализированы характеристики известного стендового оборудования. Оказалось, что возможности имевшихся стендов не позволяют вести испытания во всем интересующем диапазоне режимных и конструктивных параметров. Потребовалось создание нового и усовершенствование известного экспериментального оборудования, разработка методики его рационального применения.

Созданию методов выбора режимных и основных конструктивных параметров, а также методов расчета и проектирования малоразмерных турбоприводов различных типов посвящены работы целого ряда ученых: Емина О.Н., Зарянкина А.Е., Левенберга В.Д., Наталевича А.С., Митрохина В.Т., Тихонова Н.Т., Шерсткжа А.Н. и других авторов, выполненных в МАИ-МГАЩТУ), МЭИ(ТУ), ЦИАМ, СПбГТУ, СГАУ, СПбГПУ, НКИ, СПбГМТУ, ДГТУ и других организациях. Наиболее приемлемы для расчета ЦСМТП методы, изложенные в работах Тихонова Н.Т. и Наталевича А.С. Однако эти методы обеспечивают наибольший мощностной кпд ЦСМТП на одном фиксированном режиме работы. Они учитывают ограниченное число факторов (не более пяти), влияние которых на кпд было исследовано на момент их создания. Причем оба эти метода основаны на использовании графических номограмм. Поэтому целесообразна разработка такого метода расчета и проектирования ЦСМТП, который бы включал большее число оптимизируемых факторов и позволял осуществлять расчеты в автоматизированном режиме.

На основании проведенного анализа известных работ в диссертации сформулированы задачи исследований, направленные на решение проблемы повышения энергетической эффективности ЦСМТП.

Вторая глава посвящена выбору конфигурации и значений параметров исходного объекта исследований, описанию вновь созданных и усовершенствованных стендов для исследования турбоприводов и их элементов, методикам выбора экспериментального оборудования, проведения и обработки результатов исследования.

В качестве объекта исследований выбран турбопривод с параметрами близкими к так называемой "эталонной ступени", предложенной Тихоновым Н.Т. Конфигурация и значения конструктивных параметров центростремительного турбопривода выбраны на основании выполненных этим ученым исследованиям и обеспечивают достигнутое им наибольшее значение кпд на расчетном режиме работы.

-Для расширения диапазона исследуемых, режимных и конструктивных параметров разработаны стенды с гидравлическим (масляным) и турбино-воздушным моментомерами.

Принцип действия тормозного элемента гидравлического моментомера [10] основан на сдвиге масляного слоя в зазоре между статором и ротором, подобном сдвигу масляной пленки в подшипниках скольжения. Это явление позволяет устранить кавитацию жидкости до уровня окружной скорости на периферии ротора 150 м/с.

Особенности конструкции моментомера заключаются в исключении непосредственной связи балансирно установленного статора тормозного элемента с подводящим и отводящим гидропроводами и в специальной форме пазов забора и сброса масла из слоя между статором и ротором. Указанные особенности защищены авторским свидетельством СССР № 1118877.

В турбино-воздушном моментомере [23] в качестве тормозного элемента использована центробежная "тормозная" турбина, РК которой вращается навстречу потоку воздуха, выходящему из СА. Благодаря изменению расхода воздуха через тормозную турбину осуществляется бесступенчатое изменение тормозного момента.

Типовая конструкция турбино-воздушного моментомера модифицирована. С целью снижения тепловых нагрузок в тормозной барабан осуществлен подвод отработавшего в исследуемой турбине охлажденного воздуха. Для расширения диапазона бесступенчатого регулирования момента торможения в меньшую сторону параллельно с тормозной турбиной установлена разгонная турбинная ступень. Разработанная модификация конструкции турбино-воздушного моментомера защищена авторскими свидетельствами СССР № 1153253, Л*2 1464098 и № 1478073.

Проведенные мероприятия позволили существенно расширить область рабочих параметров по частоте вращения и тормозной мощности турбино-воздушного моментомера, представленную на рис. 1. Здесь же даны границы рабочих режимов наиболее широко используемых при испытании микротурбинных двигателей магнито-воздушного, воздушно-вентиляторного и гидравлического моментомеров. Область рабочих режимов турбино-воздушного моментомера наиболее обширна. Однако каждому моментомеру соответствует своя погрешность измерений в различных частях области рабочих режимов.

Рис.1.Области рабочих режимов моментомеров:

— • — - магнитно-воздушного;

—X— - воздушно-вентиляторного;

—о'— - гидравлического с масляной пленкой;

— & — - турбино-воздушного.

Поэтому для выбора моментомера, обеспечивающего наименьшие погрешности в исследуемых диапазонах параметров турбопривода, разработана соответствующая методика. Осуществляя выбор экспериментального оборудования с ее помощью можно добиться того, чтобы относительная погрешность измерения мощности не превышала 2,5%, а мощностного кпд 3,5% при доверительной вероятности не менее 99%.

Для определения газодинамических характеристик ЛВ СА и РК была модернизирована установка, созданная Трофимовым А.А. Усовершенствование установки заключалось в том, что:

-ее качающаяся часть была расположена на балансирных опорах;

-узел осевой фиксации вала выполнен на шаровых подпятниках и вынесен из камеры высокого давления;

-облегчены герметизация камеры высокого давления и доступ в зону замера статического давления в радиальном зазоре между СА и колесом-ловушкой за счет выполнения камеры высокого давления кольцевой формы.

Конструкция модифицированной установки защищена авторским свидетельствам СССР № 1259791. Для нее разработаны методики обработки результатов эксперимента и определения погрешности измерений в случае испытаний как сопловых, так и рабочих ЛВ.

Экспериментальное определение газодинамических характеристик РК возможно не только на установке для статических продувок, но и по результатам динамичесиких продувок в составе ступеней ЦСМТ с использованием так называемого метода "обратного пересчета". В диссертационной работе предложено уточнение этого метода за счет определения статического давления непосредственно на выходе из РК. Составлена методика расчета погрешностей газодинамических параметров РК ЦСМТ.

В третьей главе рассмотрено течение рабочего тела во входном и выходном устройствах, разработаны математические модели потока, предложены методики определения термогазодинамических параметров газа и потерь энергии в этих элементах ЦСМТП.

Отмечено, что конфигурация проточной части входных устройств ЦСМТП весьма разнообразна. В существующих конструкциях она изменяется от простейших форм цилиндрического или конического трубопровода с ресивером перед СА до сложной системы нескольких подводящих каналов с запорными клапанами и вентилями, регуляторами расхода рабочего тела. Вместе с тем, все разнообразные формы проточной части входных устройств могут быть составлены из конечного числа элементов типа круглых и кольцевых каналов, прямоугольных и овальных пазов перепуска, кольцевых проточек-ресиверов.

Каждому из перечисленных элементов соответствует свой уровень потерь, определяемый по соответствующим рекомендациям, изложенным в справочниках по расчетам гидравлических сопротивлений. Поэтому, зная параметры рабочего тела на входе и его расход, можно последовательно от входа в ЦСМГП до входа в СА определить потери полного давления на каждом ¡-ом элементе проточной части входного устройства.

Определив потери До' на всех участках входного устройства, в итоге полное давление на входе в СА можно найти как

На основании математической модели потока во входном устройстве составлена методика его проектного расчета. Целью этой методики является определение размеров элементов, из которых составлена проточная часть входного устройства, и соответствующего этим размерам коэффициента восстановления полного давления сг„=р1/р'„- Алгоритм методики представлен на рис. 2.

л

;=1

Полная температура во входном устройстве остается неизменной Т0 = Т^

Рис.2. Алгоритм проектного расчета входного устройства

На первом этапе этой методики по заданному расходу рабочего тела G, допустимому уровню приведенной скорости потока = 0,10...0,15 в элементах проточной части и заданному или принятому уровню допустимых потерь полного давления на основании уравнения неразрывности

определяется потребное значение F от площадей проходных сечений элементов проточной части.

Затем на основании типовых геометрических соотношений по найденной величине f>ic/rj определяются размеры проходных сечений.

В дальнейшем выполняется уточненный расчет потерь полного давления во входном устройстве с учетом найденных на предшествующем этапе размеров проходных сечений элементов проточной части. На основании полученных размеров проточной части и уровня сги принимается решение об уменьшении или увеличении размеров входного устройства и повторного расчета потерь tsp, или же о принятии полученных размеров проточной части в качестве окончательных.

Для оценки потерь энергии во входном устройстве в методике его расчета использован кпд г]вх, представляющий собой отношение изоэнтропического теплоперепада на ЦСМТ и

выходном устройстве ¿^СМТ+выхУ к изоэнтропическому теплоперепаду на всем ЦСМТП [ЦШГП

Далее в третьей главе рассмотрена одна из основных особенностей рабочего процесса турбоприводов на базе ЦСМТ - вихревое течение рабочего тела за PK.

Проанализировано четыре модели потока в выходном устройстве ЦСМТП, которые разработаны на базе схемы течения газа за PK, предложенной в работе Емина О.Н., Быкова H.H. и усовершенствованной на основании исследований вращающихся потоков, описанных в работах Вулиса Л.А., Меркулова А.П. Предпочтение отдано модели потока, обеспечивающей потребную точность расчета при наименьших затратах машинного времени.

В соответствии с принятой схемой (см.рис.З) поток на выходе из PK имеет закрутку в окружном направлении. Само выходное устройство может быть выполнено как в виде конического диффузора, так и конфузора, а также цилиндрического трубопровода. Внутри его возможно расположение вала.

При протекании газа по выходному устройству от сечения 2-2 к сечению В-В происходит перестройка эпюры составляющих скорости и давления. В частности, окружная составляющая скорости первоначально при уменьшении радиуса до некоторого значения гэ возрастает в соответствии с законом постоянной циркуляции. При дальнейшем уменьшении радиуса изменение окружной составляющей скорости подчиняется закону закрутки твердого тела. Статическое давление в сечении В-В уменьшается с уменьшением радиуса. На выходе же в сечении Вых-Вых давление равно рвш. Поведение осевой составляющей скорости на участке от сечения В-В до сечения Вых-Вых зависит от перепада статического давления. При любой форме выходного устройства с уменьшением радиуса из-за снижения статического давления в сечении В-В возможна ситуация, когда в сечении Вых-Вых осевая составляющая скорости окажется равна нулю на некотором радиусе rQ. Поэтому весь расход рабочего тела турбинной ступени GCT будет проходить через кольцевую площадь входного устройства с внутренним радиусом г0.

В ЦСМТП в силу небольших размеров выходного устройства и расположения в нем выходного вала возможна ситуация, когда на втулочном радиусе г„ осевая составляющая скорости еще не равна нулю. В этом случае весь расход G„ проходит через кольцевую

А-А

Рис.3. Схема потока в выходном устройстве

площадь между периферийным и втулочным радиусом. Для описания потока в выходном устройстве были использованы общий интеграл Вулиса Л.А. для вращающегося вязкого газа, уравнения радиального равновесия и уравнения энергии в тепловой форме.

В качестве граничных условий было принято, что на радиусе г2 в сечении 2-2 статическое давление и температура, окружная и радиальная составляющие скорости принимают значения соответствующих параметров на выходе из РК, а осевая составляющая С=0. В сечениях В-В и Вых-Вых радиальная составляющая скорости Сг= 0, статическое

давление на периферии в сечении В-В равно рсв, а в любой точке сечения Вых-Вых Р=Ршых-

Совместное решение приведенных выше уравнений при принятых граничных условиях позволило найти распределение параметров потока по радиусу в сечении В-В и определить расход газа через выходное устройство.

Используя равенство расходов рабочего тела на выходе из РК и через кольцевое сечение с периферийным радиусом и радиусом г0 (или ) как условие совместной работы выходного устройства и турбинной ступени при дополнительном условии обеспечения наименьшего давления рсв, определялось статическое давление р2 на ' выходе непосредственно из рабочего ЛВ.

Для проверки математической модели потока в выходном устройстве были проведены продувки закрытого РК в составе ЦСМТП. В процессе проведения эксперимента определялись моментная, мощностная, расходная и кпд-характеристики, используемые в методе обратного пересчета. Кроме того, было измерено статическое давление на выходе из РК р2 ■ В дальнейшем, на основании экспериментальных характеристик с помощью

совместного использования программных средств расчета параметров потока по методу обратного пересчета и математической модели потока в выходном устройстве были найдены значения давления на различных режимах работы центростремительного турбопривода.

Сравнение найденного таким способом давления р2 с экспериментальными значениями противодавления (см. рис. 4) свидетельствуют о расхождении расчетных и экспериментальных данных не более, чем на 3...5%. Это незначительно превышает погрешность измерения давления 8 р2 =1,5...2,0%.

Потери энергии в выходном устройстве предложено оценивать с помощью кпд т]вых, который представляет собой отношение изоэнтропического теплоперепада на ЦСМТ ¡МСМТк и30ЭНТр0Пическ0Му теплоперепаду на

ЦСМТ и выходном устройстве ¿чсмт*«"-*-.

Четвертая глава посвящена исследованиям влияния конструктивных параметров на характеристики малоразмерных центростремительных турбоприводов и их элементов, а также обобщению результатов этих и проведенных ранее исследований в форме, удобной для автоматизации расчетов.

В первую очередь исследованиям был подвергнут комплекс конструктивных параметров, связанных с малоразмерностыо СА. Исследование влияния высоты сопловых лопаток й^и горла

межлопаточных каналов аг на коэффициент скорости <р и угол потока на выходе из СА ах

Рг 1,3

1,2 1Д

>'„/р., .=3,5 2

/

Л5

2 17

о"-

0.1 0,2 аз У,

Рис.4. Зависимость противодавления от режимных параметров: --расчет; О - эксперимент

выполнено на СА с различными значениями густоты решетки (6/',)^ и эффективного угла аьФ-

В результате установлено, что потери в СА и угол а, остаются практически неизменными (см. рис. 5) а диапазоне относительной высоты лопаток (1г/аг)СА=0,6...2,0-При (к/аг) < ОД..0,6 начинается некоторое уменьшение коэффициента скорости и увеличение угла СС,. Предложены эмпирические выражения для вычисления изменения значений <р и а,.

9 0,86 0,84 0,82

•> 1 Ф г"

чг

/ -

0,5

1,0

1,5

2,0 (h/<ya

Рис.5. Влияние параметра {hjar) "а ф и а, при Х„=1,4 и alj+=15,7°:

«-(ЬЛОсл^^^-^ЛОСА^ Л- (Ь/11)са = 1'26; ' - (bNcA=2>42

Относительной высоте сопловых лопаток (л/о,-)^ <од..0,6 с которой начинается снижение коэффициента скорости и увеличение угла а,, соответствует число Re), = (4...3)-104, вычисленное по высоте лопаток hCA.

Исследование влияния относительной величины горла ог=аг/агжх (агчсх -1,4мм) межлопаточных каналов показало, что, как и в предыдущем случае, существует область автомодельности аг =1,3...2,2. При аг < 1,2...1,3, чему соответствует число Re'j, = (5...10) • 104 .вычисленное по аг, начинается заметное увеличение потерь и снижение коэффициента скорости соплового JIB (см. рис. 6).

Так как влияние высоты и горла межлопаточных каналов было исследовано при различных густоте решетки и эффективном угле, оказалось возможным определить зависимости значений коэффициента скорости и угла потока а: от указанных параметров.

ф

0,87 0,85

ЪО 1,5 2,0 \

Рис.б.Влияние величины горла на ф при >.,,=1,4 и а, ^,=15,7° В частности, было установлено, что при уменьшении [Ь/1^СА от значения 2,4 до так

называемой густоты "прострела" (см. рис. 3), при которой возможно проведение радиуса ^ касательного к входной и выходной кромкам соседних лопаток, уровень потерь в ЛВ не , изменяется и коэффициент скорости <р остается постоянным (рис.7). При уменьшении

густоты решетки ниже густоты прострела происходит существенное увеличение потерь и угла потока сс,.

Ф 0,8 0,7 0,6

2

\ 0

/ /

/ а, О 0 — 0 ■

1

а, 40 30 20

(Ь/^) 1,4 1,8 2,2 (Ь/%)

СА

Рис.7.Влияние густоты сопловой решетки на <р и а, при Х„=1,4;<2,^=15,7°; Ог=1,0и (А/аг)СА=0,85

Влияние густоты решетки СА на кпд ЦСМТ (см. рис. 8) как с полным, так и с парциальным подводом рабочего тела аналогично ее влиянию па коэффициент скорости <р .

Лт 0,4

0,3 0,2

У.-0.3 . У в—я- о. о -а—

г—«н -п-

/1 гт 3, .р. 0,2 -в- _а—

У од

V

1,0 1,4 1,8 2,2(Ъ/уа

Рис.8.3ависимость кпд от густоты решетки СА при ит=5: 0-б=1,0; х-е=0,267.

Экспериментально установлено, что зависимости коэффициента скорости от эффективного угла <хЪф (рис. 9) имеют максимум в большей части исследованных диапазонов режимных и геометрических параметров. Наличие максимума ср обусловлено действием противоположно влияющих факторов: увеличением потерь вследствие увеличения угла поворота потока при уменьшении а1э^> с одной стороны, и, с другой стороны,

увеличением степени конфузорности потока, а также снижением концевых потерь благодаря увеличению протяженности косого среза, где отсутствуют условия развития вторичных течений.

Вместе с тем, при малых значениях горла межлопаточных каналов, когда велики потери на трение в пограничном слое и вторичные потери, снижение а]эф приводит к

постоянному росту коэффициента скорости.

Совместное влияние относительной величины горла аг и эффективного угла на коэффициент скорости описано с помощью регрессионной модели.

Анализ полученных в результате эксперимента зависимостей

СА с

различными значениями а г показал, что влияние последнего на эти характеристики не превышает погрешности эксперимента. Поэтому в регрессионную модель, описывающую изменение дос, вошли только параметры Л.,, и а .

В дальнейшем исследование влияния а щ и аг на кпд-

характеристики ЦСМТ с полным и парциальным подводом позволило получить следующее выражение для

П.а = ПтЫ? = -5,05-Ю-2 -аг -7,177 -Ю"4 ■ а\%ф -

- 2,915 -Ю-2 -е2 + 9,347 -КГ3 -аг а иф + 5,982 • Ю'1 -ат-е-

- 9,11 • 10~3 • а ,зф • е - 2,296-10"2 ■ а г + 9,215 • Ю~3 • а {эф +

+ 5,897-Ю"2 -¿ч-0,9524, где £- степень парциальности;

Трг - наибольшее значение мощностного кпд при фиксированных значениях режимных параметров и степени парциальности. Линии постоянных значений Т]аа в исследованной области аЪф — аг приведены на рис.10 при е- 0,25 и в- 1.

2,0 1,5 1,0

ф

0,88 0,86 0,84

а, =1,9

-о—

10 15 20 а1эф,

Рис.9.Влшшие эффективного угла на коэффициент скорости СА при Хи=1,4

оценки относительного кпд

■ 1 эф

10 15 25 а.1н 10 15 25 ^

а) б)_

Рис. 10.Линии постоянных значений относительного кпд г|ю: а-е=0,25; 6-е=1,0

Анализ полученной зависимости свидетельствует о целесообразности уменьшения в ступенях с полным подводом рабочего тела во всем диапазоне исследованных

значений 7ГГ, аг. Вместе с тем, уменьшение эффективного угла а¡^ при сохранении

горла межлопаточных каналов сопровождается уменьшением числа сопловых лопаток. Это упрощает технологию изготовления ЛВ СА.

При изучении влияния относительной толщины выходных кромок сопловых лопаток 5кр = (5кру/аг)Сд было установлено, что ее увеличение до 0,3 практически не вызывает

изменения ф, и г|г .Дальнейшее увеличение 5хрД0 0,42 приводит к некоторому

снижению указанных параметров. Изменение кпд в этой области, в частности, может быть описано выражением

% = -5,426 • £гр + 3,33 ■ + 0,4926. где относительный кпд г^ представляет собой отношение г^ при фиксированных I, и У, в диапазоне ¿>кр = 0,3...0,42 и Г11 при тех же лг и Ут ,но при =0,14...0,3.

Исследование комплекса параметров, описывающих геометрию проточной части ступени в меридиональной плоскости, было начато с соотношения высот лопаток на выходе и входе 1г! в РК Ирк = //г,.

С помощью динамических продувок были получены зависимости Т|Г = /(ИРК) и установлены области ИРК, соответствующие наибольшему КПД. В дальнейшем экспериментальные зависимости Г)г = /{ЬРК) были представлены в виде Т]т — /(Р2 /-/*",), где Р^ = к ■ П] • /г,, а ^ = я ■ £>2 ■ /г2 .Это сделано в связи с тем, что отношение площадей = является более универсальным по сравнению с к!>к. В соответствии с

уравнением неразрывности, записанным для сечений на выходе и входе в РК параметр Р не зависит от относительного диаметра РК О = 02[ .

Для описания влияния отношения площадей Р на кпд ступеней с полуоткрытым и закрытым РК предложены соответствующие регрессионные модели. С их помощью установлена возможность улучшения технологичности ЛВ РК за счет уменьшения высоты лопаток Ь2 при допустимом уровне снижения энергетической эффективности.

Расширение струи газа в меридиональной плоскости на выходе из СА заставляет, во избежание утечек, выполнить высоту лопаток на входе в РК больше высоты сопловых лопаток на величину верхней А в и нижней А¡_г перекрыш (рис. 3).

При определении влияния перекрыш на рабочий процесс ЦСМТ с закрытым РК первоначально на установке для статических продувок ориентировочно были определены размеры сопловой струи в меридиональной плоскости. Затем с использованием теории математического планирования эксперимента были подготовлены закрытые РК и выполнены их динамические продувки в составе турбинных ступеней с полным и парциальным подводом рабочего тела. В итоге область исследуемых значений перекрыш была разбита на четыре подобласти и для каждой подобласти получена своя регрессионная модель, описывающая

изменение относительного кпд 77д = Г}т! 7]" .

Исследования влияния перекрыш на кпд ЦСМТ с полуоткрытым РК, проведенные Тихоновым А.Н., были дополнены и обобщены также с помощью четырех регрессионных моделей, относящихся к четырем подобластям исследованных значений перекрыш.

Линии постоянных значений Т1д, полученные на основании этих регрессионных моделей, приведены на рис. 11.

Ан 0,8

0,4

//1 i-0,584

\

-0,4 0 0,4 Да

0,5 1,0 1,5 Д3

а) б)

Рис.11.Линии постоянных значений относительного кпд Пд турбинных ступеней с : а - закрытым РК; 5 - полуоткрытым РК. Экспериментальное исследование влияния густоты рабочей решетки на кпд-характеристики ЦСМТ с полуоткрытым и закрытым РК позволило получить общую для этих типов турбин зависимость:

%/< = ЧтЫт =-0,04-(йДср)^+0,22-(йАср)^ + 0,72

где

- кпд турбинной ступени при густоте рабочей решетки =2,0.

Для частного случая геометрической формы рабочего ЛВ установлена зависимость трудоемкости его фрезерования от густоты решетки:

г = 51,44 ■ (Ь/1ср )\к-\ 03,3 • (¿дср) РК +66,88,

где X - трудоемкость в мин.

На основании двух последних выражений выявлена возможность снижения трудоемкости А Г изготовления ЛВ РК за счет снижения густоты решетки при допустимом

уровне уменьшения кпд Дг)г Дт, % (рис.12).

Впервые в области приведенной изоэнтропичес-кой скорости = ОД..1,2 и

углов атаки / = -8...+8° получены экспериментальным путем газодинамические характеристики полуоткрытых и закрытых ЛВ РК. Эти характеристики ЛВ РК использованы в методе расчета и проектирования ЦСМТП.

Результаты комплексного исследования влияния степени парциальности, относительного диаметра и высоты лопаток на кпд-характеристики ступеней с закрытым РК представлены в виде зависимостей

Ж = 7г/%%в,024 = /Сь/А) при е= уаг, Б = уаг, ^ = уаг,7Г = \'аг

и

8 Дг]г, %

Рис.12. Изменение трудоемкости изготовления ЛВ РК в зависимости от допустимого уровня снижения кпд

г]" - f{s) при h^ = h^/Z), = var, D = var, щ =var,YT = var

(см.рис. 13 и 14), где %=0 024 -мощностной кпд при относительной высоте сопловых лопаток hCA — 0,024, соответствующий относительной высоте лопаток СА исходной ЦСМТ.

Их анализ совместно с результатами аналогичных исследований ЦСМТ с полуоткрытым РК, выполненных Тихоновым Н.Т. и Тихоновым А.Н., показал:

на вид зависимостей

0,01 0,02 0,03 hCA/D1 Рис13. Влияние параметра hCA/D, на относительный кпд rjh

Л.

0,95

0,90

с =0,6

Ут=Ог ■,YT-Or > 3

0,8

0,2 0,4 0,6

Рис.14. Влияние степени парциальное™ на относительный кпд т[си при различных значениях у

T]h = /(hCA /А) не оказывают влияние степень парциальности, протяженность рабочего JIB и режимные параметры;

- на характер зависимостей rj" — f(s) не влияют параметры ят и hCA, а уменьшение D и увеличение YT приводит к увеличению потерь от парциальности и снижает уровень

относительного кпд Т]е .

Изменение конфигурации

турбопривода на базе ЦСМТ возможно за счет изменения протяженности неподвижной крышки РК. Экспериментально установлено, что пока зазор между СА и РК закрыт неподвижной крышкой ее протяженность практически не влияет на энергетическую эффективность. Если же в конструкции турбопривода с закрытым РК полностью отказаться от этого элемента, то снижение кпд не превысит 4% (отн.).

При анализе размеров турбоприводов на базе ЦСМТ установлено, что их габаритные диаметры изменяются в довольно большом диапазоне. В частности, диаметр обычно изменяется от 20 до 80 мм. Для оценки влияния фактора масштабности в таком широком диапазоне был проведен эксперимент. Он позволил получить зависимости относительного кпд от отношения диаметров Пэт = /),/Дэг , где эг = 49,5мм, а - мощностной кпд эталонной турбинной ступени с оптимальными геометрическими параметрами при

/>, = £>1ЭГ и ЙСА = 0,024.

Для оценки влияния фактора масштабности на кпд ЦСМТ с полуоткрытым РК получено выражение:

0,0496

= 1,061- —

(D3T +0,008)

а для ЦСМТ с закрытым РК:

^ = 1,047- _°'°329 2 °эт (D3T + 0,049)2

В пятой главе сформулированы критерии энергетической эффективности многорежимных турбоприводов на базе ЦСМТ. Разработан метод расчета и проектирования многорежимных ЦСМТП, включающий оптимизацию их геометрических и режимных парам сиров с учетом конструктивных ограничений и технологических требований.

В качестве критериев энергетической эффективности многорежимных ЦСМТП предложены аналоги: мощностного кпд:

ьцсмта ^цсмтп

^О^цсмтт^ ¡=1

удельной мощности

£ _ ¡ЦСМТП уЦСМГИ _ _/=]_

/=1

или удельного расхода рабочего тела = где на ¡-ом режиме:

- - расход рабочего тела;

Г, - время работы;

¿Г™' изоэнтропическая работа ЦСМТП;

^снгп = . -мощностей кпд ЦСМТП.

Мощностной кпд ЦСМТП ^смтп на ¡-ом режиме представлен в виде произведения /2ЭТ,

кпд входного и выходного ~Цвь,х устройств и комплекса Г)4, который учитывает

влияние факторов, рассмотренных в главе 4:

ЦСМТП —

П =Пв-П« ■тЪг-'Пй«

В качестве эталонной принята квазиактивная центростремительная ступень микротурбины с полным подводом рабочего тела. Относительная высота лопаток ее СА ИСА — 0,024, /), =49,5мм и О =0,6. Значения остальных геометрических параметров выбраны обеспечивающими наибольший мощностной кпд при 71т = 5 и Ут — 0,2.

Первый критерий является более общим и оценивает эффективность

преобразования располагаемой работы ЦСМТП в работу на валу турбопривода. Два других критерия характеризуют эффективность использования рабочего тела запасенного, например, в баллонах на борту ЛА.

Целью расчета и проектирования ЦСМТП по предложенному методу является определение режимных параметров и формирование проточной части, обеспечивающих заданный график нагрузки при принятом законе регулирования параметров ЦСМТП и наилучшее значение выбранного критерия энергетической эффективности.

Исходной информацией в разработанном методе являются:

- график нагрузки турбопривода = /{?) или N = /(г) ип= _/"( т);

- программа регулирования параметров ЦСМТП - закономерности изменения рю . Тт и

Рвых'

Метод расчета и проектирования ЦСМТП состоит из трех этапов. На первом этапе осуществляется выбор режимных и геометрических параметров ЦСМТП, которые при заданном графике нагрузки и принятом законе регулирования параметров ЦСМТП обеспечивают наилучшее значение выбранного критерия энергетической эффективности. Выбор указанных параметров осуществляется на базе решения задачи оптимизации. В зависимости от назначения многорежимного ЦСМТП в качестве критерия оптимальности (функции цели) выбирается один из указанных выше критериев энергетической эффективности. При решении задачи оптимизации соблюдаются ограничения функционального, режимного, конструктивного, технологического и эксплуатационного характера.

К функциональным ограничениям отнесены:

- равенство мощностей ЦСМТП и заданной графиком нагрузки;

* т'

- закономерности изменения параметров рт, 1вх и рвых.

В качестве режимных и конструктивных ограничений использованы границы диапазонов исследованных режимных и конструктивных параметров. Кроме этого, густота сопловой решетки с меньшей стороны ограничена густотой "прострела" (6//,)лр а,

выбираемые густоты решеток РК и СА должны обеспечивать целое число лопаток.

С технологической и эксплуатационной точек зрения недопустимы назначения:

- толщины выходных кромок сопловых и рабочих лопаток меньше 8К = 0,3мм

- горла межлопаточных каналов меньше аг = 1,0мм;

- радиального и осевого зазоров меньше А = 0,25...0,30лш.

На втором этапе предложенного метода проводится термогазодинамический расчет ЦСМТП и определяются кинематические параметры потока в характерных сечениях турбинной ступени.

На третьем этапе решаются задачи выбора недостающих геометрических параметров сопловых и рабочих решеток и осуществляется профилирование сопловых и рабочих лопаток.

Алгоритм расчета и проектирования ЦСМТП по предложенному методу представлен на рис. 15.

В шестой главе описаны результаты апробации разработанного метода расчета и проектирования ЦСМТП в экспериментальных, теоретических и натурных исследованиях. Приведены примеры практического использования результатов работы.

■•'•'Экспериментальные исследования шести типоразмеров ЦСМТП с различными входными устройствами, созданных с использованием разработанного метода, показали, что

расхождение расчетных и измеренных значений N , N и -[-] ЦСМТП на расчетном режиме не превышает соответственно 3,0; 5,0 и б %.

Вместе с тем, проведенные исследования позволили увеличить на расчетном режиме значения критериев энергетической эффективности ЦСМТП с закрытым РК на 10...30% (в

зависимости от ра/ рвш , ¥Т, ¿'и Исл) по сравнению с аналогичным ЦСМТП, испытания которого были выполнены до описанных исследований в 1964г. Улучшение энергетической эффективности ЦСМТП с полуоткрытым РК достигает 25% (в зависимости от рех /ркых, Тт, е и ИСА) по сравнению с ЦСМТП на базе эталонной ступени, предложенной в 1981г. Тихоновым А.Н.

Рис.15. Алгоритм метода расчета и проектирования ЦСМТП

Учет многорежнмности функционирования ЦСМТП, как показал численный эксперимент, позволяет снизить расход рабочего тела до 7 ... 10 %.

Далее приведены примеры практического использования результатов работы.

Применение опытных образцов ЦСМТ для привода электрогенераторов и коммутирующих устройств, выполненных с учетом рекомендаций по выбору геометрических параметров СА и РК и использованных на ЛА конструкции РФЯЦ -ВНИИЭФ (г.Арзамас-16), позволило увеличить клд турбоприводов на 6... 12%. Проведенная с помощью методики расчета проточной части коррекция входного устройства турбопривода, работающего от набегающего воздушного потока, дала возможность увеличить ствх с 0,58 до 0,88, т.е. в 1,5 раза.

Предложенный метод проектирования СА использован при разработке аппарата спутной закрутки воздуха для охлаждения турбинных дисков и лопаток маршевого ГТД в АО СНТК им. Н.Д. Кузнецова. Применение предложенного в диссертации способа проектирования позволило повысить газодинамическую эффективность аппарата спутной закрутки.

Многорежимные ЦСМТП, выполненные на базе разработанного метода расчета и проектирования, использованы при создании технологической энергетической системы в ВКБ РКК "ЭНЕРГИЯ". Использование этого метода дало возможность обеспечить более высокий кпд и повысить надежность функционирования всей энергоустановки по сравнению с ранее использованной. При доводке элементов созданной энергетической системы были использованы разработанные в диссертации методики их испытаний.

Применение усовершенствованных на базе результатов диссертационной работы ЦСМТП в составе ручного механизированного пневмоинструмента дало возможность снизить расход сжатого воздуха, улучшить технологичность и уменьшить массу пневмомашин. Высокая эффективность ручного пневмоинструмента с ЦСМТП подтверждена при его использовании на ряде предприятий страны. В частности, применение ручных пневмошлифовальных машин на базе ЦСМТП в АО "Новосибирский инструментальный завод", АО "Самарский завод котельно-вспомогательного оборудования и турбоприводов", АО "Самарский судоремонтный завод", АООТ "Самарское конструкторское бюро машиностроения", АО "ЗиМ-инструмент" позволило повысить производительность выполнения слесарных операций в 1,5...2,0 раза. Это оказалось возможным благодаря уменьшению габаритных размеров и массы турбоприводов, пониженному уровню вибрации и шума при их работе.

Использование входного устройства турбопривода, спроектированного по предложенной методике, в установке, разработанной в НПО "Неорганика" (г. Электросталь Московской обл.) позволило перейти на более высокий уровень частоты вращения вала устройства. А это необходимо для получения высококачественных ультратонких полимерных волокон, а также для снижения расхода рабочего тела.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

Решена важная научно-техническая проблема повышения энергетической эффективности многорежимных центростремительных микротурбинных приводов. На базе теоретического и экспериментального исследований определены основные факторы, влияющие на энергетическую эффективность, изучено их воздействие на характеристики рассмотренных турбоприводов и их элементов. Разработан метод проектирования многорежимных ЦСМТП.

При этом получены следующие основные результаты.

1.Ha основании анализа особенностей рабочего процесса многорежимных ЦСМТП устаноалены перспективные пути повышения их энергетической эффективности.

2.На базе теоретических и экспериментальных исследований выявлены основные закономерности рабочего процесса ЦСМТП с закрытым PK.

3.Выполнены экспериментальные исследования влияния основных конструктивных и режимных параметров на энергетическую эффективность ЦСМТП и их элементов. Проведено обобщение результатов выполненных исследований в виде математических моделей.

4.Разработаные математические модели потока во входном и выходном устройствах ЦСМТП позволяют:

- уо-тановить взаимосвязь параметров рабочих процессов во всех элементах турбодвигателя;

- учитывать влияние противодавления на характеристики турбопривода;

- определить газодинамические характеристики рабочих ЛВ на основании выполненных статических и динамических продувок.

5.Выявлены и обоснованы способы улучшения технологичности малоразмерных центростремительных турбоприводов при допустимом уровне снижения энергетической эффективности.

6.Предложена и обоснована система критериев оценки энергетической эффективности многорежимных турбоприводов.

■^.Разработанный метод проектирования ЦСМТП и созданные на его базе программные средства представляют собой инструмент для выявления таких сочетаний геометрических и режимных параметров турбопривода, которые при заданных графиках нагрузки и закономерностях изменения параметров турбопривода обеспечивают наилучшие значения критериев энергетической эффективности. Это г метод обеспечивает уровень отклонения расчетных и экспериментальных данных не более, чем на З...6%.

8,Созданное новое и усовершенствованное используемое стендовое оборудование позволяет повысить достоверность исследования малоразмерных турбоприводов и их элементов. Разработанная методика выбора экспериментального оборудования обеспечивает наименьшую погрешность результатов испытаний.

9.В общей совокупности проведенные теоретические и экспериментальные исследования позволили улучшить показатели энергетической эффективности ЦСМТП на 10...30% (в зависимости от конфигурации и значений 1ZT, YT, £, hCA) по сравнению с ЦСМТП, оптимизация геометрических параметров которых проведена в работах до 1982г.

Ю.Результаты исследований, рекомендации по усовершенствованию турбоприводов, а также созданные автором турбодвигатели внедрены в практику работы предприятий аэрокасмической промышленности н других отраслей, а также в учебный процесс.

Основные научные результаты диссертации защищены авторскими свидетельствами СССР № 1118877, № 1153253, № 1248360, № 1259791, № 1369392, № 1464098, № 1478073, № 1538086, патентом Российской Федерации № 1795127 и изложены в следующих работах:

1.Тихонов Н.Т., Тихонов А.Н., Матвеев В.Н. Экспериментальное определение оптимальных отношений высот лопаток на выходе и входе радиальных центростремительных микротурбин // Изв. вузов. Авиационная техника. 1984. N1. С. 40-44.

2.Тихонов Н.Т., Трофимов A.A., Матвеев В.Н. Влияние густоты решетки соплового аппарата на экономичность центростремительной микротурбины с полным впуском // Изв. вузов. Авиационная техника. 1984. № 3. С. 56-59.

3.Тихонов Н.Т., Вьюнышев В.Н., Матвеев В.Н. Установка для статической продувки сопловых аппаратов и рабочих колес микротурбины // Испытание авиационных двигателей. УАИ. Уфа, 1983. № 11. С. 66-69.

4.Тихонов Н.Т., Мусаткин Н.Ф., Матвеев В.Н. Серия воздушных турбодвигателей повышенной экономичности II Информад. листок Куйбышев. ЦНТИ. № 26-84. С. 1-4.

5.Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф. Выбор оптимальной величины соотношения высот лопаток на выходе и входе в закрытое рабочее колесо центростремительной микротурбины //

Проектирование и доводка авиационных газотурбинных двигателей / КуАИ. Куйбышев, 1986. С. 92-96.

6.Тихонов Н.Т., Трофимов A.A., Матвеев В.Н. Влияние угла наклона осей меяслопаточных каналов соплового аппарата на экономичность центростремительной микротурбины с полным подводом рабочего тела // Изв.вузов. Авиационная техника. 1987. № 2. С. 83-86.

7.Тихонов Н.Т., Матвеев В.Н. Экспериментальное исследование влияния величин верхней и нижней перекрыш на экономичность радиальных центростремительных микротурбин с закрытым рабочим колесом И Изв.вузов. Авиационная техника. 1987. № 4. С. 92-94.

8. Тихонов Н.Т., Матвеев В.Н. Влияние высоты лопатки на выходе из обандаженного рабочего колеса радиальной центростремительной микротурбины на ее кпд II Изв.вузов. Авиационная техника. 1988. № 4. С. 100-101.

Э.Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф. Влияние фактора масштабности на кпд осевых и центростремительных воздушных микротурбин // Проектирование и доводка авиационных газотурбинных двигателей / КуАИ. Куйбышев, 1989. С.54-59.

Ю.Тихонов Н.Т., Мусаткин Н.Ф., Матвеев В.Н. Гидравлический моментомер с масляным слоем для испытания микротурбин // Испытание авиационных двигателей. УАИ. Уфа, 1990. №17. С. 122-128.

П.Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф. Совместное влияние эффективного угла и величины горла на эффективность соплового аппарата центростремительной микротурбины II Проектирование и доводка авиационных газотурбинных двигателей / СГАУ. Самара, 1992. С.80-84.

12. Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф. Влияние высоты лопаток на коэффициент скорости соплового лопаточного венца центростремительной микротурбины // Динамические процессы в силовых и энергетических установках летательных аппаратов / СГАУ. Самара, 1994. С. 218222.

13.Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф., Ничитайло A.A. Особенности влияния высот лопаток на угол выхода сопловой струи в микротурбине // Математическое моделирование систем и явлений / СГАУ. Самара, 1995. С. 70-74.

Н.Матвеев В.Н., Сивиркин Д.В., Тихонов Н.Т. Влияние толщины выходных кромок лопаток сопловой решетки на экономичность центростремительных микротурбин // Актуальные проблемы производства. Технология, организация, управление / СГАУ. Самара, 1995. С. 2226.

15.Матвеев В.Н., Сивиркин Д.В., Тихонов Н.Т. Методика выбора типа тормозной установки для испытания микротурбины II Актуальные проблемы производства. Технология, организация, управление/ СГАУ. Самара, 1995. С. 27-33.

16.Матвеев В.Н., Сивиркин Д.В., Тихонов Н.Т. Методика определения погрешности измерения параметров при статических продувках элементов' 'микротурбин II Актуальные проблемы производства. Технология, организация, управление / СГАУ. Самара, 1995. С. 3444.

17.Газодинамическое исследование кольцевых сопловых решеток малоразмерных турбин: Методические указания / В.Н. Матвеев, Н.Ф.Мусаткин, Н.Т.Тихонов, A.A. Нечитайло // СГАУ. Самара, 1993. 24 с.

18.Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф. Обобщение результатов экспериментального исследования влияния перекрыш: на экономичность центростремительных микротурбин с закрытым рабочим колесом // Ракетно-космическая техника. Серия ХП / ВКБ РКК "Энергия". Самара, 1996. Вып. 1.С. 101-108.

19.Матвеев В.Н., Сивиркин Д.В., Тихонов Н.Т. Конструктивный способ улучшения технологичности рабочего лопаточного венца центростремительной микротурбины // Актуальные проблемы производства. Технология, организация, управление / СГАУ. Самара, 1996. С. 129-135.

20.Матвеев В.Н., Сивиркин Д.В., Тихонов Н.Т. Исследование возможности уменьшения протяженности крышки рабочего колеса центростремительного микротурбинного привода //

Актуальные проблемы производства. Технология, организация, управление / СГАУ. Самара, 1996. С. 136-139.

21.Тихонов Н.Т., Мусаткин Н.Ф., Матвеев В.Н. Теория лопаточных машин авиационных газотурбинных двигателей: Учебное пособие/СГАУ. Самара, 1992.151 с.

22.Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф., Тихонов Н.Т. Экспериментальное определение влияния фактора масштабности на кпд микротурбин// Изв. вузов. Авиационная техника. 1997. № 2. С. 65-69.

23. Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф. Выбор эффективного угла сопловой решетки парциальной центростремительной микротурбины // Проектирование и доводка авиационных газотурбинных двигателей / КуАИ. Куйбышев, 1990. С. 82-86.

24.Экспериментальное получение энергетической характеристики турбины: Методические указания / ИПО СГАУ. Самара, 1995. 19 с.

25.Матвеев В.Н., Тихонов Н.Т., Сивиркин Д.В. Влияние густоты рабочей решетки на экономичность центростремительных микротурбин с полным подводом рабочего тела// Изв. вузов, авиационная техш1ка.-1988.-№3-С.63-66.

26.Матвеев В.Н., Белоусов Е.Ю., Малышев A.B. Исследование возможности снижения густоты сопловой решетки, парциальной центростремительной микротурбины// Вестник СГАУ. Проблемы и перспективы развития двигателестроения.-1998.-Вып.2, часть 1.-С.56-59.

27.Матвеев В.Н., Тихонов Н.Т., Сивиркин Д.В. Обобщение экспериментальных исследований влияния перекрыш на кпд центростремительных микротурбин// Вестник СГАУ. Актуальные проблемы производства Технология, организация, управление.-1998.-Вып.4.-С.124-136.

28.Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф., Нечитайло A.A. Обобщение газодинамических характеристик сопловых аппаратов центростремительных ыикротурбин.// Вестник СГАУ. Актуальные проблемы производства. Технология, организация, управление.-1998.-Вып.4-С.-137-147.

29; Матвеев В.Н., Тихонов Н.Т., Шевырин A.M. Ручная пневмошлифовальная машина ПШТ-5 // Информац. листок Куйбышев. ЦНТИ. № 469-82. С. 1-4.

30.Матвеев В.Н., Тихонов Н.Т. Повышение эффективности холодильных турбоагрегатов посредством усовершенствования проточной части центростремительных микротурбин // Современное состояние и перспективы развития кондиционирования воздуха на судах: Тез. докл. VIII Всесоюз. науч.-техн. конф. / ЦНИПИ. Николаев, 1984. С. 138-141.

31.Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф. Исследование возможности улучшения массовых и габаритных характеристик бортовых энергетических установок космических аппаратов // Труды IX Всесоюзная конференция по микроэнергетике ВКМЭ /КуАИ. Куйбышев, 1987. С. 114-117.

32.Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф., Тарабрин O.A. Улучшение технологичности соплового аппарата центростремительной микротурбины конструктивным способом И Тез. докл. отраслев. науч.-техн, совещ. / Омск, филиал НИИ технологии и организ. производства двигателей. Омск, 1990. С. 19-24.

33.Турбиновоздушный тормоз для испытания малоразмерных турбин / В.Н. Матвеев, Н.Ф.Мусаткин, A.A. Нечитайло, И.Ю. Шанин И Проблемы динамики пневмогидравлических и топливных систем летательных аппаратов и двигателей : Тез.докл. П Всероссийск. науч.-техн. конф. / СГАУ. Самара, 1993. С. 67-68.

34.Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф., Радько В.М. Применение микротурбин в ручном пневмоинструменте И Гидропривод. Проблемы использования конверсионных разработок в машиностроении: Материалы Всеросийск. науч.-практич. конф. СГАУ. Самара, 1994. С. 4546.

35.Матвеев В.Н., Мусаткин Н.Ф. Тихонов Н.Т.. Повышение энергетической эффективности микротурбин // Проблемы и перспективы развития двигателестроения в Поволжском регионе: Тез. докл. Междунар. науч.-техн. конф. / СГАУ. Самара, 1997. С. 138-140.

36.Матвеев В.Н. Математическая модель потока на выходе из рабочего колеса центростремительной микротурбины // Проблемы и перспективы развития двигателестроения

| в Поволжском регионе: Доклады Междунар. науч.-техн. конф. / СГАУ. Самара, 1997. Часть I. С. 99-104.

37.Матвеев В.Н., Тихонов Н.Т., Мусаткнн Н.Ф. Конверсия научной тематики исследования рабочего процесса микротурбин в Самарском государственном аэрокосмическом университете // Проблемы и перспективы развития двигателестроения в Поволжском регионе: Доклады Междунар. науч.-техн. конф. / СГАУ. Самара, 1997. Часть I. С. 180-184.

Тезисы докладов.

38.Матвеев В.Н. Особенности метода проектного расчета многорежимных центростремительных микротурбинных приводов (ЦСМТП)// Проблемы и перспективы развития двигателестроения в Поволжском регионе (П). Проблемы конструкционной прочности двигателей (XIV): Тез. докл. Объединенной междунар. научн.-техн. конф7СГАУ. Самара.-1999.-С.72-74.

39.Матвеев В.Н., Радько В.М., Тихонов Н.Т. Влияние относительного диаметра рабочего колеса центростремительной микротурбины на мощносггной кпд при низких значениях степени понижения давления// Проблемы и перспективы развития двигателестроения в Поволжском регионе (П). Проблемы конструкционной прочности двигателей (XIV): Тез.докл.Объединенной междунар. научн.-техн. конф-/СГАУ.Самара.-1999.-СЛ 33-134.