автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.12, диссертация на тему:Разработка, оптимизация и унификация проточных частей компрессорных машин газоперекачивающих агрегатов головных компрессорных станций

На правах рукописи.

ЖУРАВЛЕВ

Юрий Иванович

РАЗРАБОТКА, ОПТИМИЗАЦИЯ И УНИФИКАЦИЯ ПРОТОЧНЫХ ЧАСТЕЙ КОМПРЕССОРНЫХ МАШИН ГАЗОПЕРЕКАЧИВАЮЩИХ АГРЕГАТОВ ГОЛОВНЫХ КОМПРЕССОРНЫХ СТАНЦИЙ.

Специальность 05 04 12 - Турбомашины и комбинированные турбоустановки

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук.

ООЗ

Санкт-Петербург

2007 г.

003160257

Работа выполнена в ЗАО «Уральский турбомоторный завод»

Официальные оппоненты доктор технических наук, профессор Фагим Шайхович Гельмедов доктор технических наук, профессор Георгий Николаевич Ден доктор технических наук, профессор Юрий Борисович Галеркин

Ведущая организация - ООО «ВНИИГАЗ»

Защита состоится « 2 » 2007 г в '¡0 ч

на заседании диссертационного совета ОАО «НПО ЦКТИ» Д 520 023 01 по адресу 194021, Санкт-Петербург, Политехническая ул, д 24

С диссертацией можно ознакомиться в научно- технической библиотеке ОАО «НПО ЦКТИ» ^

Автореферат разослан « С' С6' ^ ^4^2001 г

Отзыв на автореферат, заверенный печатью, в одном экземпляре просим направить в адрес совета ОАО «НПО ЦКТИ»

191167, Санкт-Петербург, ул Атаманская, д 3/6

Ученый секретарь совета кандидат технических наук ¿^ ~7 В М Ляпунов

Общая характеристика работы.

Актуальность темы В связи с большими преимуществами природного газа по сравнению с другими видами топлива он приобретает все возрастающее значение в структуре топливного баланса страны и экспорта природных ресурсов

Программа строительства новых газопроводов, компрессорных станций (КС) и реконструкция существующих газотранспортных систем включают в себя проектирование и головных компрессорных станций (ГКО)

В отличие от более или менее постоянного режима работы линейной КС параметры ГКС существенно изменяются с течением времени Проектное развитие ГКС в период постоянной добычи определяется наращиванием мощности при снижении пластового давления, в период падающей добычи-уменьшением отбора и загрузкой установленных газоперекачивающих агрегатов (ГПА) за счет увеличения степени повышения давления (л ) при неоднократном применении сменных проточных частей (СПЧ)

К моменту начала проектных работ на Турбомоторном заводе (ТМЗ) применялись как регенеративные, так и безрегенеративные газотурбинные установки (ГТУ)

В регенеративной ГТУ оптимальная степень повышения давления, принимаемая из условия наибольшей тепловой экономичности, меньше, чем это необходимо для получения наибольшей удельной избыточной работы

Можно отметить, что по мере совершенствования ГТУ при последовательном увеличении п для линейных КС вместо регенерации может рассматриваться использование тепла уходящих газов в котле-утилизаторе с выработкой дополнительной мощности в паровой турбине, могущей найти применение, в частности, при создании газопарового двигателя, КПД которого с использованием осевого компрессора (ОК) наддува, работающего от этой турбины, может быть получен близким к предельному при выбранных степени повышения давления и температуре газа перед турбиной

В безрегенеративной ГТУ для получения максимального КПД общая степень повышения давления принимается максимально достижимой на момент проектирования

Технико-экономическое сравнение регенеративных и безрегенеративных ГТУ для газопроводов, учитывая низкую себестоимость газа в районе месторождения, а также меньший вес и габариты турбогруппы, связанные с меньшим массовым расходом воздуха и повышенной быстроходностью, показало, что ГТУ без регенерации могут найти применение на ГКС и магистральных газопроводах, пролегающих в труднодоступных районах

Учитывая меньшую стоимость жизненного цикла стационарного ГПА, определяемого назначенным ресурсом работы и соответствующими затратами на ремонтно-техническое обслуживание, и имея в виду, что в ГПА с авиационным приводом используются как однокаскадные, так и двух и трехкас-кадные ОК, в установках для ГКС целесообразно рассматривать, по мере со-

вершенствования ГПА, однокаскадные быстроходные высоконапорные ОК с КПД, близкими к максимальным, достигнутым в низконалорных проточных частях

Необходимо также разработать способы оптимизации проточных частей, направленных в первую очередь на расширение диапазона устойчивой работы, увеличение максимального КПД и пологости газодинамических характеристик ЦН в связи с перемещением с течением времени рабочих режимов на ГКС в сторону больших объемных расходов Последнее позволяет в общем случае увеличить время работы СПЧ между переоснастками

При выбранном подходе к проектированию проточных частей ОК и ЦН необходимо было разработать и использовать способы расчета ОК и ЦН, позволяющие обеспечить высокие показатели снижения металлоемкости с ростом мощности ГПА, которая на ГКС расходуется также и на увеличение степени повышения давления ЦН

Цель работы определилась задачей разработки принципов конструирования стационарных проточных частей ОК и ЦН для газовой промышленности и методик газодинамического расчета, позволяющих определять характеристики ОК и ЦН и выполнять сравнительную оценку проектируемых вариантов

Научная новизна Обосновано создание высоконапорного экономичного стационарного ОК с трансзвуковыми ступенями на входе путем предвьслюче-ния ступеней к неизменному исходному отсеку

Учитывая предположение о том, что дозвуковые и трансзвуковые ступени являются представителями непрерывного изменения конфигурации лопаток и каналов, необходимого для эффективного использования потока при возрастании чисел Маха в относительном движении, установлены параметры трансзвукового низконапорного рабочего колеса (РК), имеющего ту же густоту решетки, что и РК исходной группы ступеней

Для приспособления РК к относительным скоростям, несколько превышающим скорость звука, необходимо уменьшить изгиб профиля РК (за счет уменьшения закрутки потока перед РК до нуля), не допуская тем самым увеличения волновых потерь давления, связанных с ускорением и возможным отрывом потока после головного скачка у спинки профиля

Определено, что при некотором дальнейшем увеличении чисел Маха и быстроходности (для сохранения прежнего режима работы основной группы в условиях повышения начальной температуры воздуха перед ней), а также соответствующего увеличения степеней повышения давления предвключае-мых ступеней с осевым входом при использовании изгибов профиля на среднем радиусе, не превышающих изгиба профиля исходного дозвукового РК, сохранение высокого КПД ступени должно достигаться соответствующим увеличением густоты решетки (по сравнению с густотой решетки РК исходной трансзвуковой ступени ОК), позволяющим обеспечить смещение места пересечения замыкающего скачка с поверхностью профиля вперед вдоль линии лопатки и, следовательно, уменьшение потерь, вызываемых взаимодей-

ствием скачков с пограничным слоем

Надежность метода создания новых ОК путем предвключения к исходному отсеку группы ступеней, включая стыковочную, спроектированную, как и вся предвключенная часть, с учетом переменности потерь энергии по высоте канала, может быть повышена путем использования РЛ с увеличивающимся к концам лопатки теоретическим напором

В работе получены данные об использовании концевых центробежных ступеней полунасосного типа при формировании быстроходного осецентро-бежного компрессора с высоким суммарным КПД, а также осерадиальных диффузоров, следующих за лопаточным аппаратом ОК, с перерасширением каналов в осевой части и поджатием на повороте, дополнительно уменьшающих потери полного давления в напорных диффузорах

По проточным частям центробежных нагнетателей ГКС предложена и обоснована конструкция ЦН с использованием за РК выходного устройства с безлопаточным диффузором (БЛД) и боковой сборной камерой при цилиндрическом (в отличие от спирального) корпусе в наружной его части, обеспечивающая устранение «языка » у сборника и, в связи с этим, дополнительную пологость газодинамической характеристики с БЛД в зоне повышенных расходов при практическом отсутствии неравномерности давлений за РК

По рабочим колесам разработана конструкция РК полунасосного типа с уменьшенной диффузорностью межлопаточных каналов (за счет увеличения входного угла лопаток), обеспечивающая максимальные значения КПД РК и еще большую пологость характеристик ЦН

Экспериментально получены сравнительные данные работы ЦН с лопаточным (ЛД) и безлопаточным диффузорами применительно ко всему известному ряду РК (по входным и выходным углам наклона лопаток)

Постановка ЛД с использованием РК с увеличенными входными углами лопаток при одинаковой ширине ЛД и РК не приводит к увеличению максимальных значений КПД (При увеличении ширины ЛД по сравнению с выходной шириной РК КПД на левой ветви рабочей характеристики может быть повышен, но при смещении границы помпажа в сторону больших расходов )

При установке колес с уменьшенной диффузорностью межлопаточных каналов предложено меридиональное профилирование БЛД, включающее использование начальной вращающейся части (ВД), образованной продлением ведущего и покрывающего дисков РК, а также расширяющегося и в некоторых случаях следующего за ним радиально-осевого участков, позволяющее получить наиболее пологие характеристики КПД, не уступающие по уровню его максимальных значений характеристикам с использованием ЛД

Определены оптимальные густоты решеток РК, углы отставания потока и величины «коэффициентов снижения мощности»

Исследованы поэлементные газодинамические характеристики левых ветвей ЦН с БЛД, полученные в условиях работы при помпаже Показано, что крутизна увеличения напора на восходящем участке характеристики свя-

зана с интенсивностью вихревых следов за лопатками, сбегающих с определенной периодичностью навстречу общему потоку В тех случаях, когда помпажные колебания захватывают только зону БЛД без проникновения в РК, с помощью механического (ВД) и аэродинамического воздействия на поток за РК можно в некоторых случаях эти помпажные колебания полностью устранить, расширив тем самым диапазон рабочих режимов ЦН также и в зоне малых расходов

При использовании предложенного способа обобщения газодинамических параметров разработан метод расчета характеристик обеих ветвей РК, БЛД и всего ЦН, базирующийся на поэлементном их изучении

Предложена унификация лопаточных аппаратов (с использованием одной проточной части) ОК и ЦН в двух мощностных рядах ГПА, основанная на полученных широкодиапазонных газодинамических характеристиках

Научная новизна и достоверность разработок подтверждены полученными авторскими свидетельствами и патентами на изобретения, сравнением расчетных результатов с экспериментальными, включая данные исследователей различных институтов, совпадением проектных и опытных характеристик ГПА ТМЗ по трем поколениям установок мощностью 6,16 и 25 МВт

Практическая ценность и внедрение результатов выражаются в осуществлении всех типов ГПА ТМЗ, включая конструкции ЦН по трем переоснасткам на ГКС страны

Автор защищает

1 Теоретические положения об основных механизмах аэродинамических потерь в элементарных низконапорных и высоконапорных трансзвуковых ступенях

2 Теоретические положения о механизме возникновения помпажных колебаний в ЦН с БЛД и подавлении их в самом источнике

3 Метод наращивания единичных мощностей приводных ГТУ путем форсирования газодинамических параметров и частот вращения за счет предвюпочения ступеней ОК

4 Метод расчета характеристик ЦН и ОК

5 Новые типы конструкций ступеней ОК и ЦН,

Публикации По материалам диссертации опубликованы 75 печатных работ Основное научное содержание диссертации отражено в 18 публикациях

Структура и объем Диссертация (вместе с приложением) состоит из введения, пяти глав, выводов, списка использованной литературы и содержит 273 страницы текста, 25 таблиц, 517 рисунков и 257 литературных источника

Содержание работы.

Введение содержит обоснование актуальности и описание цели, задач, научной новизны и практического значения работы

В первой главе приведено описание стендов, предназначенных для ис-

пытаний головных образцов ОК (в составе ГТД) и ЦН, экспериментальных установок для испытаний двух и трехступенчатых ОК, одно и двухступенчатых ЦН, а также центробежных ступеней уменьшенной размерности, установки, для испытаний осерадиальных выходных диффузоров ОК, установок для испытаний осерадиальной ступени применительно к осецентробежному компрессору, испытаний осерадиальных ступеней для ЦН

Далее рассмотрено влияние критериев подобия, в частности, отнесенной к таковым интенсивности колебания скорости и турбулентных пульсаций за РК на характеристики следующего за ним направляющего аппарата (НА), чисел Ые, Рг, БЬ, М, к=Ср/Су

Поскольку газодинамическое соответствие разных потоков относится прежде к числам М в абсолютном движении на входе и выходе из колеса, оно может быть выражено зависимостью тг, г) = (Мы, Мс2, к) или к , г| = [я(?ч), Аи2, к]

Совпадение расходно-напорных характеристик нагнетателей, полученное при одних и тех же значениях (с использованием средних значений коэффициента сжимаемости т) в испытаниях на атмосферном воздухе и природном газе при рабочих давлениях на КС, позволило принять значение показателя к ^ 1,31, соответствующее для метана и расчетного природного газа, в котором метан составляет 98,63 %, его значению при одной атмосфере на входе

В работе использован также способ представления характеристик с помощью характеристических чисел \|/*=Над7(и22/2) И ф1=С1а/и2

Во второй главе, касающейся разработки проточных частей компрессоров ГТД, вначале приведен выбор исходного типа проточной части ОК

В компрессорах стационарных установок определяющими качествами являются экономичность и простота изготовления Первое диктуется длительным сроком службы ОК, а второе - условиями мелкосерийного производства

На конструкцию, создаваемый напор и экономичность ОК влияет ряд величин и в первую очередь - степень реактивности и коэффициент расхода

Оптимальная элементарная ступень (параметры на среднем радиусе) при дозвуковом обтекании характеризуется (при выбранной форме средней линии, например, в виде частей окружности или параболы и исходных профилях) оптимальной густотой решетки, близкой к Ых. =1,0, углом изгиба лопатки, близким к 20°, степенью диффузорности канала для решетки с 50 % реакцией, определяемой оптимальным углом выхода потока р2=30° (отмеряя от осевого направления) и углом входа - 01 = 50°

Рассмотренный выше канал при и=240 м/с, Т1*=288°К, М, =0,63-0,64 обеспечивает л*=1,2, сохраняющуюся в стационарных компрессорах неизменной до последнего времени

«Идеальная» ступень компрессора характеризуется схемой с Эк=0,5 и постоянной осевой (меридиональной) скоростью по радиусу

Сравнение изменения действительных степеней реактивности и осевых скоростей, подсчитанных при r| =Const по радиусу, показывает, что РК спроектированное по закону ai= Const и 0ср=О,5 по сравнению с РК, выполненным при cu г =Const имеет лучшее изменение степени реактивности и близкое изменение осевой скорости, по сравнению с РК при 0К=О,5= Const оно имеет близкое изменение степени реактивности, но лучшее распределение осевых скоростей

Выбранная основная группа ступеней ОК имеет втулочное отношение v«0,7 В этом случае РК с aj = Const и 0ср = 0,5 еще больше приближается к РК с постоянными осевой скоростью и степенью реактивности по радиусу

Для малых абсолютных длин лопаток (h<40 мм) исследования показывают существенное влияние (при относительном удлинении h/b=l,0) самих длин на напор и КПД ступени

Оптимальные значения переднего и заднего относительных осевых зазоров составляют от ^ = = S,2 =0,15-0,2 до S,2 =0,25-0,5 и S,2 =0,1-0,17 b

При фиксированном значении S,z увеличение S2z приводит к уменьшению напора и КПД

Если проточная часть стационарного ОК компонуется из ступени одного типа, то высокая экономичность и относительная простота лопаточного аппарата (в случае использования закрутки с ai= Const имеют место цилиндрические НА) достигаются за счет недоиспользования возможностей по увеличению напора промежуточных и последних ступеней

Дополнительно можно отметить, что при одинаковых условиях сравнения (газодинамические параметры на расчетном режиме, использование одной исходной ступени и одного закона изменения коэффициента расхода во всех проточных частях) тип проточной части ОК с периферийной подрезкой имеет наиболее длинные лопатки в последних и промежуточных ступенях, в связи с чем для основной группы ступеней с vmx0J при 0ср=О,5 и ai= Const может ожидаться наиболее высокий КПД

В качестве базовой группы ступеней ОК использован компрессор высокого давления судовой газотурбинной установки типа КВД ГТУ-42

Тип закрутки в ступени данного OK (ai = Const) разработан В И Козловским

Проточная часть ОК, состоящая из 11 ступеней (z = 11), имеет постоянный внутренний и убывающий наружный диаметр

Рабочие и направляющие лопатки всех ступеней образованы из лопаток первой ступени за счет некоторого прикрытия их и подрезки периферийной части

Линия изгиба профиля представляет собой две сопряженные параболы Дуги одеты симметричным профилем 1С

Расположение максимальной толщины - на расстоянии 30% длины хорды от входной кромки Относительный диаметр втулки DBT/DHap=0,74-0,855

За пятой ступенью произведена смена хорд (по достижению относительного удлинения НА ЫЬ = 1,0) Высота последней лопатки - И =38,5 мм

На время начала проектных работ ОК имел максимальную быстроходность и достигнутую степень повышения давления (вг19,5 кг/с, к =5,0, п=8200 об/мин) из известных неавиационных ОК

ОК до сегодняшнего времени имеет максимальный адиабатический КПД лопаточного аппарата, составляющий величину г|ад >90 %

В связи с принятием безрегенеративной конструкции ГТД степень повышения давления в ОК ГПА мощностью 6 МВт была выбрана больше, чем в ГПА с использованием регенерации (ж =4,5-4,6) и составила тс =6,0 (0=45,7 кг/с)

Принятое направление в формировании проточных частей ОК базируется на предвключении однотипных ступеней к основной группе В этом случае в максимальной степени используется проектная степень повышения давления ступени (по сравнению с вариантами добавления их в конце ОК, то есть в зоне максимальных температур)

С другой стороны, предвключение приводит к росту расхода, а также росту окружной скорости (для поддержания приведенных оборотов базовой группы, соответствующих ее газодинамической характеристике) и чисел М, на входе в ОК

Поступенчатое предвключение позволяет «выбрать» существующие запасы по критическим числам Мкр и наметить пути для дальнейшего перехода к трансзвуковым и сверхзвуковым ступеням (в форсированных вариантах ОК - к ступеням с повышенными степенями повышения давления)

При оценочном определении параметров потока на среднем радиусе по ступеням ОК ГТН-6 использованы величины теоретического напора, подсчитываемые с помощью составляющих скоростей, получаемых графическим путем с учетом углов недоворота по НА и РК и углов атаки (равных нулю)

КПД по ступеням принимался с учетом КПД изолированной ступени, из которой сформирована проточная часть

Совпадение всех суммарных параметров на номинальном режиме, включая КПД лопаточного аппарата, получено при введении по всем ступеням небольшого по величине коэффициента затраченной работы (0=0,97)

Можно предположить, что из-за равномерного распределения статических и полных давлений по высоте канала ОК (данные по испытаниям ОК КВД ГТУ-42) коэффициенты взаимного влияния по напору и КПД в данном ОК близки к единице

Коэффициент нагрузки у втулки рассматриваемого ОК составляет величины 0,81-0,84 при предельно допустимых 1,5-2 5

При числе М[ у периферии первого колеса на номинальном режиме, равном ~ 0,70, изодрома, соответствующая п=1,1 на характеристике ОК довольно далеко отстоит от изодромы, соответствующей п=1,0

Предвключение следующей ступени (ОК установки ГТК-16) к лопаточ-

ному аппарату OK ГТН-6 (с дальнейшим моделированием) позволило обеспечить номинальную степень повышения давления % =7,5 (G=58 кг/с, п=6400 об/мин)

Испытания ОК ГТК-16 позволили определить расчетные предельные числа Маха, соответствующие максимальной допустимой нагрузке на ступень, при которых не происходит снижения КПД OK М, =0,85-0,87, Мо2 =0,82-0,83

ОК установки ГТН-16 был полностью унифицирован с ОК ГТ-6-750 (ГТН-6), что стало возможным при увеличении давления с помощью трех предвключенных ступеней перед ОК ГТН-6 до соответствующего п =2,04 и температуры газа перед турбиной до Tj =920°С (тс,*. =11,5-12,0, G=89 кг/с)

В этом случае переход на большую мощность двигателя характеризуется увеличением быстроходности по сравнению с двигателем мощностью 6 МВт (число оборотов ОК ГТН-16 должно было составить 6850-6900 об/мин, в ОК ГТН-6 - 6000 об/мин)

Можно отметить, что к моменту окончания первых испытаний на заводе, на проводившейся в это же время V Всесоюзной научно-технической конференции по компрессоростроению (1-3 2 1978 года) была отмечена необходимость преодоления отставания в создании высоконапорных ОК (7г >7-8,0) стационарных ГТУ

С целью уменьшения чисел Маха в относительном движении по первым ступеням наружный диаметр предвключенных ступеней был принят близким к постоянному, а втулочные диаметры были уменьшены

При сохранении закона закрутки основной группы ступеней ai= Const расчетное значение числа М,по второй предвключенной ступени было принято равным 0,85

Из-за резкого уменьшения степени реактивности у втулки, увеличенных значений чисел Мс2 в корневом сечении и возможных переходов значений угла Ргг через осевое направление у корня (если при этом не рассматривать значения М, у периферии) лопатка РК с использованием закона C]U г =Const при ds0,5 не может быть применена в качестве первой

Устранение закрутки на входе в первое РК при использовании закона ai= Соп51=90°позволяет оптимизировать параметры у втулки степень реактивности, Мс2, Р21, коэффициент нагрузки 2 Aw"

w

CP

В первом РК ОК ГТН-16 (ин=339 м/с) уменьшение профильного сопротивления (с переводом его, в основном, к сопротивлению трения) предполагалось провести за счет использования (при Ciu=0) уменьшенных изгибов профилей (£пер=5°, по первой ступени основной группы snep=15,50)

Учитывая, что при данном способе проектирования ОК КПД исходной группы ступеней известен, КПД предвключенной части может быть определен при использовании соотношения

4-1 1-1

КПД лопаточного аппарата может быть подсчитан (при измерении входных параметров перед ВНА) с учетом экспериментально определенного коэффициента потерь полного давления в осерадиальном диффузоре

КПД ступеней типа К-50 в предвключенной части может быть оценен с помощью зависимости г\ полученной с учетом опытных данных КПД

трансзвуковой ступени на расчетном режиме находится при использовании вышеуказанного соотношения

Таким образом, получено, что КПД всех трех ступеней предвключенной части соответствует КПД основной группы с учетом его некоторого снижения из-за увеличения Хи

Адиабатический и политропический КПД исходной группы ступеней при я =5,0 и к=1,4 равны соответственно г|ад =0,89, г|*пол=0,913

Адиабатический и политропический КПД ОК ГТН-16 при л =12,0 и к=1,4 равны г|ад*=0,86, г)*ол=0,90, то есть лопаточный аппарат ОК ГТН-16 при 71*= 12,0 не имеет дополнительно внесенных потерь

Уменьшение углов атаки на РЛ ОК при запуске осуществлялось с помощью промежуточных сбросов воздуха из проточной части и поворотных (на прикрытие) направляющих аппаратов (ПНА)

Проточная часть ОК ГТН-16 ((я =11,5-12,0) была оснащена двумя рядами АПК (за седьмой и десятой ступенями) и четырьмя рядами ПНА (соответственно по ступеням на Да = -20°, -15°, -10°, -5°) Площадь сброса двух АПК составляет ~ 10,5 % от ометаемой лопатками площади в месте сброса

Анализ пусковых характеристик показывает, что а) без прикрытия ПНА выйти на расчетный режим не удается, б) при прикрытии ПНА для надежного пуска необходимо иметь открытым АПК за седьмой ступенью, в) открытие при пуске АПК за десятой ступенью улучшает условия пуска (из-за снижения напряжений в первой, шестой, седьмой РЛ при возбуждении низкочастотных резонансных колебаний от импульсов пр к)

При использовании указанных средств быстрый запуск осуществлялся и в работе при зажатых сечениях турбины высокого давления (ТВД) первого варианта

Для уменьшения уровня вибрационных напряжений на пусковых и рабочих режимах первых двух ступеней ОК ГТН-16 с ростом высоты лопаток к входу величины относительного удлинения за счет увеличения хорд лопаток выдерживались в пределах (Ь./Ь)от <2,1

Дополнительно, оставаясь в пределах выполнения необходимых густот решеток (также за счет такого увеличения хорд) число РЛ было выполнено меньшим, чем число НЛ

КПД ОК ГТН-6У, измеренный вдоль линии совместных режимов, составил Т1ад*=0,85-0,86 (0=32 кг/с, п=11500 об/мин )

Однокаскадные ОК установок мощностью 16 МВт с л*> 20,0 мо1уг быть созданы предвключением к ОК ГТН-6У, например, двух ступеней с к =1,4-1,5 и некотором моделировании до получения нужного расхода при выбранной температуре газа перед турбиной

Такие ОК будут близкими по быстроходности к ОК ГПА с авиаприводом, например, к ОК ГПА-Ц-16АЛ, ГПА-Ц-16А и др

По разным причинам для газотурбинной установки типа ГТН-25-1 была использована не проточная часть ОК установки ГТН-25, а проточная часть ОК ГТН-16, в которую были внесены следующие изменения увеличены углы установки РЛ первых шести ступеней на 2°30', увеличены углы установки ПНА в общей связи с ДаВнА=9° (ОК ГТН-16) до АаВнА=15°

В дальнейшем общая связь увеличенных углов установки ПНА, предназначенного в первую очередь для прикрытия лопаток, при выходе на номинальный режим была сохранена, но угол установки лопаток входного НА был уменьшен до 5-6° (ДавнА=6°)

По результатам испытаний были получены следующие параметры ОК, выбранные в качестве номинальных я =13,2, С=102 кг/с, т|ад=0,84 (к=1,4), п=7200 об/мин

Проточные части ОК, рассмотренные выше, сформированы из одинаково нагруженных ступеней, включая и первую ступень ОК ГТН-16, степень повышения давления которой увеличена путем уменьшения закрутки перед РК до нуля (лст =1,30)

Учитывая значение втулочного отношения по РК на входе в ОК ГТН-16

5 > 0,5, возможна достройка рассмотренных проточных частей спереди одной *

-двумя ступенями С 7ГСТ £1,30

Если остановиться на пятнадцатиступенчатой конструкции при увеличении до к1 >12,0, то степень повышения давления предвключенной ступени должна быть увеличена до л* > 1,30

В связи с этим при проектировании рассматриваемого ряда ОК ГТН-16, ГТН-25 были рассмотрены трехступенчатые предвюпочаемые отсеки с общей степенью повышения давления л =2,04 (ОК ГТН-16), 2,57 (ОК ГТН-25), 3,6 (ОК ГТН-25-2)

Трехступенчатый отсек ОК ГТН-25 с двумя трансзвуковыми ступенями был спроектирован на параметры к =2,57 (тг1 =1,47, %2 =1,39, лз =1,26 или л =ли Х71з =2,04x1,26)

Числа Маха на номинальном режиме, углы изгиба, густоты и относительные максимальные толщины по РК первых двух ступеней по радиусу составили м, =0,793-1,239, е,=59-7,5°, (М), =2,45-] ,47, М2=0,782-1,093, 62=39,3-7°, (ЬЛ)2=2,0-1,415, Стах =6-2% (для РК в качестве исходного выбран чечевицеобразный профиль, для ВНА, НА - профиль типа А-40)

Экспериментально должно было быть выяснено влияние на напор и КПД (при выбранных густотах и размерах хорд) чисел М, составляющих ве-

личины М=1,0 еще на половине высот РК при изгибах 8=20-16,5°(М=1,74-1,6), а также величин изгиба профиля у втулки 81=59° и изгиба профиля НА первой ступени, составляющего 45-48° по всей длине лопатки

Из полученных характеристик следует, что первая ступень обеспечивает более высокий напор по сравнению с расчетом (1,57 вместо 1,47)

Проектные значения степени повышения давления отсека к =2,57 и расхода 0=103 кг/с достигаются при п=0,97

Максимальный КПД двухступенчатого отсека при ж =2,04 составил Лад =0,88, трехступенчатого - гцд =0,87

За каждой из предвключенных ступеней и за отсеком в целом полные и статические давления по высоте канала распределены равномерно

Учитывая полученные результаты, ступени с закруткой потока на входе, равной нулю (а1=90°=Сопз1), со степенями повышения давления п =1,4-1,5 и числами Маха у периферии РК М,=1Д-1,25 могут быть использованы для надстройки ОК, сформированного из ступеней с закруткой по закону а!=Сопз1

При принятой конструктивной схеме ГТД ОАО «ТМЗ» с радиальным расположением камеры сгорания и осерадиальным напорным диффузором ОК может быть рассмотрено использование концевой центробежной ступени

(цс)

Так как с ростом степени повышения давления компрессора и приближением ее к оптимальному значению, с точки зрения КПД ГТД, КПД компрессора не должен существенно уменьшаться, КПД ЦС должен быть соизмерим с КПД заменяемых осевых ступеней

При увеличении быстроходности ГТД при переходе, например, от ОК ГТН-6 к ОК ГТН-16 появляется возможность использования в качестве концевой ступени с радиальным колесом закрытого типа и назад загнутыми лопатками (при одновременном применении в качестве материала, например, титанового сплава)

При сокращении зоны работы ОК и узкой зоне с т|т<1Х может использоваться насосная ступень с ЛД и увеличенными входными углами РК

Выбранная ступень с РК типа К-30-32 и ЛД в связи с увеличением втулочного отношения (3=0,715 - по сравнению с колесами при <5 =0,5) имеет КПД колеса, меньший на 4—5% и составляющий ц тах=0,87

Максимальный КПД двухзвенной ступени с ЛД составляет т) =0,84-0,85, при этом характеристика ОК «вписывается» в характеристику ЦС, то есть суммирование характеристик происходит без сокращения диапазона работы ОК и смещения границы помпажа ОК в зону больших расходов

Таким образом, в высоконапорных быстроходных ОК с трансзвуковыми ступенями на входе могут использоваться радиальные концевые ЦС с закрытыми РК типа К-30-30(35) и следующими за ними ЛД

В однокаскадных компрессорах со степенями повышения давления в

осевой части я'=12—24,0 в осецентробежных частях могут быть получены я;*=17-35 (2=18)

Особенностью напорных диффузоров, следующих за лопаточным аппаратом ОК в ГТУ, имеющих встроенные камеры сгорания, расположенные вертикально по отношению к оси машины, является минимальная длина всего диффузора в осевом направлении

По сравнению с другими применяемыми и исследованными осерадиаль-ными диффузорами такие диффузоры имеют четко очерченные осевую, поворотную и радиальную части

Исследованный характер течения в таком диффузоре показывает, что в осевом диффузоре имеет место основное восстановление статического давления, а в поворотном участке происходит максимальное падение полного давления

При значениях Маха на входе в диффузор М, г0,33 коэффициенты восстановления статического и потерь полного давления, отнесенных к скоростному напору на входе в канал, для проточной части типа ОК ГТН-6 по всему диффузору соответственно равны £=0,505, £ =0,455

Максимальное значение коэффициента £=0,555 (£*=0,42) получено при увеличении угла раскрытия обечайки в части осевого диффузора до у=18° (в исходном диффузоре - у=10°), в поворотной части отношение площадей на выходе и входе при этом близко к 1,0

Если осевую часть напорного диффузора выполнить с использованием прямолинейных конических поверхностей с углами раскрытия по каналу как обечайки, так и обтекателя, равными у=Ю°, при отношении площадей 1,381,40, а поворотный участок выполнить с отношением площадей, равным 1,0, при отношении радиусов обтекателя и обечайки К]/К2=1,45 (относительные радиальные размеры диффузора - 2,1—2,15 при относительной длине осевой части - 0,39-0,40), то при сохранении коэффициента £=0,505, по сравнению с исходным вариантом, имеет место существенное (на 67%) снижение коэффициента потерь полного давления до £ =0,273

В связи с этим КПД ОК, подсчитанный по параметрам торможения по патрубкам применительно к испытаниям ГТД может быть повышен на 0,38-0,42%

В главе третьей приведены результаты разработки проточных частей нагнетателей природного газа

Вначале проведен выбор исходных типов рабочих колес Целесообразное уменьшение диффузорности каналов радиальных колес с назад загнутыми лопатками при выбранных углах наклона покрывающего диска может быть осуществлено при увеличении геометрического входного угла наклона лопаток РК, причем в первую очередь это касается колес, имеющих максимальный КПД (Р2Г~30°) при ранее применявшихся входных углах р|Г<35° (РК для обеспечения номинальных степеней повышения давления ж =1,23-1,25)

Степень диффузорности каналов колес с углами Р1г>40° и Р2Г<35° со-

ставляет величину у^Дуг 5 1,0—1,1

Из-за того, что максимальные КПД колес типа К-40(45)-30(35) по сравнению с колесами К-30(35)-30(35) распространяются на широкую зону на-порно-расходной характеристики, колеса типа К-40 имеют также наиболее пологую характеристику снижения КПД в связи с уменьшением относительной ширины каналов колеса Ь2ЛЗ2

В исследованном ряде РК с густыми и редкими решетками угол р2, изменялся в пределах Р2Г=15—135°, угол Р1Г=25-50°

Редкие решетки лопаток в осерадиальных колесах обеспечивают наиболее пологие характеристики КПД Увеличение числа лопаток этих колес, проводимое для увеличения напора, сокращает протяженность зоны максимального КПД

Характеристики РК нагнетателей природного газа получены, в основном, при использовании редких решеток (г=10—15)

Увеличение густоты решеток до г=11/22 и 12/24 (при использовании двухрядных решеток) приводит к снижению КПД колес В связи с этим оптимальное число лопаток можно определить из соотношения

г = 32-40 5 где меньший коэффициент относится к колесам с

Р2г=90, а больший - к колесам с Р2Г=30-40°

Углы атаки 1=Р]Г-Р| на входные кромки РЛ на режимах максимальных КПД в связи с широким использованием колес с увеличенными углами входа изменяются в широких пределах

Для колес с Р1Г<35° углы атаки составляют 1 <0 (до +10°), для колес с Р1г>40° - 1 >6° (до +15°) На границе помпажа углы атаки больше номинальных на 15-20°

Углы отставания потока 5= РггРг подсчитывались при использовании экспериментальных газодинамических характеристик колес

Угол Р2 для колес насосного типа с редкой решеткой при р2гг 15° практически совпадает с углом р2г и сильно отличается от него при увеличении Р2г

Угол отставания потока в редких решетках можно подсчитывать с помощью выражения

5=0,55х(р2г-15°) при 01г<35° и а2ср= 19°, 5= 0,5х(Р2г-15°) при Ри>40° и а,2ср2 21°

С переходом от режимов максимальных расходов к минимальным на границе помпажа происходит увеличение угла 5 При Р2Г=30-70° это увеличение составляет 6-10°, при Р2г=90° увеличение - до 20°

Выявление зависимости изменения углов а2 потока на номинальном режиме для различного типа колес (аг=17—23°), а также зависимости изменения

угла отставания потока при изменении углов (32г позволило предложить соот-

(с )

ношение для непосредственного определения коэффициента ц = , 2\ ъ

Ю2=»

Введенный В Кухарским коэффициент ц. - коэффициент «снижения мощности», «коэффициент циркуляции» и т д учитывает конечное число лопаток РК

В расчетах используется большое число эмпирических выражений для ц, то есть кривые В В Уварова, формулы И К Казанджана, А Стодолы, К Пфляйдерера, Б Экка, С П Лившица и др

С учетом выявленных зависимостей а2 и угла 5 коэффициент ц можно записать как /л = /(аг,рг,р2Г)

Применительно к редким и густым решеткам РК нагнетателей коэффициент |х на номинальном режиме изменяется в пределах (1=0,76-0,80 С переходом от режимов максимальных расходов до минимальных ц при Р2г=30-90° изменяется в пределах ц=0,6-0,90 С увеличением густоты решетки р. увеличивается на 3-6% при р2г<50° и на 10-12% - при [32г=90о

Характеристики на входе в безлопаточный диффузор, полученные при постановке колеса типа К-26-31, подтверждают известную картину течения на входе в БЛД с малым изменением статического давления по ширине канала, изменением угла потока а2 по кривой параболического вида, перебросом ядра потока от передней стенки к задней с уменьшением расхода, замедлением роста статического давления во второй половине БЛД

Рост статического давления и потери полного давления с уменьшением расхода характерен для всех РК, кроме РК с р2г=115°, когда с изменением расхода имеет место постоянный прирост статического давления в БЛД

На номинальном режиме потеря КПД нагнетателя в БЛД для колеса с Р2г=115° составляет 5%, для остальных колес - 4 % (и2=200 м/с)

Обобщение параметров БЛД по оси ординат можно проводить при использовании непосредственно коэффициентов восстановления статического

г ДР „ ДР* -

=— ,-у- и потери полного давления С,2 =—, поскольку в рабочем диа-Р с;/2 р с2/2

пазоне характеристик эти коэффициенты можно принимать постоянными

При постановке РК с р2г=31°, 85 (115°) коэффициент (1=0,35 - 0,45

При использовании расширенного круга РК при обобщении параметров

БЛД можно принять коэффициенты и ^ соответственно равными 0,4 и 0,3

Далее в главе рассмотрены характеристики нагнетателей с лопаточными

диффузорами

Для обеспечения возможно более широкого диапазона работы с ЛД целесообразно использовать лопатки ЛД с малым отклонением потока

С целью уменьшения отрицательных углов атаки как в середине лопатки при 0<0Расч, так и по всей ее ширине в зоне 0>0раСч, могут использоваться ЛД с ширинами, большими ширины РК

Оптимальные геометрические параметры (Ьз, азг=а2ср+1расч) ЛД находятся при постановке различных РК экспериментальным путем

Испытания с колесами типа К-26-31 и К-35-90 при углах ЛД азг=20°, а4г=25°, и а3г=20°, а4г=27° при ширинах Ь3/Ь2=1,1 и 1,4 показали, что характе-

ристики нагнетателей с ЛД во всей области режимов идут выше характеристик, полученных при работе с БЛД

При использовании колес с (31Г<35° и 5=0,5 при уменьшении угла (32г с 90° до 65-30° (Ь3/Ь2г 1,0, Мз=0,35—0,55) приводит к увеличению роста КПД с 1% до 2-4%, причем КПД с ЛД увеличивается в зоне максимальных значений КПД с БЛД

Наибольший рост КПД при постановке ЛД получен при использовании РК с р2г=31-45°

При испытаниях РК насосного типа (Р2Г=16-22°) увеличение КПД при установке ЛД на 1,5—2,5% имеет место в зоне расходов, меньших оптимальных для работы с БЛД, причем только при увеличении относительной ширины ЛД до Ь3/Ь2=1,25-1,30

Таким образом, при геометрических углах РК 01, <35° с уменьшением углов ргг РК с 90 до 15° оптимальные относительные ширины ЛД могут изменяться от Ь3/Ь2-1,4 (Р2г=90°) до Ь3/Ь2= 1,0-1,15 (|32г=30-45о) и далее до Ь3/Ь2=1,25-1,30 (Р2г=15-20°)

При увеличении входного относительного диаметра колес (р1Г<35°) до 5=0,7-0,72 оптимальная ширина ЛД при р2г=30-35° увеличивается до Ь3/Ь2=1,20-1,30

При испытаниях ЦС с модельными РК, имеющими наружные диаметры Б2=300-380 мм, Ь2ЛЭ2=0,0435-0,0785, число лопаток редких решеток 2=10-15 и густых решеток г=17-24, входные и выходные углы наклона лопаток ЛД а3г=16-20°, 0(4Г=22-36о, число лопаток г=17-20, относительную радиальную протяженность ЛД 1,36-1,62, окружные скорости на воздухе 112=200-260 м/с, углы атаки на номинальных режимах при Т>41Т>2=<\,5 составляют 1 ^ 3-5°, на границе помпажа -1^8-10°

При увеличении параметра 04/02 до 1,62 (рг=30°) и смещении границы помпажа влево углы атаки увеличиваются на 2-3°

Постановка ЛД при относительной ширине ЛД Ь3/Ь2= 1,0 применительно ко всем колесам с р1,=40-50° и р2г=30-90° не приводит к увеличению максимальных КПД, полученных с БЛД Увеличение значения параметра Ь3Д)2>1,20 в некоторых случаях позволяет существенно повысить КПД левых ветвей характеристик, достигнутый при работе с БЛД

Применительно к модели одноступенчатого нагнетателя ГТН-16 с колесом насосного типа К -47-15 и относительной шириной Ь3/Ь2=1,52 получен максимальный КПД ступени г1тах=0,87-0,88, но при существенном смещении характеристик с ЛД в сторону больших расходов

Построение улитки спирального корпуса проводится на основании уравнения постоянства циркуляции в корпусе

При работе в зоне увеличенных расходов весь расход не может попасть в корпус из-за того, что при этом увеличение скоростей привело бы к увеличению циркуляции в корпусе по сравнению с циркуляцией на окружности колеса В связи с этим часть потока принуждена выйти в нагнетательный патрубок, не попадая в спиральный корпус, с чем связаны дополнительные

потери из-за резкого изменения направления скорости в районе языка и отрыва потока

В начале рабочего проектирования предполагалось уменьшить влияние языка, скруглив его выступающую часть

Позднее было принято решение об устранении языка, разделяющего минимальное и максимальное сечения выходного устройства, как элемента конструкции

Последнее достигается переходом от спирального к цилиндрическому корпусу в наружной его части при использовании БЛД и боковой сборной камеры

В случае использования цилиндрического корпуса и выходного устройства в виде БЛД и боковой спиральной камеры, выполненной за счет внутренней перегородки, неравномерность давлений за РК в зоне повышенных расходов уменьшается на 70-80%

Сравнительные испытания двух выходных устройств симметричного относительно оси РК с БЛД, улиткой со спиральным корпусом (и языком) и выходного устройства в цилиндрическом корпусе с БЛД и тождественным с первым вариантом изменением площадей за ним в случае боковой спиральной камеры, выполненной с помощью двух внутренних перегородок, показали, что причиной неравномерности в распределении давлений за РК является срыв в районе языка улитки

Удаление внутренней спирали и использование осесимметричной сборной камеры заметного влияния на характеристики нагнетателя не оказывает

Осесимметричное перегораживание сборной камеры и образование щелевого сборника приводит к некоторому ухудшению характеристик в зоне повышенных расходов

Таким образом, могут быть использованы и сборные камеры, развитые в осевом направлении, а также камеры упрощенных форм, в том числе, например, прямоугольные в нижней части

Сравнение характеристик ЦС при постановке типовых колес по выходу из БЛД и суммарных по нагнетателю показывает, что потери КПД в сборной камере и выходном диффузоре составляют ~ 6-7% потерь КПД в выходном устройстве в целом

Уровень скоростей в сборной камере на номинальном режиме характеризуется числом ^.=0,1-0,15

При отработке одно и двухступенчатых нагнетателей установок ГТК-16 и ГТН-16 были получены характеристики таких нагнетателей с близкими геометрическими параметрами, включая относительные ширины колес

Сопоставление характеристик показывает, что в двухступенчатой конструкции имеет место падение КПД нагнетателя от 1—1,5% при выходных углах лопаток РК |32г 5 30° и 2-2,5% - при р2г=48-65°, до 4% - при [32г=90°

Приведенные данные относятся к испытаниям РК с редкой решеткой (2=10-14), относительной шириной Ьг/Т^г 0,05-0,06 и углами Р1Г<35°

Эта разница увеличивается при испытаниях РК с густыми решетками (с

Р]г<35°) и редкими - при (3],>40°

Учет того, что адиабатический КПД двухступенчатого нагнетателя будет меньше КПД отдельной ступени вследствие подвода тепла трения, показывает, что т|ад двухступенчатого нагнетателя применительно к РК с р2г =30° на 0,1-0,2% меньше КПД ступени При постановке колес с Р2г г 90° КПД двухступенчатого нагнетателя меньше КПД отдельной ступени на ~ 1%

Перекос потока на входе в колено может оказывать такое же влияние на снижение КПД следующей ступени, как и наведенная неравномерность на входе в РК, к тому же необходимо учитывать падение полного давления в коленообразном переходнике

В следующем разделе третьей главы приведены поэлементные характеристики одноступенчатых нагнетателей с БЛД при выходных углах РК равных 16-115° с расположением РЛ в радиальной плоскости Числа М, и М2 по РК на номинальном режиме при этом составляли М, =0,3-0,4, М2=0,26-0,46

По всем проточным частям потери КПД в БЛД - или несколько меньше половины или составляют~50% всех потерь

При испытаниях осерадиального РК (р2г = 90°) числа М составляли м,=0,49, М2=0,782 Потери КПД в БЛД - -15%, в боковой сборной камере тороидального типа - 5-6%

При проектировании проточных частей центробежных нагнетателей желательно уже на начальной стадии иметь ориентировочную газодинамическую характеристику новой машины Предварительно определенная зона максимальных КПД может позволить выбрать расчетный режим правее или левее середины зоны В зависимости от этого заданные параметры могут быть обеспечены при фиксированной частоте вращения РК большего или меньшего диаметра при соответственно меньшей или большей его ширине

С другой стороны для анализа возможных совместных режимов работы ГТД, нагнетателя и газопровода наличие газодинамической характеристики необходимо уже на стадии рабочего проектирования

Для использования в расчетах поэлементных характеристик ЦН их можно представить одной прямой, используя систему координат, предложенную Г А Комиссаровым и Л Н Буйновской и позволяющую строить характеристики левых ветвей ступеней ОК

А (ъ.

ф, Ут ^т

где звездочкой отмечены параметры на номинальном режиме работы

С другой стороны КПД ступени ЦН, являющейся функцией потерь в РК, БЛД (ЛД), сборной камере и выходном диффузоре можно представить как

(1-Оф? И + +

= {

А(Фь_!

— Ш - С - Сс6к

, где =-, с = —, сс6к =

и, и, и,

а с, Ссбк- средние скорости в РК, БЛД и сборной камере

Применимость указанных выше обобщающих параметров по отноше-

нию к ступени ЦК была проверена (с использованием различных типов РК) при поэлементном анализе параметров трехзвенной ступени РК, БЛД и сборной камеры с выделением данных по каждому звену путем их экспериментального определения

позволяет систематизировать при испытаниях различных ступеней кроме составляющих теоретического напора также зависимости <х2, У^Дуг, Хкам от этого параметра на обеих ветвях характеристик

Используя известные значения КПД, коэффициента теоретического напора и, коэффициента расхода на номинальном режиме и предполагая, что разница между затраченным и теоретическим напорами при изменении расхода сохраняется постоянной, можно, задаваясь коэффициентами расхода (р1 получить значение 1|/т и окружной составляющей скорости за РК Сги При использовании зависимости угла выхода потока за колесом а2 от обобщающего параметра расхода можно определить величины абсолютной и относительной скоростей за колесом С использованием величин сь и2, Оср можно найти относительную скорость \>7

После нахождения КПД колеса (с использованием данных близкого аналога по типу колеса) определяются все остальные параметры за колесом

С помощью постоянной по всей газодинамической характеристике зависимости коэффициента восстановления статического давления в БЛД от расхода находятся давления и скорости за БЛД

Используя зависимости КПД для двухзвенной ступени от расхода можно определить КПД ступени по выходу из БЛД и характеристики двухзвенной ступени

При учете обобщающей зависимости

а также зависимости по напору и КПД для нагнетателя в целом, можно определить КПД нагнетателя и его суммарные характеристики

Далее в работе представлены воспроизведенные поэлементные экспериментальные характеристики нагнетателя с БЛД и сборной камерой при использовании РК типа К-26-31

В конце третьей главы рассмотрены параметры левых ветвей характеристик ЦН с БЛД

Характеристики нагнетателей и РК получены по измерениям статического давления в сечениях за РК, за нагнетателем, в мерном устройстве с использованием водяных манометров

Исследование левых ветвей характеристик проводилось в первую очередь при использовании РК, отличавшихся друг от друга только формой рабочих лопаток (3 = 0,5 ,р2г=16-115°), при установке БЛД с Б^Ю2=1,62

Анализ поэлементных характеристик показывает, что падение статиче-

Можно отметить, что использование расходного параметра

ского давления после точки максимума напора связано со снижением восстановления статического давления в БЛД, начинающегося одновременно с началом и развитием помпажа, то есть одновременно с ростом сопротивления инерционных сил

Далее приведены амплитуда и частоты помпажных колебаний воздуха для серии испытанных РК, полученные на установке, состоявшей из датчика давления с воспринимающей мембраной, усилителя и регистрирующего устройства (светолучевого осциллографа)

Средняя величина давления за ЦН, при которой фиксировались помпаж-ные характеристики, измерялась с помощью образцового манометра, в импульсную линию которого для устранения колебаний стрелки был установлен жиклер с диаметром отверстия 0,2 мм

Наибольшие амплитуды колебаний получены при постановке колес с р2г=85-115°

Уменьшение угла выхода лопаток с 55° до 45° в колесе, предназначенном для одноступенчатого полнонапорного нагнетателя (на л =1,44-1,50) установки ГТН-16, привело к уменьшению всех амплитуд на ~ 100 мм вод ст (А1ШХ=625 мм вод ст )

Амплитуда помпажных колебаний при постановке колеса типа К-33-16 -постоянна на всех режимах помпажа (А=300 мм вод ст)

При постановке колеса К-42-23 имеет место наиболее слабое проявление помпажа, зафиксированное приборами (А=125-185 мм водст) Частота колебаний меняется по мере закрытия дросселя незначительно

Применительно ко всем испытанным колесам частота возникающих помпажных колебаний находилась в пределах от 4,8 до 6,6 гц, частота помпажных колебаний в режиме полного закрытия дросселя - в пределах от 3,3 до 5,4 гц

По мере закрытия дросселя, монотонного увеличения амплитуды помпажных колебаний не происходит Амплитуда либо остается постоянной на всех режимах, либо к концам левой ветви характеристики (режимы начала помпажа и полного закрытия дросселя) несколько уменьшается

В главе четвертой рассмотрены способы оптимизации проточных частей компрессорных машин

Надежность метода создания новых ОК путем предвключения к основному отсеку группы ступеней, включая стыковочную, спроектированную, (как и вся предвключаемая группа) с учетом переменности потерь энергии по высоте канала, может быть повышена путем использования РЛ с увеличивающимся к концам лопатки теоретическим напором Подведение дополнительной энергии к пристеночным слоям достигается увеличением к концам РЛ изгиба профиля

Изменение РЛ может быть осуществлено за счет принимаемого, обычно, запаса, обеспечиваемого соответствующим выбором густоты решетки, по возможному увеличению угла поворота потока, либо использованием увеличенной к концам РЛ величины хорды

Учитывая, что предельные числа Маха, определенные по расчетной осевой скорости по высоте канала, соответствующие максимальной нагрузке на ступень типа К-50-3, при которых не происходит снижения КПД ОК, составляют М, г 0,86 - 0,87 (Мс2=0,82-0,83, инз 330 м/с), а также то, что при повороте лопаток НА (при некотором росте М,) углы атаки сохраняются близкими к исходным, и нет роста профильных и других потерь, то есть создаются условия для поддержания КПД на уровне, близком к КПД, соответствующем расчетному углу установки лопаток НА, доводка расхода ОК до расчетного (с увеличением его на 4-5%) в ОК ГТК-16, ТКА-2600, ГТН-16 обеспечивалась поворотом лопаток ВНА против вращения на 3-6° (в ОК ГТН-16 поворачивались еще три ряда НА)

Как было отмечено выше, расчетные значения параметров расхода и напора ОК ГТН-16 были получены при увеличении угла установки НА первых четырех рядов, причем угол установки лопаток ВНА был увеличен на 6° Некоторое превышение расчетного расхода было получено при Д(Хвна=9°

При этом положении ЛА, принятом за исходное, дальнейшее наращивание расхода и напора применительно к установке ГТН-25-1 путем увеличения числа оборотов привело к существенному снижению КПД ОК

Для сохранения углов атаки на повышенных расходах (как на исходных режимах с максимальным КПД) углы установки первых четырех РК были увеличены на 2°30'

При увеличении угла установки Давид до 15° с дальнейшим уменьшением Давид до 5-7,5° и сохранении кинематической связи остальных ПНА (соответствующей углу ДавнА=15°) с увеличением номинальных оборотов от 6850 до 7200 об/мин было получено увеличение расхода с 90 до 103 кг/с, степени повышения давления с 11,5 до 13,2 при КПД ОК ГТН-25-1 т|ад =0,84 (к=1,4)

Для оптимизации характеристик рабочих колес и ступеней при работе с безлопаточным диффузором проводилось изучение характеристик РК с близкими либо входными, либо выходными углами наклона лопаток, а также ширин БЛД Входные углы РЛ составляли (3^=30-48°, выходные - р2г=20-48° Максимальный КПД был получен при использовании колеса типа К-42-

32

Колеса типа К-42-32 с числом лопаток 2=11, углом наклона покрывающего диска 9=6°, использованы доя одноступенчатых нагнетателей на тг*=1,25 установок ГТН-16 и ГТН-25

При Ь2/Б2=0,068Ч),07, В4Л}2=1,7-1,85 коэффициенты расхода и напора первых из двух последовательно включаемых машин составили Ф1=0,39-0,395, \|/ад =0,81-0,75, а безразмерные коэффициенты быстроходности К3=ф1/\|/ад*= 0,475-0,5

КПД ступеней на номинальном режиме с БЛД при ин=275-280 м/с составляют максимальную величину =0,85

Установкой ЛД КПД нагнетателей не был повышен, так как их расчетные режимы лежат в области больших значений коэффициентов расхода, где

эффективность работы ЛД снижается

С другой стороны, полученные максимальные значения КПД с БЛД могут быть увеличены на номинальном режиме на 1-2 % за счет применения вращающихся диффузоров, в связи, с чем максимальные значения КПД ступеней нагнетателей могут быть одинаковыми при использовании как БЛД, так и ЛД

Далее рассматриваются способы выравнивания количества энергии по ширине канала РК на входе в БЛД с помощью подведения к газу, протекающему в пристеночных зонах, дополнительной механической энергии

Последнее может быть достигнуто осуществлением вырезов в лопатках колеса на выходе или удлинением лопаток вблизи стенок Поскольку в РК с покрывающим диском могут быть применены для названных целей вращающиеся диффузоры, более целесообразно осуществлять вырезы в РЛ полуоткрытых колес

В лопатках РК турбокомпрессора ТКР-23-1 (Ь2/В2~0,07) были выполнены вырезы на 5,8 и 11 мм

При выполнении вырезов вглубь на 5 и 8 мм граница помпажа (ин=240-300 м/с) смещается в зону меньших расходов При выполнении вырезов на 11 мм имеет место самый широкий диапазон максимальных КПД Т1ад=0,74

По сравнению с исходным вариантом при достижении к =1,7 максимальный КПД компрессора увеличивается на 2%

Для ТКР-14 (Ъ2ЛЭ2=0 04-0,05), то есть для более узких каналов, целесообразно выполнение несимметричных выступов в РЛ со стороны зазора между РЛ и корпусом Такое выполнение лопаток расширяет диапазон максимального КПД при его увеличении на ~ 1% и отодвигает влево границу помпажа

При оптимизации характеристик ступеней с БЛД, обратными направляющими аппаратами (ОНА) и различными сборными камерами вначале были рассмотрены БЛД, отличающиеся от БЛД с параллельными стенками

Как уже отмечалось, процесс течения в начальном участке БЛД при наиболее интенсивном увеличении статического давления в этой части, сопровождается сильным падением полного давления на этом же участке

Таким образом, и с точки зрения возможного повышения КПД нагнетателя, и с точки зрения расширения диапазона рабочих режимов целесообразны испытания комбинированного БЛД, состоящего из двух частей вращающейся и неподвижной Вращающаяся часть диффузора образована продолжением ведущего и покрывающего дисков РК

Первоначально были проведены сравнительные испытания двух РК типа К-40-31, на одном из которых был образован вращающийся (ВД) диффузор (Е>2/ОИ=1,14)

С целью выяснения влияния неоднородности потока, вызванной РЛ, первоначально был изготовлен ВД сильно суживающегося поперечного сечения В процессе испытаний ширина диффузора путем расточки увеличива-

лась

Несмотря на существенное первоначальное заужение диффузора к выходу (более, чем на 30%) диапазон рабочих режимов практически остался таким же, как и при отсутствии диффузора

Заужение диффузора со стороны ведущего диска не оказывает существенного влияния на характеристики нагнетателя

Величина перекрыши со стороны покрывающего диска влияет значительнее

Увеличение ширины ВД приводит к практически незаметному снижению напора на левой ветви Суммарная напорная характеристика нагнетателя перестает иметь заметную впадину, а устойчивая работа обеспечивается в случае применения ВД практически во всем диапазоне изменения расходов

При использовании ВД применительно к РК К-40-85 было замечено, что граница рабочих режимов остается неизменной, однако применение ВД в этом случае уменьшает величину впадины на напорной характеристике, в связи с чем наблюдается не импульсный помпаж, а мягкое возбуждение пом-пажных колебаний

Использование ВД также в колесах К-31-47 (г=10/20, Ь2/Е>2=0,033, В2/Е>2л=1,075), К-31-33 (г-12/24, Ь2/Е>2=0,041, В2/Е)2л= 1,045), К-31-33 (г=13, 02/02,,=1,075) позволяет повысить максимальный КПД нагнетателя на 1—3%

Поскольку испытания нагнетателя с БЛД со сходящимися стенками привели к снижению напора и КПД в зоне повышенных расходов (по сравнению с БЛД с параллельными стенками), в соответствии с конструкцией центробежных насосов К Риттера были испытаны нагнетатели с БЛД и расходящимися (на 4-6°) стенками

При использовании колес типов К-42-32, К-43-38, К-33-38 характеристики нагнетателя в зоне повышенных расходов при этом несколько улучшаются

В модели двухступенчатого нагнетателя установки ГТК-16 использование ВД (02/Е>2л=1,07) и БЛД с расходящимися стенками при постановке колес К-42-32 и К-39-48 привело к заметному улучшению газодинамических характеристик в зоне как номинальных, так и повышенных расходов

Использование в первых вариантах одноступенчатого нагнетателя установки ГТН-16 шарообразного корпуса позволило выполнить радиально-осевые БЛД

Поскольку из-за турбулентного перемешивания статическое давление может продолжать расти и после выхода потока из диффузора, в зоне повышенных расходов (РК К-31-45) также получено улучшение характеристик

Имея в виду в качестве прототипа БЛД с параллельными неподвижными стенками, в общем случае БЛД может включать в себя вращающуюся, неподвижные расширяющиеся, с параллельными стенками и радиально-осевые части

Используя возможность расширения БЛД на входе в поворотное колено после первой ступени, поворот потока в колене может быть выполнен в соот-

ветствии с рекомендациями X Нипперта, когда кольцевые каналы с поворотом потока на 180° выполняются с шириной канала на входе, большей ширины канала на выходе при одновременном еще большем увеличении ширины канала на участке поворота потока на 90° по сравнению с шириной на выходе из колена, что позволяет получить минимальные потери полного давления, отнесенные к скоростному потоку на входе в канал

Испытания различных по форме и размерам сборных камер позволили определить их основные параметры

Уровень скоростей в сборных камерах при постановке различных РК определяется величиной А.к=0,1 0,15

Рекомендуемая площадь сборной камеры определяется по радиальной протяженности БЛД (D4/D2=l,6-1,65) с сечением, близким к квадрату, одна сторона которого расположена вровень с наружным диаметром РК

Оптимизация характеристик ступеней при работе с ЛД связана прежде всего с возможным расширением диапазона экономичной работы

Использование РК типов К-40-35, К-45-30, К-42-32, имеющих пологую газодинамическую характеристику, показывает, что постановка ЛД не приводит к увеличению максимального КПД ступени на номинальном режиме по сравнению со случаем использования БЛД, но поскольку у колес этого типа (по сравнению, например, с колесом К-30-32) наиболее протяженный диапазон характеристик по расходу от границы помпажа до режима максимального КПД при заданных р2г, то увеличение КПД на всем этом участке приводит к получению широкодиапазонной характеристики повышенной экономичности

В главе пятой по унификации проточных частей компрессорных машин вначале отмечается, что наиболее распространенная унификация лопаточного аппарата ОК состоит в использовании одной ступени для формирования проточной части многоступенчатого компрессора

Формирование ОК путем изменения углов установки РК и НА в ступенях с aj=Const позволяет проводить более глубокую унификацию проточных частей

Дальнейшим шагом в унификации проточных частей является используемая при создании новых ОК «достройка» основной группы ступеней

Параметры предвключенной группы ступеней изменялись от л =1,23 до я =3,6, что соответствовало практической необходимости увеличения расхода и напора в связи с ростом мощности агрегатов от 6 до 25 МВт

Чтобы приведенная окружная скорость основной группы оставалась неизменной в связи с ростом температуры на входе в основной отсек, числа оборотов новых ОК увеличивались с п=6000 до п=7200 об/мин

Таким образом, увеличение числа оборотов ОК при увеличении расхода, напора, мощности приводило к уменьшению удельных весовых характеристик новых компрессоров

При унификации проточных частей центробежных нагнетателей головных компрессорных станций необходимо иметь в виду ограничения, накла-

дываемые газотурбинным приводом на возможность реализации газодинамической характеристики ЦН

Известные характеристики одноступенчатых ЦН с БЛД и ЛД, а также двухступенчатых ЦН с ЛД при постановке колес с углами р1г=27-31 ° и р2г=30—45°, линии равной (номинальной) потребляемой мощности, как правило, близкие к прямой линии, могут либо пересекать (нагнетатель Н-16-76-1,44 с колесом К-31-45), либо касаться в расчетной точке (нагнетатель с ЛД типа Н-16-76-1,44МЛ с колесом К-30-36), ГТД в последнем случае позволяет реализовать полностью только крутую характеристику (при п = 1,0)

Как уже отмечалось, проточная часть двухступенчатого нагнетателя установки ГТН-25-1 включает в себя колеса типа К-42-32 и имеет широкодиапазонную газодинамическую характеристику Этой характеристике нагнетателя 2Н-25-76-1,44 соответствует линия равной мощности гиперболического типа, касающаяся напорно-расходной кривой ЦН в расчетной точке, что позволяет реализовать всю характеристику при п = 1,0

Сравнение характеристик одно и двухступенчатого нагнетателей установки ГТН-25-1, РК которых имеют однотипные рабочие лопатки и одинаковые площади по входным кромкам лопаток первой ступени и РК одноступенчатого нагнетателя, показывает, что из-за снижения окружной скорости по наружному диаметру, колес двухступенчатый нагнетатель имеет при одинаковых числах оборотов (или одинаковых степенях повышения давления) с одноступенчатым границу помпажа, смещенную в сторону меньших расходов, что позволяет ему обеспечивать также и номинальный режим работы нагнетателя 2Н-16-76-1,44 установки ГТН-16М-1

Анализ возможных режимов работы показывает, что проточная часть нагнетателя типа 2Н-25 обеспечивает большое количество (больше десяти) номинальных режимов, отражающих ее работу в мощностном диапазоне от 16 до 23 МВт

Таким образом, при работе на магистральном трубопроводе диаметром 1400 мм обеспечение одним нагнетателем различных степеней повышения давления от 1,35 до 1,60 при конечных давлениях 7,6 и 5,1 МПа позволяет удовлетворить широкий спектр переменных технологических потребностей компрессорных станций

Выводы.

1 Разработана схема стационарного высоконапорного однокаскадного компрессора с высокой экономичностью работы, формирование проточной части которого предлагается проводить при предвключении ступеней с использованием закона закрутки потока ai=Const по высоте канала и переходом от а1'~60° в средних и последних ступенях к закрутке с a,i-90—100°- в первых 1 1 Высокий КПД в широкой зоне работы исходной дозвуковой проточной части (я =5,0, z=ll) сохраняется при предвключении однотипных ступеней и увеличении числа м, на периферии перед первым РК с ^ =0,69-0,70 до

м, =0,85-0,87

1 2 Предвключение низконапорной (л =1,30) трансзвуковой ступени (с переходом от <Х1=60° к нулевой закрутке <Х1=90° и к М[=1,1) позволило получить при уменьшении изгибов профилей, но сохранении густоты решетки РК базовой ступени высокий КПД этой ступени и суммарные параметры ОК Т1пол*= 0,9,т|ад*= 0,86, (к=1,4), я =11,5-12,0

1 3 При дальнейшем увеличении л предвключаемых ступеней с осевым входом потока до 1,4-1,55, максимального числа Маха у периферии до м,~1,25 и использовании изгиба профиля РК на среднем радиусе как у базовой ступени (в пределах 20°) высокий КПД первого отсека с двумя трансзвуковыми ступенями (л =2,2 г|ад =0,88) сохраняется при соответствующем увеличении густоты решетки РК от Мпериф предыдущего колеса равной ~ 0,95, до Мпериф = 1,4-1,5

Последнее позволяет обеспечить по компрессору в целом при подключении такого отсека л =24,0-25,0 (г=17),-Ппол'г 0,90, Т1ад*=0,845

1 4 Установка за ОК ГТН-16 центробежной ступени полунасосного типа с закрытым РК (колесо типа К-30-30) со следующим за колесом ЛД может позволить получить л =18,0, г|ад =0,85, Т1пол = 0,90 При этом характеристика ОК «вписывается» в характеристику ЦС, то есть суммирование характеристик происходит без сокращения диапазона работы ОК и смещения границы помпажа компрессора в зону больших расходов

1 5 Выполнение осевой части следующего за лопаточным аппаратом напорного диффузора ОК ГТН-16 с использованием прямолинейных конических поверхностей с углами раскрытия по каналу как обечайки, так и обтекателя, равными у= 10°, при отсутствии диффузорности на поворотном участке позволяет уменьшить исходный (у =10°- по обечайке) коэффициент потерь полного давления с С, =0,455 до С, =0,273 (Мвх =0,3)

2 Разработана проточная часть центробежного нагнетателя для головной компрессорной станции при использовании безлопаточного диффузора с широкодиапазонной газодинамической характеристикой и максимальными КПД, близкими или превышающими максимальные КПД, полученные при установке лопаточных диффузоров

2 1В качестве основы для сравнения использованы характеристики, полученные с предложенной в начале проектных работ по ГПА конструкцией выходного устройства ЦН с БЛД и боковой сборной камерой при цилиндрическом (в отличие от спирального) корпусе в наружной его части, обеспечивающем устранение «языка» у сборника, инициирующего отрыв потока в зоне повышенных расходов

2 2 Сравнение (при базовой степени повышения давления ЦН на номинальном режиме л =1,25) проведено применительно к колесам с назад загнутыми лопатками, имеющими максимальный КПД ((32г =30-35°), с исходными геометрическими входными углами наклона лопаток 01г =27-33°)

Применение РК с уменьшенными степенями диффузорности межлопа-

точных каналов, достигаемыми путем увеличения геометрических входных углов наклона лопаток до р1Г =40-45°, обеспечивает увеличение максимального КПД на 1,5-2% (т|пол*= 0,94-0,95) и существенно большую пологость газодинамической характеристики

Оптимальные характеристики нагнетателей с РК при Р1р>40° получены с использованием редких решеток (1/^-1,7-2,2, г=10—15,) при относительной радиальной протяженности каналов 5 = о,5

Максимальные значения КПД нагнетателей с БЛД, относительные длины которых равняются величинам 1,7-1,8, в широкой зоне изменения расходов составляют г|ад =0,85 (л =1,25, колесо К-42-32)

При применении колес типа К-40(45) с ЛД КПД повышается в общем случае только в левой части рабочей зоны характеристики (до режима максимального КПД при работе с БЛД)

3 Разработаны способы оптимизации работы проточных частей 3 1 Оптимизация работы проектируемых ЦН (обеспечение необходимого запаса по помпажу, нахождение расположения зоны максимальных КПД, размещение расчетного режима в области повышенных или пониженных относительных расходов и оборотов) связана с наличием предварительных газодинамических характеристик проектируемых агрегатов и способов обобщения основных параметров

В связи с этим исследованы поэлементные характеристики (при постановке различных РК) ЦН с БЛД как правых, так и левых ветвей, полученных в условиях работы при помпаже, предложены обобщающие параметры (в первую очередь по расходу, напору, КПД, а также такие, как угол выхода потока из колеса, отношение относительных скоростей на входе и выходе из РК, коэффициент восстановления статического давления в БЛД), а также связанный с этим поэлементный метод расчета обеих ветвей характеристик ЦН

3 2 Максимальные значения КПД нагнетателей с БЛД и КПД во всей зоне характеристики могут быть увеличены на 1-2% за счет применения вращающихся диффузоров

3 3 Для увеличения пологости газодинамических характеристик и КПД (на 2-3%) в области повышенных расходов может быть использовано расширение безлопаточного диффузора на 3-7°, начиная от входа на всем его протяжении, а также частичное продление диффузора в пространство сборной камеры

3 4В общем случае, имея в виду в качестве прототипа диффузор с параллельными неподвижными стенками, для увеличения пологости газодинамических характеристик БЛД может включать в себя вращающуюся, неподвижные расширяющиеся, с параллельными стенками и радиально-осевые части

3 5В тех случаях, когда помпажные колебания захватывают только зону БЛД без проникновения в РК, с помощью механического (вращающийся диффузор) и аэродинамического (впуск газа из боковой сборной камеры) воздействий на поток за РК можно в некоторых случаях (при р2г =30-35°) эти

помпажные колебания полностью устранить, изменив вид левой ветви напорной характеристики и расширив тем самым диапазон рабочих режимов ЦН также в зоне малых расходов

4 Исследована, связанная с форсированием газодинамических параметров, унификация лопаточных аппаратов ОК и ЦН

4 1 Прекращение предвключения ступеней к исходному отсеку (ОК установки ГТ-6-750) в связи с необходимостью перехода к трансзвуковой ступени привело при создании ОК установки ГТК-16 к моделированию полученной группы ступеней (с целью увеличения расхода до номинального значения) и существенному (на 58%) утяжелению ГТД по сравнению с ГТД установки ГТ-6-750

Предвюпочение трансзвуковой ступени (впервые в практике создания компрессоров стационарных ГТД) при создании ОК установки ГТН-16 позволило использовать без изменения исходный отсек (ОК ГТ-6-750)

4 2 Форсирование параметров ОК ГТН-16 при некотором увеличении числа оборотов, реализованное путем разворота лопаток как НА (ВНА), так и РК, позволило использовать один и тот же лопаточный аппарат в двигателях мощностью 16 и 23 МВт

4 3 Предвключение разработанных трансзвуковых ступеней к ОК унифицированной установки ГТН-6У, полученной путем моделирования установки ГТН-16, в случае использования газопарового двигателя, когда пред-включенные ступени приводятся во вращение паровой турбиной, использующей тепло уходящих газов, позволяет с одной стороны увеличить мощность ГТД (при Тг*= 920°, 4= 18,9 - до 9 МВт, при Тг*=1200°, 4=24,0- до 17,5 МВт), а с другой - повысить КПД цикла с г|е=0,305—0,325 до 0,3650,385 Таким образом, регенерация тепла в ГТУ при малых значениях к может трансформироваться в использование выхлопных газов для получения в ГТУ, выполненной по открытой схеме, увеличенных значений я ОК с разрезным валом

4 4 Использование колес типа К-42-32 с широкодиапазонной газодинамической характеристикой позволяет иметь линии равной мощности гиперболического типа (по сравнению с исходными, близкими к прямой линии)

Двухступенчатая конструкция ЦН с этими колесами позволяет обеспечивать работу одного и того же нагнетателя в мощностном диапазоне от16 до 23 МВт

4 5 Высоконапорные двух и трехступенчатые сменные проточные части ЦН мощностью 6 МВт (в рамках трех переоснасток за весь период разработки месторождений), обеспечивающие на головных компрессорных станциях требуемые параметры технологического газа, а также наибольшую степень загрузки ГТУ по мощности, размещены в корпусах первоначально установленных одноступенчатых нагнетателей (позволивших проведение первых двух оснасток) с консольным расположением ротора путем устройства новой опоры в крышке ЦН

5 Разработанные технические решения и расчетные методы доведены

до реализации в проточных частях всех типов ГПА ТМЗ

5 1 Практические результаты выполненных исследований применены в разработке рекомендаций по проектированию агрегатов мощностью 6-25 МВт, позволивших внедрить (выпущено около ста ОК с трансзвуковой ступенью на входе) и подготовить к выпуску девять цикловых компрессоров и около сорока нагнетателей природного газа (из них более двадцати запустить в серийное производство)

Основное научное содержание диссертации отражено в публикациях в периодических научных изданиях, рекомендованных ВАК

1 Журавлев ЮИ Способы расширения диапазона рабочих режимов центробежных компрессоров «Теплоэнергетика» 1969 №1 с 50-54

2 Журавлев Ю И Результаты испытаний нагнетателя с рабочими колесами, отличающимися выходными углами лопаток, на неустойчивых режимах «Энергомашиностроение» 1970 №4 с 42-44

3 Журавлев Ю И, Ревзин Б С Результаты испытаний вращающихся диффузоров центробежных нагнетателей «Энергомашиностроение» 1971 №9 с 41-42

4 Проскуряков Г В , Журавлев Ю И Нагнетатели природного газа установки ГТН-16 «Энергомашиностроение» 1984 №3 с 39-41

5 Журавлев Ю И, Проскуряков Г В Ряд унифицированных осевых компрессоров для стационарных ГТУ «Энергомашиностроение» 1984 № 6 с 10-13

6 Журавлев Ю И Газодинамические характеристики центробежных нагнетателей, получаемые при использовании воздуха и природных газов «Тяжелое машиностроение» 1995 №9 с 9-11

7 Журавлев Ю И Способы усовершенствования центробежных нагнетателей природного газа «Тяжелое машиностроение» 1998 №4 с 28-31

8 Журавлев Ю И Осевые компрессоры газотурбинных двигателей ГПА мощностью 6-25 МВт «Тяжелое машиностроение» 1999 №7 с 9-18

9 Журавлев Ю И Испытания и режимы работы нагнетателей природного газа типа 2Н-16-76-1,44М-1 на компрессорных станциях «Тяжелое машиностроение» 1999 №6 с 7-10

10 Журавлев Ю И Характеристики высоконапорных осецентробежных компрессоров газоперекачивающих агрегатов «Тяжелое машиностроение» 2000 №6 с 16-18

11 Журавлев ЮИ Одноступенчатые центробежные нагнетатели природного газа мощностью 16 и 25 МВт «Тяжелое машиностроение» 1999 № 10 с 10-12

12 Новоселов В Г , Журавлев ЮИ, Колобов В Ю Центробежные нагнетатели природного газа ГПА мощностью 16-25 МВт «Тяжелое машиностроение» 1999 №11 с 20-27

13 Журавлев Ю И Выбор проточных частей нагнетателей для головных компрессорных станций при падении пластового давления и производитель-

ности «Тяжелое машиностроение» 2000 №12 с 2-4

14 Журавлев ЮИ Принципы расчета нагнетателей природного газа мощностью 16-25 МВт Часть I «Компрессорная техника и пневматика»

2002 № 12 с 10-15

15 Журавлев ЮИ Принципы расчета нагнетателей природного газа мощностью 16-25 МВт Часть II «Компрессорная техника и пневматика»

2003 № 1 с 28-32

16 Журавлев Ю И Характеристики центробежных нагнетателей при использовании лопаточных диффузоров «Тяжелое машиностроение» 2005 №7 с 10-11

17 Журавлев ЮИ Расчет поэлементных характеристик центробежного нагнетателя «Тяжелое машиностроение» 2005 №1 с13-15

18 Марков К Я, Журавлев Ю И, Левин И Б Модернизация проточных частей нагнетателей головных КС «Газотурбинные технологии», 2006, январь-февраль, с 1-4

Кроме того, материалы диссертации представлены в следующих публикациях

19 Журавлев Ю И Исследование работы выходного устройства центробежного нагнетателя на неустойчивых режимах «Газовая промышленность» 1969 №4 с 12-15

20 Журавлев Ю И, Ревзин Б С Исследование центробежного нагнетателя с безлопаточным диффузором при различных типах рабочих колес «Энергомашиностроение» 1970 №5 с 31-33

21 Журавлев ЮИ Результаты испытаний нагнетателя с номинальной степенью повышения давления я*=1,15 НИИинформтяжмаш Энергетическое машиностроение 1970 №3-70-11 с 66-69

22 Журавлев Ю И К оценке количества газа, перепускаемого в зону за рабочим колесом, при изменении режима работы НИИинформтяжмаш Энергетическое машиностроение, 1971 №3-71-6 с 37-40,

23 Журавлев Ю И Результаты испытаний нагнетателя с рабочими колесами, отличающимися входными углами лопаток НИИинформтяжмаш, Энергетическое машиностроение 1970 №3-70-11 с 69-71

24 Журавлев ЮИ Газодинамические характеристики центробежного нагнетателя с лопаточным диффузором Опыт создания турбин и дизелей Свердловск 1972 Вып 2 с 83-88

25 Ревзин Б С , Журавлев Ю И , Столярский М Т Разработка проточных частей нагнетателей мощностью 16 МВт «Газовая промышленность» 1974 №9 с 12-14

26 Ревзин Б С , Журавлев Ю И , Марченко Г М Новые нагнетатели природного газа «Газовая промышленность» 1976 №5 с 43-44

27 Столярский М Т , Столяров А А , Ревзин Б С , Журавлев Ю И Способы унификации проточной части центробежных нагнетателей природного газа и разработка серии нагнетателей для агрегата ГТК-16 Труды IV Всесо-

юзной научно-технической конференции по компрессоростроению Сумы 1976 с 70-75

28 Столярский М Т , Столяров А А, Ревзин Б С , Журавлев Ю И Вопросы унификации проточной части нагнетателей транспорта природного газа и разработка серии нагнетателей для агрегата мощностью 16 МВт Труды ЦКТИ 1978 №165 с 73-80

29 Тарабрин А П, Нарышкин В Ф , Гурский Г Л , Журавлев Ю И , Владимирская И Н, Ревзин Б С Результаты разработки и исследования отсека высоконапорного осевого компрессора газотурбинного агрегата типа ГТН-25 Труды ЦКТИ 1978 №165 с 45-56

30 Журавлев Ю И Исследование характеристик помпажа нагнетателей природного газа НИИинформэнергомаш Энергетическое машиностроение 1979 № 1-79-08 с 20-25

31 Журавлев Ю И Способы повышения эффективности работы многоступенчатых осевых компрессоров НИИэинформэнергомаш Энергетическое машиностроение 1984 № 1-84-05 с 6-9

32 Журавлев Ю И Газодинамические характеристики дожимающих нагнетателей природного газа мощностью 6 МВт НИИэинформэнергомаш Энергетическое машиностроение 1984 №1-84-11 с 8-11

33 Журавлев Ю И, Ревзин Б С , Тарабрин А П Рабочая лопатка осевого компрессора НИИэинформэнергомаш 1984 № 16-84-03 с 4-7

34 Журавлев Ю И, Зырянов Ю П , Лобанов Д В Изменение способа крепления обтекателя к обечайке выходного диффузора осевого компрессора установки ГТН-16 НИИэинформэнергомаш 1984 № 16-84-04 с 10-11

35 Ельников ЮИ, Журавлев ЮИ, Нарышкин ВФ, Поляков ВС, Проскуряков Г В , Тарабрин А П Исследование головного образца осевого компрессора ГТН-16 Труды ЦКТИ 1984 №215 с 3-11

36 Журавлев Ю И Профилирование рабочих лопаток осевого компрессора НИИэкономики Энергетическое машиностроение 1986 Вып5 с 1-3

37 Журавлев ЮИ Характеристики высоконапорной центробежной ступени нагнетателя природного газа ЦНИитэитяжмаш Энергетическое машиностроение 1988 Вып2 с 5-9

38 Марченко Г М, Журавлев Ю И , Столярский М Т Высоконапорный одноступенчатый нагнетатель природного газа мощностью 16 тыс кВт Труды V Всесоюзной научно-технической конференции по компрессоростроению Москва 1978 с 70

39 Проскуряков Г В , Зырянов Ю П, Затковецкий Г Н, Журавлев Ю И, Яхнис В А, Корсов Ю Г , Федченко В Б , Столярский М Т, Левиант Ю А Основные результаты доводки, совершенствования и модернизации газоперекачивающего агрегата с газотурбинным приводом типа ГТН-16 Труды ЦКТИ 1990 №261 с 15-23

40 Журавлев Ю И , Нарышкин В Ф , Проскуряков Г В , Тарабрин А П Исследование и отработка трансзвуковых ступеней быстроходного осевого компрессора Труды ЦКТИ 1990 №261 с 78-84

41 Журавлев Ю И Унификация компрессорных машин газотурбинных агрегатов «Газовая промышленность» 1994 № 10 с 28-29

42 Журавлев Ю И Унификация проточных частей компрессорных машин ГТА, используемых для транспортирования природного газа «Тяжелое машиностроение» 1994 №9-10 с 8-11

43 Журавлев Ю И Газодинамические характеристики нагнетателей установки ГТН-16 со степенью повышения давления 1,44 «Газовая промышленность» 1995 № 3 с 34-36

44 Журавлев ЮИ Газодинамические характеристики ЦН «Газовая промышленность» 1995 №9 с 35-36

45 Журавлев Ю И Характеристики нагнетателей природного газа при номинальной потребляемой мощности «Газовая промышленность» 1995 № 11 с 12-14

46 Журавлев Ю И Газодинамические характеристики нагнетателей установки ГТН-16 «Газовая промышленность» 1996 №1-2 с 41

47 Журавлев Ю И Характеристики нагнетателей при номинальной потребляемой мощности «Тяжелое машиностроение» 1996 №6 с 18-19

48 Zhuravlev Iu I Flow-path commomzation for gas pipeline compressors NevYork Russion journal of heavj machinery 1994 №9 P 18-23

49 Журавлев ЮИ Характеристики нагнетателей природного газа головных компрессорных станций «Тяжелое машиностроение» 1997 № 6 с 6-9

50 Журавлев ЮИ Усовершенствование газодинамических характеристик центробежных нагнетателей «Газовая промышленность» 1997 № 11 с 41-43

51 Журавлев Ю И Нагнетатели природного газа головных КС «Газовая промышленность» 1997 № 9 с 69-72

52 Журавлев Ю И Одноступенчатые нагнетатели природного газа Методика расчета «Тяжелоемашиностроение» 2003 №4 с 7-14

53 Журавлев Ю И Определение углов отставания потока в густых решетках колес центробежных нагнетателей «Тяжелое машиностроение» 2005 №7 с 12

54 Марков К Я , Журавлев Ю И , Левин И Б Разработка проточных частей нагнетателей природного газа головных компрессорных станций Труды ЦКТИ 2006 №295 с 165-169

55 Zhuravlev UI, Markov К Ay , Levin IВ Modernization of blovers settings for base compressor stations NEFT va GAZ Iurnali O'Zbekiston 2006 №4 p 38-41

Описания изобретений представлены в публикациях

56 Журавлев ЮИ Ас 228223 СССР МКИ 27с 12/21 Лопаточный диффузор центробежного компрессора Официальный бюллетень «Изобретения, промышленные образцы, товарные знаки» 1968 №31

57 Столярский М Т , Поляков В Я, Ковалевский М М, Ревзин Б С ,

Журавлев Ю И А с 323570 СССР МКИ F 04 D 29/44 Выходное устройство центробежного компрессора Официальный бюллетень «Изобретения, промышленные образцы, товарные знаки» 1972 №1

58 Журавлев Ю И А с 347460 СССР МКИ F 04 D 29/44 Безлопаточный диффузор Официальный бюллетень «Изобретения, промышленные образцы, товарные знаки» 1972 №24

59 Журавлев ЮИ Ас 353070 СССР МКИ F 04 D 17/08 Центробежный компрессор Официальный бюллетень «Изобретения, промышленные образцы, товарные знаки» 1972 №29

60 Журавлев Ю И, Ревзин Б С , Тарабрин А И Патент 646095 РФ МКИ F 04 D 29/38 Рабочая лопатка осевого компрессора Официальный бюллетень «Изобретения, промышленные образцы, товарные знаки» 1979 №5

61 Марченко Г М, Журавлев Ю И , Горшков В Н , Коген Г П , Столярский М Т Патент 688714 РФ МКИ F 04 D 29/46 Выходное устройство центробежного компрессора Официальный бюллетень «Изобретения, промышленные образцы, товарные знаки» 1979 №36

62 Отг К Ф , Журавлев Ю И , Марченко Г М Патент 832132 РФ МКИ F 04 D 17/08 Центробежный нагнетатель Официальный бюллетень «Изобретения, промышленные образцы, товарные знаки» 1981 №19

63 Журавлев Ю И , Тарабрин А П , Ревзин Б С , Нарышкин В Ф Патент 953271 РФ МКИ F 04 D 19/02 Осевой многоступенчатый компрессор Официальный бюллетень «Изобретения, промышленные образцы, товарные знаки» 1982 №31

64 Пятахина Т Т , Синицын С Н , Клубничкин А К , Журавлев Ю И , Михайлов Г А, Затковецкий Г Н, Барцев И В Патент 1 366 720 РФ МКИ F 04 D 29/28 Рабочее колесо центробежного компрессора Официальный бюллетень «Изобретения, промышленные образцы, товарные знаки» 1988 № 2

65 Журавлев Ю И Патент 2 109 990 РФ МКИ F 04 D 17/08, 27/02 Центробежный компрессор Официальный бюллетень «Изобретения (заявки и патенты)» 1998 № 12

66 Журавлев Ю И Патент 2 132 002 РФ МКИ F 04 D 17/08,29/28 Центробежная ступень компрессора Официальный бюллетень «Изобретения (заявки и патенты)» 1999 №17

67 Журавлев Ю И Патент 2 150 612 РФ МКИ F 04 D 29/38 Рабочая лопатка осевого компрессора Официальный бюллетень «Изобретения (заявки и патенты)» 2000 № 16

68 Журавлев ЮИ Патент 2 173 409 РФ МКИ F 04 D 29/44 Безлопаточный аппарат промежуточной ступени центробежного нагнетателя Официальный бюллетень «Изобретения (заявки и патенты)» 2001 № 25

69 Журавлев ЮИ Патент 2 174 196 РФ МКИ F 04 D 29/28 Колесо центробежного нагнетателя Официальный бюллетень «Изобретения (заявки и патенты)» 2001 № 26

70 Журавлев ЮИ Патент 2 180 054 РФ МКИ F 04 D 19/02 Осевой многоступенчатый компрессор Официальный бюллетень «Изобретения (за-

явки и патенты)» 2002 № 6

71 Журавлев ЮИ Патент 2 181 855 РФ МКИ Р 04 Б 29/44 Безлопаточный диффузор центробежного нагнетателя Официальный бюллетень «Изобретения (заявки и патенты)» 2002 №12

72 Журавлев Ю И Патент 2 182 265 РФ МКИ Б 04 Б 29/28 Рабочее колесо центробежного нагнетателя Официальный бюллетень «Изобретения (заявки и патенты)» 2002 №13

73 Журавлев Ю И Патент 2 235 921 РФ МКИ Б 04 В 29/54 Напорный диффузор осевого компрессора Официальный бюллетень «Изобретения (заявки и патенты)» 2004 № 25

74 Левин И Б , Медко В В , Журавлев Ю И , Кривов Б В , Марков К Я Патент на полезную модель 55897 РФ МПК Б 04 С 18/00 Центробежный компрессор Официальный бюллетень «Изобретения (заявки и патенты)»

2006 №24

75 Журавлев Ю И, Левин И Б , Медко В В , Кривов Б В , Марков К Я Патент на полезную модель 60651 РФ МПК Г 04 С 17/00 Центробежный компрессор Официальный бюллетень «Изобретения (заявки и патенты)»

2007 № 3

Отпечатано в Цифровом копировальном центре «Восстания-1» Подписано в печать 23 09 2007 Печать лазерная Тираж 80 экз

Введение.

Глава I. Опытные стенды, экспериментальные установки. Методика испытаний. Обработка результатов эксперимента (критерии подобия).

§ 1-1. Опытные стенды, экспериментальные установки, методика испытаний и система измерений основных параметров, характеризующих работу компрессорных машин.

Опытные стенды испытаний осевых компрессоров.И

Опытные стенды испытаний центробежных компрессоров.

§ 1-2. Обработка результатов эксперимента (критерии подобия).

Интенсивность колебания скорости и турбулентных пульсаций за рабочим колесом.

Числа Ке, БЬ, Рг, Аи, я(Л1).

Показатель к= Ср/Су.

Характеристические числа и <£>.

Глава II. Разработка проточных частей компрессоров газотурбинных двигателей.

§ 2-1. Выбор исходного типа проточной части компрессора.

Степень реактивности.

Оптимальная элементарная ступень ( параметры РК на среднем радиусе ) при дозвуковом обтекании профилей. Характеристики ступени ОК. Многоступенчатый ОК. а) различия по характеру изменения наружного и внутреннего диаметров. б) зависимость технологичности лопаточного аппарата от типа проточной части. в) влияние распределения коэффициентов расхода по ступеням на расчётном режиме на характеристики ОК.

§ 2-2. Основные соотношения по расчёту ступени и газодинамических характеристик ОК.

Расчёт ступени.

Характеристики скачков уплотнения.

Оценка допустимой диффузорности межлопаточных каналов.

Расчёт газодинамических характеристик ступеней и ОК в целом.

§ 2-3. Характеристики базовой группы ступеней ОК.

Геометрические характеристики ступеней.

Газодинамические характеристики.

§ 2-4. Осевой компрессор газоперекачивающих агрегатов мощностью

6 МВт (ГТ-6-750, ГТН-6).

§ 2-5. ОК установки ГТК-16.

§ 2-6. ОК установки ТКА-2600 (ГТН-10).

§ 2-7. Осевой компрессор установки ГТН-16.

§ 2-8. ОК установки ГТН-25-1.

§ 2-9. Вибрационные характеристики лопаточного аппарата.

§ 2-10. Осевой компрессор установки типа ГТН-6У.

§ 2-11. Пусковые характеристики ОК ГТН-16, ГТН-25-1, ГТН-6У; граница помпажа.

§ 2-12. ОК установки ГТЭ-25-У.

§ 2-13. Компрессор установки ГТН-25.

§ 2-14. ОК установки ГТН-25-2.

§ 2-15. Характеристики высоконапорных осецентробежных компрессоров.

§ 2-16. Осерадиальные (напорные) диффузоры ОК.

Глава III. Разработка проточных частей нагнетателей природного газа.

§ 3-1. Выбор исходных типов рабочих колёс нагнетателей природного газа.

Колёса с увеличенными углами наклона лопаток на входе.

Густота, углы атаки и углы отставания потока.

Типы РК, разработанные для эксплуатации на ГКС.

§ 3-2. Характеристики безлопаточных диффузоров.

§ 3-3. Характеристики нагнетателей с лопаточными диффузорами.

§ 3-4. Выходное устройство нагнетателей.

§ 3-5. Характеристики промежуточных ступеней и двухступенчатых нагнетателей в их сравнении с характеристиками одиночных ступеней.

§ 3-6. Поэлементные характеристики одноступенчатых нагнетателей с безлопаточными диффузорами.

§ 3-7. Методика расчёта основных параметров ступени, относящихся к РК (по входу и выходу из него).

§ 3-8. Расчёт газодинамических характеристик нагнетателя.

§ 3-9. Параметры левых ветвей характеристик центробежного нагнетателя с БЛД.

Глава IV. Оптимизация проточных частей компрессорных машин.

§ 4-1. Меридиональное профилирование входных участков в ОК.

§ 4-2. Профилирование рабочих лопаток предвключённого отсека ОК.

§ 4-3. Получение расчётных параметров ОК путём поворота лопаток направляющего аппарата (ВНА и НА).

§ 4-4. Получение расчётных параметров ОК установки ГТН-25путём поворота рабочих и направляющих лопаток ОК ГТН-16.

§ 4-5. Использование антисрывных устройств в осевых ступенях ОК.

§ 4-6. Влияние конструкции входного патрубка на характеристики центробежного нагнетателя.

§ 4-7. Оптимизация характеристик рабочих колёс и ступеней при работе с безлопаточным диффузором.

§ 4-8. Оптимизация характеристик ступеней при работе с безлопаточным диффузором и сборной камерой.

§ 4-9. Оптимизация характеристик ступеней при работе с лопаточным диффузором.

§ 4-10. Исследование аэродинамического воздействия на течение в без лопаточном диффузоре.

Глава У. Унификация проточных частей компрессорных машин.

§ 5-1. Унификация проточных частей осевых компрессоров.

§ 5-2. Унификация проточных частей центробежных нагнетателей головных компрессорных станций.

§ 5-3. Унификация проточных частей центробежных нагнетателей линейных компрессорных станций разной мощности.

Выводы.

В связи с большими преимуществами природного газа по сравнению с другими видами топлива он приобретает все возрастающее значение в структуре топливного баланса страны и экспорта природных ресурсов.

Программа строительства новых газопроводов, компрессорных станций (КС) и реконструкция существующих газотранспортных систем включают в себя проектирование и головных компрессорных станций (ГКС).

В отличие от более или менее постоянного режима работы линейной КС параметры ГКС существенно изменяются с течением времени. Проектное развитие ГКС в период постоянной добычи определяется наращиванием мощности при снижении пластового давления, в период падающей добычи- уменьшением отбора и загрузкой установленных газоперекачивающих агрегатов (ГПА) за счет увеличения степени повышения давления (л*) при неоднократном применении сменных проточных частей (СПЧ).

К моменту начала проектных работ на Турбомоторном заводе (ТМЗ) применялись как регенеративные, так и безрегенеративные газотурбинные установки (ГТУ).

В регенеративной ГТУ оптимальная степень повышения давления, принимаемая из условия наибольшей тепловой экономичности, меньше, чем это необходимо для получения наибольшей удельной избыточной работы.

Можно отметить, что по мере совершенствования ГТУ при последовательном увеличении я*для линейных КС вместо регенерации может рассматриваться использование тепла уходящих газов в котле-утилизаторе с выработкой дополнительной мощности в паровой турбине, могущей найти применение, в частности, при создании газопарового двигателя, КПД которого с использованием осевого компрессора (ОК) наддува, работающего от этой турбины, может быть получен близким к предельному при выбранных степени повышения давления и температуре газа перед турбиной.

В безрегенеративной ГТУ для получения максимального КПД общая степень повышения давления принимается максимально достижимой на момент проектирования.

Технико-экономическое сравнение регенеративных и безрегенеративных ГТУ для газопроводов, учитывая низкую себестоимость газа в районе месторождения, а также меньший вес и габариты турбогруппы, связанные с меньшим массовым расходом воздуха и повышенной быстроходностью, показало, что ГТУ без регенерации могут найти применение на ГКС и магистральных газопроводах, пролегающих в труднодоступных районах.

Учитывая меньшую стоимость жизненного цикла стационарного ГПА, определяемого назначенным ресурсом работы и соответствующими затратами на ремонтно-техническое обслуживание, и имея в виду, что в ГПА с авиационным приводом используются как однокаскадные, так и двух и трёхкаскадные ОК, в установках для ГКС целесообразно рассматривать, по мере совершенствования ГПА, однокаскадные быстроходные высоконапорные ОК с КПД, близкими к максимальным, достигнутым в низконапорных проточных частях.

Необходимо также разработать способы оптимизации проточных частей, направленных в первую очередь на расширение диапазона устойчивой работы, увеличение максимального КПД и пологости газодинамических характеристик ЦН в связи с перемещением с течением времени рабочих режимов на ГКС в сторону больших объёмных расходов. Последнее позволяет в общем случае увеличить время работы СПЧ между переоснастками.

При выбранном подходе к проектированию проточных частей ОК и ЦН необходимо было разработать и использовать способы расчета ОК и ЦН, позволяющие обеспечить высокие показатели снижения металлоемкости с ростом мощности ГПА, которая на ГКС расходуется также и на увеличение степени повышения давления ЦН.

Цель работы определилась задачей разработки принципов конструирования стационарных проточных частей ОК и ЦН для газовой промышленности и методик газодинамического расчета, позволяющих определять характеристики ОК и ЦН и выполнять сравнительную оценку проектируемых вариантов.

Обосновано создание высоконапорного экономичного стационарного ОК с трансзвуковыми ступенями на входе путем предвключения ступеней к неизменному исходному отсеку.

Учитывая предположение о том, что дозвуковые и трансзвуковые ступени являются представителями непрерывного изменения конфигурации лопаток и каналов, необходимого для эффективного использования потока при возрастании чисел Маха в относительном движении, установлены параметры трансзвукового низконапорного рабочего колеса (РК), имеющего ту же густоту решетки, что и РК исходной группы ступеней.

Для приспособления РК к относительным скоростям, несколько превышающим скорость звука, необходимо уменьшить изгиб профиля РК (за счет уменьшения закрутки потока перед РК до нуля), не допуская тем самым увеличения волновых потерь давления, связанных с ускорением и возможным отрывом потока после головного скачка у спинки профиля.

Определено, что при некотором дальнейшем увеличении чисел Маха и быстроходности (для сохранения прежнего режима работы основной группы в условиях повышения начальной температуры воздуха перед ней), а также соответствующего увеличения степеней повышения давления предвключаемых ступеней с осевым входом при использовании изгибов профиля на среднем радиусе, не превышающих изгиба профиля исходного дозвукового РК, сохранение высокого КПД ступени должно достигаться соответствующим увеличением густоты решетки (по сравнению с густотой решетки РК исходной трансзвуковой ступени ОК), позволяющим обеспечить смещение места пересечения замыкающего скачка с поверхностью профиля вперед вдоль линии лопатки и, следовательно, уменьшение потерь, вызываемых взаимодействием скачков с пограничным слоем.

Надежность метода создания новых ОК путем предвключения к исходному отсеку группы ступеней, включая стыковочную, спроектированную, как и вся предвключенная часть, с учетом переменности потерь энергии по высоте канала, может быть повышена путем использования РЛ с увеличивающимся к концам лопатки теоретическим напором.

В работе получены данные об использовании концевых центробежных ступеней полунасосного типа при формировании быстроходного осецентробежного компрессора с высоким суммарным КПД, а также осерадиальных диффузоров, следующих за лопаточным аппаратом ОК, с перерасширением каналов в осевой части и поджатием на повороте, дополнительно уменьшающих потери полного давления в напорных диффузорах

По проточным частям центробежных нагнетателей ГКС предложена и обоснована конструкция ЦН с использованием за РК выходного устройства с безлопаточным диффузором (БЛД) и боковой сборной камерой при цилиндрическом (в отличие от спирального) корпусе в наружной его части, обеспечивающая устранение «языка » у сборника и, в связи с этим, дополнительную пологость газодинамической характеристики с БЛД в зоне повышенных расходов при практическом отсутствии неравномерности давлений за РК.

По рабочим колесам разработана конструкция РК полунасосного типа с уменьшенной диффузорностью межлопаточных каналов (за счет увеличения входного угла лопаток), обеспечивающая максимальные значения КПД РК и еще большую пологость характеристик ЦН.

Экспериментально получены сравнительные данные работы ЦН с лопаточным (ЛД) и безлопаточным диффузорами применительно ко всему известному ряду РК (по входным и выходным углам наклона лопаток).

Постановка ЛД с использованием РК с увеличенными входными углами лопаток при одинаковой ширине ЛД и РК не приводит к увеличению максимальных значений КПД. (При увеличении ширины ЛД по сравнению с выходной шириной РК КПД на левой ветви рабочей характеристики может быть повышен, но при смещении границы помпажа в сторону больших расходов.)

При установке колес с уменьшенной диффузорностью межлопаточных каналов предложено меридиональное профилирование БЛД, включающее использование начальной вращающейся части (ВД), образованной продлением ведущего и покрывающего дисков РК, а также расширяющегося и в некоторых случаях следующего за ним радиально-осевого участков, позволяющее получить наиболее пологие характеристики КПД, не уступающие по уровню его максимальных значений характеристикам с использованием ЛД.

Выводы.

1. Разработана схема стационарного высоконапорного однокаскадного компрессора с высокой экономичностью работы, формирование проточной части которого предлагается проводить при предвюпочении ступеней с использованием закона закрутки потока а^Сопэ! по высоте канала и переходом от а1~60° в средних и последних ступенях к закрутке с а1~9СН-100°- в первых.

1.1. Высокий КПД в широкой зоне работы исходной дозвуковой проточной части (тс*=5,0; г= 11) сохраняется при предвюпочении однотипных ступеней и увеличении числа м1 на периферии перед первым РК с й^ =0,69-Ю,70 до м, =0,85+0,87.

1.2. Предвключение низконапорной (я*« 1,30) трансзвуковой ступени (с переходом от а1=60о к нулевой закрутке а1=90° и к ^,=1,1) позволило получить при уменьшении изгибов профилей, но сохранении густоты решетки РК базовой ступени высокий КПД этой ступени и суммарные параметры ОК: ■пП0Л*= 0,9; г|ад.*= 0,86; (к=1,4); л*=11,5+12,0.

1.3. При дальнейшем увеличении я предвключаемых ступеней с осевым входом потока до 1,4+1,55, максимального числа Маха у периферии до м1 ~1,25 и использовании изгиба профиля РК на среднем радиусе как у базовой ступени (в пределах 20°) высокий КПД первого отсека с двумя трансзвуковыми ступенями (%*=2,2 т|ад*=0,88) сохраняется при соответствующем увеличении густоты решетки РК от ЬЛпериф предыдущего колеса равной ~ 0,95, до ЬЛпериф.= 1,4+1,5.

Последнее позволяет обеспечить по компрессору в целом при подключении такого отсека: я *=24,0+25,0 (2=17); г|пол*2 0,90; ^=0,845.

1 АУстановка за ОК ГТН-16 центробежной ступени полунасосного типа с закрытым РК (колесо типа К-30-30) со следующим за колесом ЛД может позволить получить: тг*=18,0; Г|ад*=0,85; г|пол*= 0,90. При этом характеристика ОК «вписывается» в характеристику ЦС, то есть суммирование характеристик происходит без сокращения диапазона работы ОК и смещения границы помпажа компрессора в зону больших расходов.

1.5. Выполнение осевой части следующего за лопаточным аппаратом напорного диффузора ОК ГТН-16 с использованием прямолинейных конических поверхностей с углами раскрытия по каналу как обечайки, так и обтекателя, равными у= 10°, при отсутствии диффу-зорности на поворотном участке позволяет уменьшить исходный (у ~10°- по обечайке) коэффициент потерь полного давления с С =0,455 до £ =0,273 (Мвх «0,3).

2. Разработана проточная часть центробежного нагнетателя для головной компрессорной станции при использовании безлопаточного диффузора с широкодиапазонной газодинамической характеристикой и максимальными КПД, близкими или превышающими максимальные КПД, полученные при установке лопаточных диффузоров.

2.1. В качестве основы для сравнения использованы характеристики, полученные с предложенной в начале проектных работ по ГПА конструкцией выходного устройства ЦН с БЛД и боковой сборной камерой при цилиндрическом (в отличие от спирального) корпусе в наружной его части, обеспечивающем устранение «языка» у сборника, инициирующего отрыв потока в зоне повышенных расходов.

2.2. Сравнение (при базовой степени повышения давления ЦН на номинальном режиме я*=1,25) проведено применительно к колесам с назад загнутыми лопатками, имеющими максимальный КПД (02г ~3(К35°), с исходными геометрическими входными углами наклона лопаток Pir -27-33°).

Применение РК с с уменьшенными степенями диффузорности межлопаточных каналов, достигаемыми путем увеличения геометрических входных углов наклона лопаток до Pir =4СН-45°, обеспечивает увеличение максимального КПД на 1,5-^2% (г|пол*= 0,94-Ю,95) и существенно большую пологость газодинамической характеристики.

Оптимальные характеристики нагнетателей с РК при Pir>40° получены с использованием редких решеток (l/tcp~l,7-K2,2; z=lCH-15;) при относительной радиальной протяженности каналов d = 0,5.

Максимальные значения КПД нагнетателей с БЛД, относительные длины которых равняются величинам 1,7^1,8, в широкой зоне изменения расходов составляют: т|ад*=0,85 (я"=1,25; колесо К-42-32).

При применении колес типа К-40(45) с ЛД КПД повышается в общем случае только в левой части рабочей зоны характеристики (до режима максимального КПД при работе с БЛД).

3. Разработаны способы оптимизации работы проточных частей.

3.1. Оптимизация работы проектируемых ЦН (обеспечение необходимого запаса по помпажу, нахождение расположения зоны максимальных КПД, размещение расчетного режима в области повышенных или пониженных относительных расходов и оборотов) связана с наличием предварительных газодинамических характеристик проектируемых агрегатов и способов обобщения основных параметров.

В связи с этим исследованы поэлементные характеристики (при постановке различных РК) ЦН с БЛД как правых, так и левых ветвей, полученных в условиях работы при помпаже, предложены обобщающие параметры (в первую очередь по расходу, напору, КПД, а также такие, как угол выхода потока из колеса, отношение относительных скоростей на входе и выходе из РК, коэффициент восстановления статического давления в БЛД), а также связанный с этим поэлементный метод расчета обеих ветвей характеристик ЦН.

3.2. Максимальные значения КПД нагнетателей с БЛД и КПД во всей зоне характеристики могут быть увеличены на 1+2 % за счет применения вращающихся диффузоров.

3.3. Для увеличения пологости газодинамических характеристик и КПД (на 2+3 %) в области повышенных расходов может быть использовано расширение безлопаточного диффузора на 3+7°, начиная от входа на всем его протяжении, а также частичное продление диффузора в пространство сборной камеры.

3.4. В общем случае, имея в виду в качестве прототипа диффузор с параллельными неподвижными стенками, для увеличения пологости газодинамических характеристик БЛД может включать в себя вращающуюся, неподвижные расширяющиеся, с параллельными стенками и радиально-осевые части.

3.5. В тех случаях, когда помпажные колебания захватывают только зону БЛД без проникновения в РК, с помощью механического (вращающийся диффузор) и аэродинамического (впуск газа из боковой сборной камеры) воздействий на поток за РК можно в некоторых случаях (при Ргг =30+35°) эти помпажные колебания полностью устранить, изменив вид левой ветви напорной характеристики и расширив тем самым диапазон рабочих режимов ЦН также в зоне малых расходов.

4. Исследована, связанная с форсированием газодинамических параметров, унификация лопаточных аппаратов ОК и ЦН.

4.1. Прекращение предвключения ступеней к исходному отсеку (ОК установки ГТ-6-750) в связи с необходимостью перехода к трансзвуковой ступени привело при создании ОК установки ГТК-16 к моделированию полученной группы ступеней (с целью увеличения расхода до номинального значения) и существенному (на 58%) утяжелению ГТД по сравнению с ГТД установки ГТ-6-750.

Предвключение трансзвуковой ступени (впервые в практике создания компрессоров стационарных ГТД) при создании ОК установки ГТН-16 позволило использовать без изменения исходный отсек (ОК ГТ-6-750).

4.2. Форсирование параметров ОК ГТН-16 при некотором увеличении числа оборотов, реализованное путем разворота лопаток как НА (ВНА), так и РК, позволило использовать один и тот же лопаточный аппарат в двигателях мощностью 16 и 23 МВт.

4.3. Предвключение разработанных трансзвуковых ступеней к ОК унифицированной установки ГТН-6У, полученной путем моделирования установки ГТН-16, в случае использования газопарового двигателя, когда предвключенные ступени приводятся во вращение паровой турбиной, использующей тепло уходящих газов, позволяет с одной стороны увеличить мощность ГТД (при Тг*= 920°, 4= 18,9 - до 9 МВт; при Тг*=1200°, ж^ =24,0- до 17,5 МВт), а с другой- повысить КПД цикла с г|е=0,305+0,325 до 0,365+ 0,385. Таким образом, ре

517 генерация тепла в ГТУ при малых значениях к может трансформироваться в использование выхлопных газов для получения в ГТУ, выполненной по открытой схеме, увеличенных значений % ОК с разрезным валом.

4.4. Использование колес типа К-42-32 с широкодиапазонной газодинамической характеристикой позволяет иметь линии равной мощности гиперболического типа (по сравнению с исходными, близкими к прямой линии).

Двухступенчатая конструкция ЦН с этими колесами позволяет обеспечивать работу одного и того же нагнетателя в мощностном диапазоне от 16 до 23 МВт.

4.5. Высоконапорные двух и трехступенчатые сменные проточные части ЦН мощностью 6 МВт (в рамках трех переоснасток за весь период разработки месторождений), обеспечивающие на головных компрессорных станциях требуемые параметры технологического газа, а также наибольшую степень загрузки ГТУ по мощности, размещены в корпусах первоначально установленных одноступенчатых нагнетателей (позволивших проведение первых двух оснасток) с консольным расположением ротора путем устройства новой опоры в крышке ЦН.

5. Разработанные технические решения и расчетные методы доведены до реализации в проточных частях всех типов ГПА ТМЗ.

5.1. Практические результаты выполненных исследований применены в разработке рекомендаций по проектированию агрегатов мощностью 6+25 МВт, позволивших внедрить (выпущено около ста ОК с трансзвуковой ступенью на входе) и подготовить к выпуску девять цикловых компрессоров и около сорока нагнетателей природного газа (из них более двадцати запустить в серийное производство).

1. Алемасова H.A. О совместной работе колеса и лопаточного диффузора центробежного компрессора. Известия ВУЗов. Авиационная техника, 1959,№3.

2. Алемасова H.A. Исследование течения воздуха в лопаточном диффузоре центробежного компрессора. Труды конференции по авиационным лопаточным машинам. Обо-ронгиз,1958.

3. Альбом характеристик осевых компрессоров. Ч.1.ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Безукладни-кова Л.А.,С., 1972,ТМ-501939, 226с.

4. Агрегат газоперекачивающий ГТН-25-1. Газодинамические исследования нагнетателя типа 2Н-25-76-1,44. ПО «ТМЗ», Курош В.Д., Шварцман O.A., С., 1992, 77с.

5. Амосов П.Е. Евдокимов В.Е., Письман М.Б. Определение политропного КПД нагнетателей с учётом реальности сжимаемой среды. «Тяжёлое машиностроение» , 1991, №7, с. 4-5.

6. Атлас вентиляторов и дефлекторов. Под редакцией К.А. Ушакова. ЦАГИ. Труды ЦАГИ, 1934, вып. 172, 204с.

7. Атлас исходных модельных ступеней осевых компрессоров. ЦКТИ, Буйновская Л.Н., Л., 1961,2409/0-3314, 28с.

8. Атлас исходных модельных ступеней осевых компрессоров (3-я редакция). ЦКТИ, Махорина Л. И., Л., 1967, 193613/0-5188, 220с.

9. Баллок Р. и Фингер X. Помпаж в центробежных и осевых компрессорах. Вопросы ракетной техники, 1953, №4.

10. Баренбойм А.Б., Левит В.М., Гернер Г.А. Влияние критериев Re, M и к на характеристики ступени центробежного компрессора. «Энергомашиностроение», 1973, №2, с. 20-22.

11. Бездиффузорная улитка центробежного нагнетателя. ТМЗ, Журавлёв Ю.И. Агеев C.B., С., заявка №1.121.716/24-6 СССР, МКИ 27с. 13/02.

12. Бекнев B.C. Исследование ступени осевого компрессора, спроектированной с учётом потерь по высоте лопатки. «Теплоэнергетика», 1961, №1.

13. Богомазов Р.Н. Дорфман Л.А. Из опыта исследования и отработки патрубков осевых турбомашин. «Энергомашиностроение», 1961, №1, с. 8-12.

14. Богорадовский Г.И. Отклики на статью Б.С. Ревзина «Технико-экономическое сравнение регенеративных и безрегенеративных ГТУ для газопроводов». «Энергомашиностроение», 1963, №12.

15. Боднер В.А. Автоколебания в системе с компрессором и методы их устранения. Известия А.Н. СССР. Отделение технических наук, 1957, №8

16. Боднер В.А. Автоколебания в системе, содержащей компрессор. Инженерный сборник А.Н. СССР, 1960, т.6.

17. Бойс М. Турбомашиностроение в следующем тысячелетии. «Газотурбинные технологии», 2000, сентябрь-октябрь, с. 2-7.

18. Буйновская JI.H. Приближённый способ расчёта характеристик осевых компрессоров при низких приведённых скоростях вращения. «Энергомашиностроение», 1968, №10, с. 23-28.

19. Буйновская JI.H., Новиков ЮЛ. Приближённый способ расчёта характеристик осевых компрессоров. Труды ЦКТИ, 1973, №117.

20. Буфалов Г.В., Багорадовский Г.И., Кузнецов А.Л., Кринский A.A. Новые газотурбинные двигатели для нагнетателей большой мощности. «Газовая промышленность», 1976, №8, с. 8-11.

21. Бухарин И.Н., Распутнис А.И. Исследование канально-лопаточных диффузоров центробежных компрессоров. «Энергомашиностроение», 1965, №8.

22. Бычков А.Г. Осевые вентиляторы ЦАГИ, серии В. Труды ЦАГИ. М., Издательство Центральный аэрогидродинамический институт, 1940, №463, 205с.

23. Бычков А.Г. Осевые вентиляторы ЦАГИ. Серии В. Труды ЦАГИ, 1940, №463, 203с.

24. Веселов А.И. Рудничные турбомашины. Металлургиздат, 1952.

25. Веселовский В.И. Помпаж в центробежном компрессоре. Сборник «Центробежные компрессорные машины», Издательство «Машиностроение», 1966.

26. Вибрационные испытания облопачивания осевых компрессоров ГТН-16. ЦКТИ, Олимпиев В.И., Грибов H.H., Бодня С.П. Цейтлин Л.М., Л., 1979, 150с.

27. Вибрационные испытания осевого компрессора ГТН-16 ТМЗ. ЦКТИ, Олимпиев В.И., Грибов H.H. Цейтлин Л.М., Еремеев М.А., Л., 1982, 209с.

28. Вибрационные испытания осевого компрессора ГТН-16. ЦКТИ, Олимпиев В.И., Грибов H.H., Цейтлин Л.М., Л., 1982, 172с.

29. Вибрационные испытания рабочих лопаток осевого компрессора агрегата ГТН-16 (Заключительный) ЦКТИ, Гурский Г.Л., Грибов H.H., Цетлин Л.М., Л.,1984, 54с.

30. Вибрационные исследования лопаточного аппарата осевого компрессора (газоперекачивающий агрегат мощностью 25 МВт на базе агрегата ГТН-16). ЦКТИ, Марченко Ю.А., Мандрыка Э.С., Грибов H.H., Л., 1990, 134с.

31. Влияние типа проточной части на работу лопаточного аппарата осевого компрессора. ЦКТИ, Сёмов В.В., Л., 1962, 045107/0-3572, 45с.

32. Влияние периодических колебаний потока на профильные потери в компрессорных решётках по данным исследований японских фирм. Л. ЦКТИ, 1985, №85-2Т.

33. Виноградов Б.С., Красильников В.А., Алемасова Н.А, Новиков A.J1. Исследование рабочего процесса и характеристик центробежных компрессоров. Труды КАИ, 1960, выпуск 56.

34. Вращающийся профилированный безлопаточный диффузор центробежного нагнетателя (компрессора). ТМЗ, Журавлёв Ю.И., заявка №1.272. 638/24-6 от 24.09.1968г, СССР.

35. Выбор типа и аэродинамический расчёт нулевой ступени компрессора ГТ-750-6. ЛКИ, Козловский В.И. Л., 1961, №318465.

36. Газодинамические испытания нагнетателя природного газа типа Н-16-76-1,44М с безлопаточным диффузором на заводском стенде. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., С., 1987, №2-3-87, 27с.

37. Газодинамические испытания нагнетателя природного газа типа Н-16-76-1,44М на заводском стенде. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., С.,1988, №2-1-88, 27с.

38. Газодинамические испытания нагнетателя природного газа типа 2Н-25-76 на компрессорной станции в г. Сысерти ПО «ТМЗ», Журавлёв Ю.И., Шалюгин Ю.В., Орлова О.Н.,С., 1992, №2-2-91, 59с.

39. Газодинамические испытания нагнетателя природного газа типа 2Н-25-76 ПО «ТМЗ», Журавлёв Ю.И., Островерхое Г.И., С., 1990, №2-2-90, 52с.

40. Газотурбинная установка мощностью 10000 кВт с нагнетателем для транспорта газа ГТК-10. Газодинамические расчёты центробежного нагнетателя. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., 1961, ТМ-500295, 40с.

41. Газодинамические расчёты концевых ступеней осецентробежных компрессоров газотурбинных установок мощностью 16 и 25 МВт. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Орлова О.Н., С., 1996, ТМ-503679 РР, 50с.

42. Газотурбинная установка ГТ-6-750 с нагнетателем для транспорта газа. Газодинамические расчёты осевого компрессора. ТМЗ, Ишутинов Д.В., Яковлева Л.И., С.,1960, ТМ-500091,27с.

43. Газотурбинные установки для перекачивающих станций магистральных газопроводов. ЦКТИ, Бокарёв Д.И, Л., 1960, 4219/0-2877, 50с.

44. Газотурбинная установка мощностью 6000 кВт с нагнетателем для транспорта газа ГТ-6-750. Газодинамические расчёты центробежного нагнетателя. Технический проект. ТМЗ, Ишутинов Д.В., Геховский И.Р., Мушенко Н.М., С., 1960, ТМ-500092, 52с.

45. Газотурбинная установка ГТК-10. Газодинамические расчёты осецентробежного компрессора. ТМЗ, Ишутинов Д.В., Яковлева Л.И., Журавлёв Ю.И.,С.,1961, ТМ-500296, 45с.

46. Газотурбинная установка мощностью 16000 кВт с нагнетателем природного газа типа ГТК-16. Газодинамические расчёты нагнетателя. Н-700-1,25. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., С., 1966, ТМ-501235, 42с.

47. Газотурбинная установка типа ГТН-16 с нагнетателем природного газа. Осевой компрессор. Газодинамические расчёты. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Яковлева Л.И., Безуклад-никова Л.А., С., 1974, ТМ-503270 РР, 67с.

48. Газотурбинные установки. Арсеньев Л.В. и др., Л., «Машиностроение», 1978,232с.

49. Газотурбинная установка типа ГТН-2 с нагнетателем природного газа. Осевой компрессор (0=127 кг/с). Газодинамические расчёты. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Яковлева Л.И., С., 1978, ТМ-503315 РР.

50. Газотурбинная установка типа ГТН-25 с нагнетателем природного газа. Осевой компрессор. Расчёты газодинамические. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Яковлева Л.И., Безуклад-никова Л.А., С., 1978, ТМ-503315 РР, 44с.

51. Газотурбинная установка ГТН-16. Испытания нагнетателя природного газа Н-16-76-1,44 на компрессорной станции в г. Сысерти. ПО «ТМЗ», Журавлёв Ю.И., Захарченко В.Г., Орлова О.Н., С., 1981, №2-4-81, 26с.

52. Газотурбинная установка типа ГТН-40 с нагнетателем природного газа. Осевой компрессор. Газодинамические расчёты. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Яковлева Л.И., С., 1986, ТМ-503455, 35с.

53. Газотурбинная установка типа ГТН-25-1 с нагнетателем природного газа. Осевой компрессор. Газодинамические расчёты. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Яковлева Л.И., С., 1989, ТМ-503513 РР, 18с.

54. Газотурбинная установка типа ГТН-65 с нагнетателем природного газа. Осевой компрессор. Газодинамические расчёты. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Яковлева Л.И., Е., 1989, ТМ-503586 РР, 14с.

55. Газотурбинные установки типов ГТЭ-30 и ГТЭ-45. Осевой компрессор. Газодинамические расчёты. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Яковлева Л.И., С., 1990, ТМ-503533 РР, 40с.

56. Газотурбинная установка типов ГТЭ-45. Осевой компрессор. Газодинамические расчёты. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Яковлева Л.И., С., 1991, ТМ-503562 РР, 41с.

57. Газотурбинная установка типов ГТЭ-25У. Осевой компрессор. Газодинамические расчёты. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Яковлева Л.И., С., 1992, ТМ-503596 РР, 44с.

58. Газотурбинные установки типов ГТЭ-10У и ГТН-10. Осевой компрессор. Газодинамические расчёты. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Яковлева Л.И., С., 1993, ТМ-503598 РР, 16+10с.

59. Газотурбинные установки типов ГТН-16М-1 и ГТН-25-1.Повышение вибрационной надёжности рабочей лопатки ступени «В» компрессора. Расчёты. ТМЗ, Бакуменко И.К., Гижевский A.A., Сковородникова Т.А., С., 1994,ТМ-503623 РР, 26с.

60. Галёркин Ю.Б. и др. Экспериментальное исследование безлопаточных диффузоров малорасходных ступеней центробежных компрессоров. Труды ЛПИ, 1963, №228.

61. Гайгеров В.И.Влияние свойств рабочего тела на характеристики центробежного компрессора и газовой турбины. Труды НИЛД, М., 1957, №4,108с.

62. Гопалакришнан С., Бозола Р. Расчёт течений со скачками уплотнения в компрессорных решётках. Л., ЦКТИ, 1977, перевод П-7932.

63. Горбатый Ю.П., Дорфман А.Ш., Польский Н.И. и Сайковский М.И. Теплообмен и гидродинамика, А.Н УССР,1959, №16.

64. Городецкий O.A., Селезнёв К.П., Рекстин Ф.С. Экспериментальное исследование нестационарных явлений в ступени центробежного компрессора с безлопаточным диффузором. «Химическое и нефтяное машиностроение», 1969, №3.

65. Грибов H.H., Ельников Ю.И., Шляфштейн М.Я. Влияние антисрывных устройств на уровень вибрационных напряжений в лопатках осевого компрессора. Труды ЦКТИ., Л., 1990, выпуск 261.

66. ГОСТ 23194-83. Нагнетатели центробежные для транспортирования природного газа. М., Издательство стандартов, 1983, 4с.

67. ГОСТ 30319.1; 30319.2; 30319.3 Газ природный. Методы расчёта физических свойств. Минск, Издательство стандартов, 1997, 15, 20, 27с.

68. Далленбах Ф. Аэродинамическая разработка и характеристики центробежных и диагональных компрессоров. ТМЗ, П-93 (журнал «Общество техн. прогр. инж. автомоб.» 1961, №3), 1964, 74с.

69. ДейчМ.Е. Техническая газодинамика. М.-Л. Госэнергоиздат, 1961, 671с.

70. Дейч М.Е., Зарякин А.Е., Зацепин М.Ф. Результаты испытаний выхлопных патрубков турбомашин с кольцевыми диффузорами. «Теплоэнергетика», 1965, №5, с 40-43.

71. Ден Г.Н. Исследование аэродинамики проточной части центробежных компрессорных машин. Труды НЗЛ, ЦБНТЛ, 1958, выпуск 1.

72. Ден Г.Н. Исследование лопаточных диффузоров центробежных компрессорных машин. «Энергомашиностроение», 1959, №10.

73. Ден Г.Н. Влияние относительной ширины проточной части на работу центробежной ступени с безлопаточным диффузором. «Энергомашиностроение», 1960, №11.

74. Ден Г.Н. Исследование работы безлопаточных диффузоров с непараллельными стенками. «Теплоэнергетика», 1965, №6.

75. Ден Г.Н., Тилевич И.А. Газодинамические характеристики лопаточных диффузоров центробежных компрессорных машин. «Теплоэнергетика», 1966, №7.

76. Доброхотов В.Д., Пятахина Т.Т., Клубничкин А.К., Ренков A.C. Регулирование центробежных нагнетателей с высоконапорными рабочими колёсами с помощью входных направляющих аппаратов. «Газовая промышленность», 1973, №6, с. 22-24.

77. Доброхотов В.Д., Клубничкин А.К., Пятахина Т.Т. Оценка возможного диапазона изменения характеристик нагнетателя природного газа. «Газовая промышленность», 1976, №3, с. 34-35.

78. Евдокимов В.Е. Об оптимальных условиях осерадиального поворота в колесе центробежного компрессора. «Энергетическое машиностроение», 1982, №1-82-4, с. 16.

79. Emmons U.W., Pearson С.Е., Grant U.P. Compress surge and stall propagation. " Frans. ASME", 1955, №4, v.77.

80. Emmons U.W., Kronauer R.E., Rockett J.A. A survey of stall propagation- experiment and theory. "Frans. ASME", 1959, D81, №3.

81. Ершов B.H. и др. Некоторые результаты опытного исследования неустойчивых режимов работы компрессора. «Энергомашиностроение», 1959, №10.

82. Ершов В.Н. и др. Расширение области устойчивой работы ступени осевого компрессора. «Теплоэнергетика», 1962, №2.

83. Ершов В.Н. Неустойчивые режимы турбомашин. Вращающийся срыв. М., Издательство «Машиностроение», 1966,180с.

84. Ершов В.Н. Столяров A.B. Определение границы устойчивости ступеней осевых компрессоров. «Энергомашиностроение», 1973, №9.

85. Журавлёв Ю.И. Исследование способов расширения диапазона устойчивой работы центробежных нагнетателей. С., Диссертация, 1971г., 154с.

86. Загоринский Э. Комплексная оценка экономической эффективности использования газоперекачивающего агрегата ГТНР-16. «Газодинамические технологии», 2000, июль- август, с.20-22.

87. Зазимко Д.А. Экспериментальное исследование структуры потока в безлопаточном диффузоре центробежной компрессорной ступени. Известия ВУЗов, Энергетика, 1961, №2.

88. Испытания компрессора высокого давления №1 ГТУ-42. Технический отчёт ЦНИИ-45 и ЛКЗ, 1954, №42-ЩВ201 -44, Л-1245а.

89. Испытания головного образца нагнетателя Н-300-1,23 на природном газе на Новгородской ОПС., ТМЗ, Касимов Г.Г., Яхнис В.А., С., 1965, ТМ-500612, л. 37.

90. Испытания осевого компрессора газотурбинной установки ГТН-16, ТМЗ, Журавлёв Ю.И. Чукреев В.Н. 1979, №2-2-79, 55с.

91. Испытания центробежного нагнетателя природного газа Н-16-76-1.44 на заводском стенде. ПО «ТМЗ», Журавлёв Ю.И., С., 1982, №2-1-82, 30с.

92. Испытания нагнетателя природного газа типа 2Н-25-76, ПО «ТМЗ», Журавлёв Ю.И., Островерхов Г.И., С., 1990, №2-2-90,12с.

93. Исследование облопачивания и схем осевых компрессоров на одноступенчатой вращающейся модели. ЦКТИ, Гофлин А.П., Бабкова М.М., Надельман Л.И., Л., 1949, 2047/0-603, 37с.

94. Исследование ступени К-50-1 при больших окружных скоростях (ступень К-50 для ГТУ-25) ЦКТИ, Сергеев Г.А., Л., 1958, 20036/0-2486,14с.

95. Исследование первых трёх ступеней КНД ГТ-700-25. ЦКТИ, Сергеев Г.А., Л., 1958, 2175/0-2641, 8с.

96. Исследование ступени К-70-16 в четырёхступенчатом осевом компрессоре. ЦКТИ, Бабкова М.М., Л., 1960.

97. Исследование работы группы воздушных компрессоров в составе газотурбинной установки. ВТИ, Ольховский Г.Г., Молодых Н.И., М1960.

98. Исследование и отработка на модели проточной части нагнетателя У ТМЗ с входным поворотным аппаратом для транспорта природного газа. Часть I. ЦКТИ, Столярский М.Т., Л., 1962, 045204/0-3617, 18с.

99. Исследование и отработка на модели проточной части нагнетателя УТМЗ с входным поворотным аппаратом для транспорта природного газа. Часть 2. ЦКТИ, Столярский М.Т., Л., 1963, 045204/0-3898,21с.

100. Исследование вариантов проточной части моделей компрессора ГТК-10 и улучшение их характеристик. ЦКТИ, НЗЛ, ЛКИ, Л., 1964, 045404/0-4266.

101. Исследование проточной части модели КНД ГТ-100-750-2. ЦКТИ, ЛМЗ, ЦИАМ, Гофлин А.П., Бабкова М.М., Сергеев Г.А., Этингер С.М., Бедгер Ф.С., ОльштейнЛ.Е., ХайтМ.Е.Д, 1965, №-10-4813,37с.

102. Исследование элементов центробежной ступени осецентробежного компрессора для газотурбинной установки ГТК-10 на модели ЭДС-1. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., Яковлева Л.И., С., 1966, ТМ-500999, 126с.

103. Изменение характеристик первых пяти ступеней модели доменного компрессора при регулировании направляющими лопатками. ЦКТИ, H3JI, Тарабрин А.П., Махори-на Л.И., Титенский В.И., Л, 1971, 193106/0-7077, 21 с.

104. Исследование и совершенствование модели нагнетателя природного газа. МЭИ, Шер-стюк А.Н., Соколов А.И. и др., 1971, №40/70, 32 с.

105. Исследование лопаточных диффузоров компрессоров турбокомпрессоров. П/я М-5978. Будкевич В.М., Гневанова Г.И., Ляшков В.П., С., 1976, №2-18-76, 61 с.

106. Исследование виброотстроенных предвключённых ступеней осевого компрессора ГТН-25. ЦКТИ, Тарабрин А.П., Олимпиев В.И., Нарышкин В.Ф., Гурский Г.Л., Л., 1979, 193806/0-10221, 78с.

107. Исследование виброотстроенных предвключённых ступеней осевого компрессора ГТН-25. ЦКТИ, Тарабрин А.П., Нарышкин В.Ф., Гурский Г.Л., Л., 1981, 193806/0-10812,36с.

108. Ишутинов Д.В., Ревзин Б.С. Осевой компрессор газотурбинной установки ГТ-6-750. «Энергомашиностроение», 1964, №7.

109. Ю.Казакевич В.В. Автоколебания (помпаж) в вентиляторах и компрессорах. М., «Маш-гиз», 1959, 191 с.

110. Ш.Казакевич В.В. Автоколебания (помпаж) в вентиляторах и компрессорах. М., Издательство «Машиностроение», 1974, 264 с.

111. Косточкин В.Н. Центробежные вентиляторы. М., Машгиз, 1951, 222 с.

112. НЗ.Костерин В.А., Ржевский Е.В. О расчёте траекторий и дальнобойности веерных и парных плоских струй в ограниченном поперечном потоке. Известия ВУЗов, Авиационная техника, 1964, №1.

113. Крамер Д., Осборн В., Хемрик Д. Проектирование и испытания диагональных и центробежных рабочих колёс ТМЗ, П-69, (журнал ASME Paper 59-Hyd-20), 1963, 25с.

114. Красильников В.А. Исследование течения воздуха в рабочем колесе центробежного компрессора. Труды КАИ, 1960, №56.

115. Кряжев В.И. О причинах, влияющих на вид напорной характеристики вентиляторов. «Труды Северокавказского горнометаллургического института», 1962, вып. 18.

116. Лацыба A.B. «Материалы Сосногорского ЛГТУМГ ООО «Севергазпром» по теплотехническим испытаниям агрегата ГТН-16М-1, зав. 25807». Севергазпром, 2002.

117. Лесников В.П., Кузнецов В.П., Коряковцев A.C. Роль материалов и защитных покрытий турбинных лопаток современных ГТД в сбережении энергоресурсов. «Газотурбинные технологии», 2004, №1.

118. Либляйн С. Анализ потерь при срыве потока в компрессорном каскаде. Тр. Амер. общ. инж.-мех., 1959, D81, №3.

119. Либляйн С., Джонсон С. Итоги исследования околозвуковых компрессоров в лаборатории Льюиса. Тр. Амер. общ. инж.-мех., 1961, №3.

120. Лившиц С.П. Некоторые вопросы работы центробежного компрессорного колеса. «Теплоэнергетика», 1955, №10.

121. Лившиц С.П. О работе неподвижных элементов центробежной компрессорной ступени. «Энергомашиностроение», 1957, №12.

122. Лившиц С.П. К вопросу о выборе ширины и угла установки лопаточного диффузора центробежной компрессорной машины. «Теплоэнергетика», 1961, №8.

123. Лившиц С.П. Аэродинамика центробежных компрессорных машин. Издательство «Машиностроение», 1966.

124. Ломакин A.A. Центробежные и пропеллерные насосы. Машгиз, 1950.

125. Майер Р., Шиллер Р. Высокопроизводительный центробежный нагнетатель для газопроводов. ТМЗ, П-352 (журнал «Disel end Gas Turbine Progress, 1978, March»)? 1979, 13c.

126. Мамиконов А.Г., Ерохин А.П., Предтеченский Г.И. Теория авиационных компрессоров и газовых турбин. Л., ЛКВВИА, 1961,422с.

127. Maroti L.A., Deack G., Kreith F. Flow phenomena of partially enclosed rotating disces. «Frans. ASME», 1960, №3, s.D.

128. Машимо Т., Ватокабе И., Арига И. Влияние числа Re на характеристики центробежного компрессора при различных конструкциях рабочего колеса. Л., ЦКТИ, 1977, перевод № П-7937.

129. Меллор Г.А., Рут Т. Обобщенные характеристики осевых многоступенчатых компрессоров. Тр. Амер. общ. инж.-мех., 1961,с Д, №4

130. Методические материалы для теплотехнических испытаний газотурбинных агрегатов. ВНИИГАЗ, М., 1984.

131. Методика аэродинамического расчета проточной части осевого компрессора для стационарных установок РТМ. 24. 1-ая редакция. ЦКТИ, Тырышкин В.Г.,Тарабрин А.П., Л., 1971,231с.

132. Методические указания по проведению теплотехнических и газодинамических расчетов при испытаниях газотурбинных газоперекачивающих агрегатов ПР 51313239489-43-99, ВНИИГАЗ, М., 1999, 51с.

133. Мигай В.К., Гудков Э.И. Аэродинамическое совершенствование нагнетательных патрубков осевых компрессоров. «Теплоэнергетика», 1973, №8 с. 73-76.

134. Мигай В.К., Гудков Э.И. Проектирование и расчет выходных диффузоров турбома-шин. JL, «Машиностроение», 1981, 271с.

135. Нагнетатели природного газа типа 2Н-16. Газодинамические расчеты. ТМЗ, Журавлев Ю.И., Орлова О.Н.,С„ 1980, ТМ-503352 РР, 74 с.

136. Нагнетатели природного газа типа 2Н-16-76 и ЗН-16-76. Газодинамические расчеты. ТМЗ, Журавлев Ю.И., Орлова О.Н., С., 1981+1984, ТМ-503425РР, 188+19с.

137. Нагнетатели природного газа типа Н-6-76-1,23; Н-6-56-1,23; Н-6-41-1,23; Н-6-28-1,23; Н-6-66-1,3; Н-6-41-1,35; Н-6-25-1,35; Н-6-15-1,35; Н-6-9-1,5. Газодинамические расчеты. ТМЗ, Журавлев Ю.И., Орлова О.Н., С., 1985, ТМ-503452РР, 152с.

138. Научное обеспечение создания и использования новых и модернизированных газотурбинных агрегатов компрессорных станций. ВНИИГАЗ, 1996, № 114, 07.03/353.

139. Невельсон М.И. Центробежные вентиляторы. Госэнергоиздат, 1954.

140. Нормы вибрационной надежности рабочих лопаток осевых компрессоров. РТМ108.022.104-77.

141. Некоторое обобщение материалов исследований и усовершенствование методов расчёта элементов проточной части центробежных компрессорных машин. Т. I ЦКТИ, Лившиц С.П., Л., 1963, 139с.

142. Николаенко Ю.Г. Опытное исследование метода устранения вращающегося срыва в ступени осевого компрессора. Труды ХАИ, 1963, вып. 22.

143. Отработка трансзвуковых ступеней для осевого компрессора ГТН-25. ЦКГ Тарабрин А.П., Нарышкин В.Ф., Гурский Г.Л., Л., 1977,193704/0-9439,170 с.

144. Отработка проточной части дожимных нагнетателей мощностью 16 МВт. ЦКТИ, Столярский М.Т., Лысюк В.И., Л., 1979, 195704/0-10040,56 с.

145. Отработка на модели проточной части высоконапорного нагнетателя 16 МВт с улучшенными характеристиками в области малых расходов. ЦКТИ, Столярский М.Т., Л., 1984, 195304/0-11824, 51 с.

146. Отработка на модели проточной части высоконапорных двухступенчатых нагнетателей мощностью 16 и 25 МВт. ЦКТИ, Столярский М.Т., Лысюк В.И., Л., 1985, 195406/0-13146,61 с.

147. Отработка на модели проточной части двухступенчатого нагнетателя мощностью 25 МВт повышенной экономичности. ЦКТИ, Столярский М.Т., Лысюк В.И., Л., 1987, 195504/0-13566, 50 с.

148. Отработка на модели высоконапорных модификаций нагнетателя установки ГТН-16. ЦКТИ, Столярский М.Т., Л., 1975,193410/0-8503,28 с.

149. Отработка на модели проточной части одноступенчатых нагнетателей мощностью 16 и 25 МВт с расширенным диапазоном устойчивой и экономичной работы. ЦКТИ, Столярский М.Т., Лысюк В.И., Л., 1989, 195708/0-14373, 38 с.

150. Отработка на модели проточной части одноступенчатых нагнетателей мощностью 16 и 25 МВт с расширенным диапазоном устойчивой и экономичной работы ЦКТИ, Столярский М.Т., Лысюк В.И., Л., 1989, 195708/0-14373, 38 с.

151. Отчет об испытаниях осевого компрессора газотурбинной установки ГТ-6-750. ТМЗ, Гречухин Е.М., Янис В.А., Курош В.Д., С., 1963, ТМ-500682, 20 с.

152. Отчет об испытании головного образца нагнетателя природного газа Н-300-1,23 на заводском стенде. ТМЗ, Поляков В.Я., Журавлев Ю.И., С., 1964, ТМ-500729, 59 с.

153. Отчет о газодинамических испытаниях осевого компрессора газотурбинной установки типа ГТН-25-1. ТМЗ, Журавлев Ю.И., Курош В.Д., Яковлева Л.И., С., 1991, № 2-191,15 с.

154. Пановко Я.Г., Губанова И.И. Устойчивость и колебания упругих систем. Издательство «Наука», М., 1967, 418 с.

155. Пешехонов Н.Ф. Альбом приборов для измерения давления, температуры и направления потока в компрессорах, ЦИАМ, 1966.

156. Поликовский В.И. Вентиляторы, воздуходувки, компрессоры, т.П. М., Л., Научно-техническое издательство, 1936, 127 с.

157. Поршаков Б.П., Бикчентай Р.Н. Границы рентабельности применения регенерации тепла в газотурбинных установках на компрессорных станциях. «Газовая промышленность», 1963, № 7.

158. Повышение вибрационной надежности ступени «В» компрессора ГТН-25-1. ТМЗ, Ермоленко Д.И., Демин М.В., Соколов В.В., Е„ 1996, № 2-11-96, 36 с.

159. Предварительный газодинамический расчет ОК для ГТУ УТМЗ. ЦИАМ, Сазонова B.C. (ЦИАМ), Яковлева Л.И. (ТМЗ), 1961, № 5191.

160. Протокол газодинамических испытаний опытного образца центробежного нагнетателя природного газа типа Н-16-76-1,44 на Сысертской компрессорной станции ПО «ТМЗ»; НПО ЦКТИ; ВНИИГАЗ; «Союзоргэнергогаз», 1982, 3 с.

161. Параметры предвключенных ступеней ОК ГТН-16 (второй вариант). ЦКТИ, Тарабрин

162. A.П., Владимирская И.Н., Л., 1973.

163. Прядилов А.И. О «скользящем» срыве потока. Известия ВУЗов. Энергетика, 1963, №5.

164. Пфляйдерер К. Лопаточные машины для жидкостей и газов. Машгиз, 1960.

165. Рабочее колесо центробежного компрессора. ТМЗ, Журавлев Ю.И., заявка №1.067.078/24-6 от 05.03.1966г.

166. Развитие газовых турбин. Сборник статей под ред. В.Л. Александрова. ВНТ МАП, (статья А.Р. Хауэлла), 1947.

167. Разработка типовой ступени для осевых компрессоров высокого давления, ЦКТИ, Семов В.В., Л., 1965, 045405/0-4524, 29 с.

168. Разработка экономичной ступени для компрессоров высокого давления мощных ГТУ. ЦКТИ, Семов В.В., Козловский В.И., Л., 1967, 193601/0-5183, 40 с.

169. Разработка и аэродинамическое исследование одноступенчатого центробежного компрессора на степень повышения давления 1,45. ТМЗ, Журавлев Ю.И., Захарченко1. B.Г., С. 1979, №2-16-79.

170. Разработка проточной части модельного компрессора с 3-мя трансзвуковыми ступенями для перспективной ГТУ. ЦКТИ, Тарабрин А.П., Владимирская И.Н., Лапшина И.Е., Простошина И.Г., 1982, 48 с.

171. Разработка модели и исследование проточной части высоконапорных двухступенчатых дожимных нагнетателей мощностью 16 МВт. ЦКТИ, Столярский М.Т., Лысюк В.И.,Л., 1983, 195108/0-11398, 63 с.

172. Разработка и исследование на модели проточной части концевой центробежной ступени для осецентробежных компрессоров ГТН-16 и ГТН-25 ПО ТМЗ. ЦКТИ, Лысюк В.И., Столярский М.Т., Л., 1991, 195008/0-15069, 86 с.

173. Расчет осесимметричного пространственного потока в ступени осевых турбомашин. ЦКТИ, Жуковский М.И., Тарабрин А.П., Л., 6303/0-3128,24 с.

174. Расчёт осевого компрессора для ГТД-6000. Коломенский тепловозостроительный завод. 1962, №1429, 23с.

175. Расчет осесимметричного потока в ступени экспериментального высокорасходного осевого компрессора с Dcp/1=3. ЦКТИ, Жуковский М.И., Тарабрин А.П., Л., 1862, 114003/0-3514, 19 с.

176. Расчет газодинамических характеристик нагнетателя (при постановке различных колес в корпусе нагнетателя Н-300-1,23), проведенный по результатам испытаний модельных колес на установке ЭЦН. ТМЗ, Журавлев Ю.И., С., 1969, № 2-28-68, 31с.

177. Расчет на прочность колеса нагнетателя 280-12-7-1,33 для газокомпрессорной станции «Проскоково». ТМЗ, Бакуменко И.К., Авербух В.Е., Мусаев Р.Н., С., 1989, Техн. спр. № 13.89Р, 16 с.

178. Раухман Б.С., Гольдин A.B. Решение прямой задачи обтекания двумерной решетки профилей на ЭВМ. Труды ЦКТИ, 1965, № 61.

179. Ревзин Б.С. Технико-экономическое сравнение регенеративных и безрегенеративных ГТУ для газопроводов. «Энергомашиностроение», 1963, № 1.

180. Ревзин Б.С. Газотурбинные газоперекачивающие агрегаты. М., Недра, 1986, 215с.

181. Регулирование первой группы ступеней осевого компрессора ГТК-10 поворотными лопатками ПНА. ЦКТИ, НЗЛ, Тарабрин А.П. Махорина Л.И., Сергеев Г.А., Титенский В.И., Л., 1970,193004/0-6349, 20с.

182. Результаты испытаний нагнетателя с номинальной степенью повышения давления % =1,15 на установке ЭЦН. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., С., 1969, №2-015-68,26с.

183. Результаты испытаний нагнетателя с номинальной степенью повышения давления я=1,15 на установке ЭЦН. ТМЗ, Журавлёв Ю.И., С., 1969, №2-15-68, 26с.

184. Результаты испытаний выходных устройств нагнетателей транспорта газа при различных размерах сборной камеры и применении разных типов диффузоров (установка ГТК-16), ч.З. ЦКТИ, Столярский Н.Т., Л., 193103/0-6561, 35с.

185. Результаты испытаний ОК. ГТЭ-150 ЛМЗ. «Оргрэс» и «Уралтехэнерго», 1994.

186. Рис.В.Ф., Ден Г.Н., Шершиёва А.Н. Воздействие потока на ротор центробежной ступени. «Энергомашиностроение», 1963, №4.

187. Рис. В.Ф. Центробежные компрессорные машины. M.-JI. Издательство «Машиностроение», 1964.

188. Рис В.Ф. Получение характеристик компрессорных машин, работающих на газе, методом испытания на воздухе. «Энергомашиностроение», 1970, №6, с. 4-9.

189. Рис В.Ф. Центробежные компрессорные машины. Л. Издательство «Машиностроение», 1981.

190. Ritter С. Flüssig Keitspumpen. Leipzig, Dr. M jänecke Verlags buchhandlung, 1940, 347s.

191. Rockett J.A. Modulation phenomena in stall propagation. "Trans. ASME", 1959, №3, D.81.

192. Руководящие указания по аэродинамическому расчёту проточной части осевых компрессоров. Л. ЦКТИ, 1957, Гофлин А.П., Бабкова М.М., 11907/0-2338, 11907/0-2322, 198с.

193. Саботаж и Систо Обзор проблем аэродинамического возбуждения колебаний в тур-бомашинах. «Механика», 1957, №3.

194. Самойлович Г.С. и Ханин Г.А. Исследование неустановившихся аэродинамических явлений в модельном и натурном многоступенчатых осевых компрессорах. Исследование элементов паровых, газовых турбин и осевых компрессоров, Л., Машгиз, 1961.

195. Свэн В.К. Практический метод расчёта характеристик околозвукового компрессора. Тр. Амер. общество инженеров-механиков, 1961, с.А., №3.

196. Серови Г.К., Лысин Ю.С. Аналитический расчёт характеристик осевых турбомашин с использованием метода элементарных сечений. Тр. Амер. общество инженеров-механиков, 1963, с.А, №1.

197. Скибин В. Научно-технический задел ключ к созданию конкурентно способных двигателей. «Газотурбинные технологии», 2000, сентябрь-октябрь, с. 8-10.

198. Скороходова Т.Н. Расчёт и исследование безотрывного безлопаточного диффузора центробежной компрессорной ступени. «Энергомашиностроение», 1966, №2.

199. Современные проблемы совершенствования малоразмерных центробежных компрессоров (Обзор). «Транспортное двигателестроение за рубежом», 1966, №41.

200. Создание и исследование на модели 3-ступенчатого отсека с двумя трансзвуковыми ступенями для осевого компрессора ГТН-25, ЦКТИ, Тарабрин А.П., Владимирская И.Н., Цепова Л.А., Л., 1976,193504/0-8809,29с.

201. Степанов А.И. Центробежные и осевые насосы. Перевод с английского, М., Машгиз, 1960.

202. Столярский М.Т. Исследование потерь и условий оптимальной работы спиральной камеры центробежного нагнетателя. «Теплоэнергетика», 1963, № 7.

203. Столярский М.Т. Исследование центробежной компрессорной ступени в условиях неравномерного потока на входе. «Известия ВУЗов. Энергетика», 1960, №3.

204. Страхович К.И. Центробежные компрессорные машины. Машгиз, 1940.

205. Танцбергер Е. И Якоби X. Двухступенчатый центробежный компрессор для газопроводов (фирма Кларк). ТМЗ, П-44 (ж. «Pipe Line News. 1960,February»), 1961,18c.

206. Тарабрин А.П. Усовершенствование проточной части ступеней и многоступенчатых осевых компрессоров ГТУ и ПГУ на основе использования метода расчета осесим-метричного потока, диссертация, ЦКТИ, Л. 1969.

207. Тарабрин А.П., Цепова Л.А. Поверочный аэродинамический расчет многоступенчатого осевого компрессора. Тр. ЦКТИ, 1973, №117, с. 3-18.

208. Тарабрин А.П., Поляков В.Б. Определение начала отрыва потока на лопатках рабочего колеса компрессора по критерию «степень диффузорности». Тр. ЦКТИ, 1973, №П7, с. 42-45.

209. Теплотехнические испытания головного образца газоперекачивающего агрегата типа ГТН-6У. ТМЗ, Ермоленко Д.И., Курош В.Д., Цай С.С., Шварцман O.A., Островерхов Г.И., е., 2002, № 2-2-02,49 с.

210. Технический бюллетень ЦИАМ, 1959, №6.

211. Технический проект центробежного нагнетателя типа 1000-21-1. НЗЛ, Рис В.Ф., 1973, ТМ-4438-73, 78 с.

212. Титенский В.И., Карпов В.Г. Экспериментальное исследование работы осевых компрессоров при повороте направляющих лопаток. «Энергомашиностроение», 1971, № 1.

213. Титенский В.И., Широков H.A. Изменение характеристик ступени осевого компрессора при повороте лопаток направляющих аппаратов. «Энергомашиностроение», 1967, №2.

214. Томикинс В.Т., Эпштейн А.Х. Сравнение расчетных и экспериментальных параметров трехмерного течения в трансзвуковом компрессоре. Поршенвые и газотурбинные двигатели. ВИНИТИ, 1977, №9, с. 17-21.

215. Траупель В. Тепловые турбомашины. Госэнергоиздат, т. I, II, 1961, 1964.

216. Турбина газовая мощностью 16 тыс. кВт. типа ГТН-16 с нагнетателем природного газа. Газодинамические расчеты осевого компрессора. Технический проект. ТМЗ, Журавлев Ю.И., Яковлева Л.И., Безукладникова Л.А., С., 1972, ТМ-502029, 53 с.

217. Турбина газовая мощностью 25 тыс. кВт. типа ГТН-25 с нагнетателем природного газа. Газодинамические расчеты осевого компрессора. ТМЗ, Журавлев Ю.И., Яковлева Л.И., Безукладникова Л.А., С., 1974, ТМ-503072, 40 с.

218. Турбина газовая мощностью 10 тыс. кВт. типа ГТН-10 с нагнетателем природного газа. Газодинамические расчеты осевого компрессора. ТМЗ, Журавлев Ю.И., Яковлева Л.И., Безукладникова Л.А., С., 1975, ТМ-503234, 20 с.

219. Турбокомпрессорный агрегат установки газификации сернистых мазутов ТКА-2600. Газодинамические расчеты осевого компрессора. Рабочий проект. ТМЗ, Журавлев Ю.И., Яковлева Л.И., 1975, ТМ-503234,15+8 с.

220. Уманский М.П. Исследование осерадиальных диффузоров. «Энергомашиностроение», 1964, №10, с. 8-s-ll.

221. Уоткинс Д. Характеристики ступени и радиальное профилирование лопаточных венцов осевого компрессора. Тр. Амер. общ. инженеров-механиков, 1959, №1.

222. У совершенствование турбонагнетателя высокой производительности фирма Cooper-Bessemer. ТМЗ, И-123 (ж. «Engineering»), май 1964, № 5118, с. 694-695.

223. Усовершенствование методики и программы расчета на ЭВМ характеристик осевых компрессоров. ЦКТИ, Тарабрин А.П., Цепова Л.А., Алексеева Л.П., Л., 1981, 193001/0-10725, 115 с.

224. Ушаков К.А. Аэродинамический расчет осевого вентилятора. Труды ЦАГИ, 1936, № 277.

225. Холщевников К.В. О коэффициенте полезного действия многоступенчатого нагнетателя. МАП, труды № 157, Оборонгиз, 1948.

226. Холщевников К.В. Выбор параметров и расчет осевого компрессора. Оборонгиз, 1949, 139 с.

227. Холщевников К.В. Теория и расчет авиационных лопаточных машин. Издательство «Машиностроение», М., 1970, 610 с.

228. Хуппрет М., Бенир А. О некоторых явлениях, связанных с помпажом в осевых компрессорах. Вопросы ракетной техники, 1954, №5.

229. Хейдж С., Андерсон У., Орну В. и др. Компрессоры для газовых турбин малой мощности. ТМЗ, П-88 (ж. ASME Paper 57-А-258) 1963,22 с.

230. Центробежный нагнетатель Н-300-1,23. Газодинамические расчеты. ТМЗ, Журавлев Ю.И., Ишутинов Д.В., С., 1961, ТМ-500287, л. 34.

231. Циткин С.И. Помпаж в одноступенчатых лопастных компрессорах. Известия КПИ, Киев, 1960, т. XXX.

232. Шерстюк А.Н. Осевые компрессоры. Госэнергоиздат, 1955.

233. Шерстюк А.Н. и др. Исследование компрессоров осерадиального типа с лопаточными диффузорами. «Теплоэнергетика», 1965, № 1.

234. Шерстюк А.Н., Соколов А.И. Меридиональное профилирование безлопаточных диффузоров. «Теплоэнергетика», 1969, №8.

235. Шерстюк А.Н., Космин В.М. О влиянии наклона стенок безлопаточного диффузора на характеристики осерадиального компрессора. «Теплоэнергетика», 1969, №8.

236. Шуман Е. Центробежные компрессоры для компрессорных станций на трубопроводах. ТМЗ, П-И1У59 ГП (ж. ASME, Petr, Mech Eng Conf Sept 22), 1958, 13 с.

237. Шюле В. Техническая термодинамика т. I, кн. I. M. JL, гл. ред. энергетической литературы, 1935, 412 с.

238. Испытания выходного диффузора компрессора ГТ-6-750. ТМЗ, Журавлев Ю.И., С., 1963, Тм-500401, 12с.

239. Иванов B.C. О форме средней линии осесимметричной веерной струи в сносящем потоке. Известия ВУЗов, Авиационная техника, 1963, №4.

240. Исследование элементов центробежной ступени осецентробежного компрессора для газотурбинной установки ГТК-10 на модели ЭДС-1. ТМЗ, Журавлев Ю.И., С., 1966, ТМ-500999,122 с.

241. Исследование на модели проточной части двухступенчатого нагнетателя ГТК-16 на давление 56 ата. ЦКТИ, Столярский Н.Т., Л., 1973,193212/0-7588,27с.

242. Эванс Р.Л. Измерения турбулентности и периодических пульсаций вниз по потоку от движущегося венца лопаток. Тр. Амер. общ. инженеров механиков. Энергетические машины и установки. М., Издательство Иностранная литература, 1975, Сер. А, № 1, с. 144-154.

243. Экк Б. Проектирование и эксплуатация центробежных и осевых вентиляторов. Маш-гиз, 1959.

244. Эккерт Б. Осевые и центробежные компрессоры. М., Издательство «Машгиз», 1959, 679 с.

245. Экспериментальное исследование влияния на работу центробежного компрессорного колеса степени диффузорности его каналов. ЦКТИ, Лившиц С.П., Л., 1956, 11821/0-2208, 42с.535

246. Экспериментальное исследование элементов проточной части центробежных компрессоров осерадиального типа. МЭИ, Шерстюк А.Н., Соколов А.И., Лысенко В.П., Сапожникова М.Э., М.,1966, (по договору с ТМЗ) 154 с.

247. Экспериментальное исследование трансзвуковой ступени осевого компрессора для ГТУ мощностью 200 МВт (т. I, т. II). ЦКТИ, Кушнер Ж.Л., Нарышкин В.Ф., Л., 1974, 1975, 193403/0-8294, рис. 82, табл. 68.

248. Yura T.N. Rannie W.D. Experimental investigations of propagating stall in axial-flow com-pressiors. Frans. ASME, 1954, № 3, v. 76.

249. Яковлев К.П. Математическая обработка результатов измерений. Издательство «Технико-теоретическая литература», 1953.

250. Янке Д. Аэродинамический расчет облопачивания осевых компрессоров. Дрезденский институт турбомашин. ЦКТИ, Сб. докладов, Л., 1960,20 с.