автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.12, диссертация на тему:Создание неавтономных турбоприводов на базе синтеза высокоэффективных микротурбин различных кинематических схем

САНКТ - ПЕТЕРБУРГСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ Р Г-Б ОД УНИВЕРСИТЕТ

1 б т г"

На, правах рукописи

КУЗНЕЦОВ Юрий Павлович

УДК'621.165

СОЗДАНИЕ НЕАВТОНОМНЫХ ТУРБОПРИВОДОВ НА БАЗЕ СИНТЕЗА ВЫСОКОЭИЕКТИВНЫХ МИКРОТУРБИН РАЗЛИЧНЫХ КИНЕМАТИЧЕСКИХ

СХЕМ

Специальность 05.04.12 - турбомашины и турбоустановки .

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Санкт - Петербург, 1995

/

Работа выполнен» в Нижегородском Государственном техническом

университете

Научный консультант: доктор технических наук, профессор Л.В.Арсеньев.

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор О.Н.Емин

доктор технических наук, профессор А,И.Кириллов

доктор технических наук, профессор Б.А.Тихомиров.

Ведущая организация: АОТорьковский автомобильный завод"

Защита состоится "Й" .«ор-га 1995г. в ^ часов на заседании Специализированного Совета д063.33.05 в Санкт -Петербургском Государственном техническом университете по адресу: Ы5251, Санкт - Петербург, ул. Политехническая, 29, г^. учебный корпус, 8уд.#<30.

С диссертацией можно ознакомиться в фундаментальной

библиотеке университета. Автореферат разослан "¿8 " 1994г.

Ученый секретарь Специализированного Совета, ; С. С >

доктор технических наук, профессор И.П.Фаддее!

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблем;. Турбины.мощностью от десятков ватт до нескольких киловатт и диаметром до 100 ми, называемые обич-но мккротурбпнами (ИТ) широко применяются в качестве приводных двигателей в энергоузлах космических и подводных аппаратов, в бортовых источниках питания и системах ориентации ракет, в гелиевых и водородных турбодетандерах, в агрегатах наддува ДВС, в пневмоинструменте и других высоко оборотных механизмах. Несмотря на малые величин! мощности, требования высокой эффективности предъявляются к ьТ практически во всех указанных выше областях их применения. В ряде случаев достаточно высокий уровень к.п.д. таких турбин является необходимым условием работоспособности всей установки в целом (например, в криогенных турбодетандерах, в энергетических установках космических аппаратов, в некоторых видах пневмоинструмента). Большое значение повышение к.п.д. МТ имеет для агрегатов массового применения, особенно неавтономных (работающих от внешнего источника скатого газа),вследствие значительного влияния гидравлических характеристик подводящей оис-темы на параметры турбопривода в целом.

К характерным особенностям МТ можно отнести малые величины мощности и объемного расхода газа, малую относительную выооту и большую окружную протяженность сопловых я рабочих лопаток, большие относительные радмльвне и осевые зазоры в ступени, ыалу» величину скоростной характерно тики М/Сщ . Отмеченные факторы обусловливают существенные отличия рабочего процесса в ИТ по сравнению с,большими турбинами, а таквсе пониженную эффективность малоразмерной ступени.

Я настоящему времени различными исследователями накоплен большой теоретический и экспериментальный материал, позволивший им провести определенные обобщения и сформулировать некоторые общие принципы оценки эффективности малоразмерных турбоприводов уке на стадии их проектирования. Однако ряд вопросов, связанных в первую очередь с изучением физической картины течения в микроре-иетках, включая расчетные и экспериментальные исследования распределения локальных параметров в меклопаточшх каналах, изучен явно недостаточно. Слабо развита методология исследований аэродинамических характеристик лопаточных решеток МТ, противоречивы известные данные о потерях в СА и РК, не разработана физически обоснованная система представлений о механизме их возникновения.

I

Наблюдается определенная методологическая разобщенность известных подходов к определению потерь от парциальноети и, соот- ■ ветственно, значительна расхождения результатов экспериментальных исследований. Отсутствует систематизация на уровне обобщений в виде логически сформированных принципов построения неавтономных турбоприводов.

5то обусловливает актуальность дальнейших экспериментально-теоретических разработок комплексной проблемы создания эффективных малоразмерных турбоприводов различного назначения.

Целью диссертации является разработка основ построения неавтономных турбоприводов на базе синтеза высокоэффективных МТ различных кинематических схем. Для реализации поставленной цели требовалось решить следующие задачи:

- создать комплексную методологию исследований, направленную на изучение физической картины течений в микрорешетках, включающую совокупность экспериментальных, численных и визуальных методов исследований;

- сформировать принципы построения профилей и решеток, создать на их основе типоразмерные ряды высокоэффективных кольцевых решеток СА, РК и ступеней МТ исследуемого класса;

- разработать математические модели решеток СА и РК для созданных типоразмерных рядов малоразмерных ступеней;

- разработать зависимости для потерь от парциальности, отражающие влияние основных определяющих параметров на вентиляционные и краевые потери, выработать подходы к их снижению;

- разработать принципы согласования параметров неавтономных турбоприводов с характеристиками подводящей оистемы и нагрузочных устройств.

Научная новизна. Диссертационная работа содержит совокупность ооновных научных поло«ений, выводов, предложений и рекомендаций, полученных в результате проведенного комплекса теоретических и экспериментальных исследований типоразмерных рядов сопловых и рабочих решеток исследуемого класса ступеней МТ и турбоприводов в целом. Научную новизцу составили:

- сформированные основы построения неавтономных турбоприводов рассматриваемого, класса на базе синтеза высокоэффективных МТ различных кинематических схем и методов согласования параметров турбопривода о характеристиками подводящей системы и нагрузочных устройств;

2

- разработанные математические модели решеток СА и РК ис-оледуемого типораз мерного ряда, образованные совокупностью уравнений регрессии, связывающих аэродинашческие характеристики решеток ( А, ¿гз > 0 их конструктивными и режимными параметрами;

- комплексная методология исследований ступеней и решеток МТ, направленная на изучение физической картины течения газа в проточной части, включающая экспериментальные исследования решеток и ступеней ИТ на динамических установках, базирующиеся на статистических методах математической теории планирования эксперимента; впервые примененную в МТ ( с целью изучения механизма течения газа в межлопаточных каналах решеток) визуализацию потока по следам, оставляемым окрашенным газом на профильных поверхностях и наружной цилиндрической образующей ступени; численные расчеты течений в меклопаточных каналах, основанные на подходах метода крупных частиц Белоцерковокого - Давыдова, позволившие рассчитывать эпюры распределения локальных параметров потока (давлений, скоростей и др.) по меялопаточному каналу и идентифицировать картины визуализации;

- разработанные на основе численных и визуальных исследований течения газа в ступенях МТ принципы построения высокоэффев- -тивных решеток МТ, включающие в себя профилирование выходных участков меялопаточных. каналов о удлиненными кромками, что позволило устранить отрывы потока от спинки профиля;

- полученные на основе комплексных экспериментальных исследований зависимости вентиляционных и краевых потерь от основных определяющих параметров, которые отражают особенности рабочего процесса в парциальных МТ, выявленные при визуальных исследованиях физических явлений на краях дуги подвода.

Достоверность и обоснованность научных результатов подтверждена: использованием современных вероятностно-статистических методов планирования и проведения экспериментальных исследований, включающих статистическую обработку экспериментальных данных с оценкой погрешности измерений, однородности дисперсий, адекватности результатов; применением современных методов вычислительной математики, выполнением тестовых расчетов на различных экспериментальных и теоретических моделях; сравнением полученных результатов- с апробированными данными других авторов.

Практическая ценность работы заключается в:

- создании на основе проведенного комплекса теоретических и экспериментальных исследований широкого класса неавтономных турбоприводов различного назначения, экономичность которых повышена на 20.,.2Щ> по сравнению о известными образцами, применяемыми в промышленности;

- разработке типоразмершх рядов кольцевых решеток и ступеней исследуемого класса с широким диапазоном конструктивных и регииных параметров, охватывающих область их изменения: для СА - ¿с/¿с = 0,09...0,35; 0,2...0,52; 4... 20°; для РК - =0,25.. .0,75; .¿¿2^=0,12...0,244; -6...26Р; по сравнении о решетками, выполненными на оонове традиционных методов проектирования, аэродинамическая эффективность повышена в среднем: для СА на 15...20%; для РК на 10... 15%; •

- создании обладающих высокой степенью информативности математических моделей лопаточных решеток исоледованного типораэ-мерного ряда, позволяющих на этапе проектирования (в рамках численного эксперимента) выполнять исследование влияния основных конструктивных и рекиыннх параметров ступени на аэродинамические характеристики решеток;

- созданном методе согласования параметров неавтономного турбопривода о гидравлическими характеристиками подводящей системы, позволяющем определять максимально доотикимую мощность турбины при заданных характеристиках подводящей системы, а танке характеристики подводящей системы, необходимые для обеспечения заданной мощности щрбопривода;

- разработанных принципах согласования кинематических параметров МТ и нагрузочных устройств, включающих в себя создание специальных схем ступени, позволявших значительно (на 12... \Щ> ) повысить к.п.д. в диапазоне U/Cui « 0,15...0,3; разработку кинематических регуляторов числа оборотов; разработку газодинамических предельных ограничителей частоты вращения холостого хода РК турбопривода, позволивших снизить угонную частоту вращения на 15...20% без заметного сникения к.п.д. на номинальных режимах работы;

- разработке конструктивных методов совершенствования парциальных МТ на основе специальвого проектирования проточной части СА и РК, позволивших повысить к.п.д. ступени на 5...20#;

- создании комплекса экспериментального оборудования,

включающего установку для визуализации потока в проточной части ступени; динамическую установку, позволяющую исследовать характеристики решеток и раздельно определять потери в СА и РК с высокой степенью точности (систематические погрешности не превышают 0,3?<>) непосредственно в условиях работающей ступени;

- разработке специальных кинематических схем двухкоорди-натных копировально-фрезерных устройств для изготовления всех основных типов HT (осевых, радиальных, радиально-осеэых) и создании на их основе-соответствующего технологического оборудования .

Реализация з промышленности. Неавтономные турбоприводы, созданные в результате комплекса проведенных исследований, внедрены в различных отраслях промышленности:

- в инструментальном производстве - высокоэффективные пневматические шлифовальные машины; производительность машин повышена в 2...3 раза по сравнению с применяемыми ротационными приводами, при этом чистота обработки повышается на I...2 класса; машины экспонировались на международных и Российских выставках, отмечены дипломами, автор награжден серебряной и бронзовой медалями ВДНХ;

- в машиностроении - прецизионные высокообороткые шпиндели, применение в которых малоразмерных турбоприводов

обеспечило повышение точности обработки поверхностей до 0,5

мкм;

- в судостроении - турбохолодильники систем кондиционирования воздуха (на судах с газотурбинными установками).

Апробация- работы. Материалы диссертации докладе вались и об-сукдались на конференции "Проблемы создания новой техники для освоения шельфа", Горький, 1986 г.; семинарах НТО имени академика А.К.Крылова, Ленинград, 1985 и 1988 гг.; конференции "Повышение эффективности и надежности судовых энергетических установок", Владивосток, 1985 г.; конференции по мккроэнергетике, Куйбышев, 1985 г.; конференции НТО имени академика А.Н.Крылова "Актуальные задачи теории и прзктики отечественного судостроения", Горький, 1987 г.; секции научного совета ГКНТ по проблеме "Массо-и теплопереноо в технологических процессах", Горький, 1988 г.; конференции по газотурбинным и комбинированным установкам, М., 1991 г.; симпозиуме по трибологии с международным участием,Самара, 1993 г.; сессии по проблемам газовых турбин, Рыбинск, 1993г.;

Международной конференции "Метод крупных частиц: теория и приложения", М., февраль 1994 г.

Публикации. По материалам диссертации опубликовано более 30 работ, в том числе 15 патентов и авторских свидетельств.

Структура и объем работы. Дисоертация состоит из введения, пяти глаз, заключения и приложений. Работа содержит 359 страниц основного текста, 282. рисунков, 2 Я таблиц. Список использованных источников включает наименований. Приложение представлено на 8 4 страницах.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении изложены проблемы проектирования малоразмерных неавтономных турбоприводов с учетом предъявляемых к ним современных требований; обоснована актуальность и сформулированы цель и основные направления дальнейших исследований; изложено краткое описание разделов диссертации.

В первой главе выполнен аналитический обзор состояния комплексной проблемы построения и исследования малоразмерных турбо-приводов и ступеней МТ, проведен анализ известных методов определения основных конструктивных и режимных параметров малоразмерных турбин. В работах проф. О.Н.Ешана установлен критериальный комплекс, названный ' коэффициентом комплексной мощности:

Г/ /?*Л>Г / " \3 ГЛо Вт (о$/мп)г] Л/«т - ¡/ур '(/7=*/ / но.5- у,

величина которого определяет максимально достижимый к*п.д. ступе- • ни. В зависимости от величины //кт была проведена классификация турбинных ступеней, согласно которой к ИТ были отнесены ступени с А/хпп 4. 100. Отметим, однако, что пониженная экономичность ИТ По оравнению с большими турбинами во многом обусловлена их конструктивными особенностями, а именно, малой относительной высотой лопаток, большими величинами относительных зазоров в ступени, окружной протяженности и толщин кромок лопаток и т.д. Для исследуемого класса турбин . область изменения

основных конструктивных и режимных параметров ступени ограничена значениями: ' /Укпп ¿. 500; перепад давлений на ступени ¿Р « Р*'/%ст = 2...6; средний диаметр До<100 мм; относительная высота лопаток Л/^<0,25; 'относительная хорда профиля ¿Л/Вср >0,2; относительные зазоры а/Мс/>>0,01..

Далее в главе представлена комплексная методология исследо-

ваний МТ,направленная на изучение физических явлений в проточной части, которая включает в себя совокупность численных и визуальных исследований течений в решетках, а также эксперименты на динамической установке.

Приведено описание впервые примененного в исследованиях МТ метода и соответствующей экспериментальной установки для визуализации потока в проточной части МТ по следам, оставляемым окрашенным потоком на профильных поверхностях и нарукной цилиндрической образующей ступени. Обосновано применение метода крупных частиц Белоцерковского-Давыдова для численных расчетов полей локальных параметров потока в проточкой части с целью идентификации картин визуализации.

Приведена методика экспериментальных исследований МТ,включающая в оебя определение:

- внутреннего и эффективного к.п.д. на тормозной установке;

- аэродинамических характеристик решеток СА и РК на момен-томере;

- мощности вентиляции и дискового трения при £ =0 при вращении РК от внешнего двигателя.

Эксперименты выполнялись на комплексной экспериментальной уставовке, включающей в себя блок моментомеря для определения характеристик решеток я блок тормоза-привода для исследования характеристик турбинной ступени. Объединение в одной установке этих блоков позволило проводить раздельное определение аэродинамических характеристик, в той числе потерь в решетках СА и РК непосредственно в условиях работающей сщпени,то есть при реальной турбулентности,неравномерности и периодической нестационарности газового потока с учетом взаимного влияния РК и СА. Аэродинамические характеристики решеток определялись по результатам измерения момента количества движения и импульса потока газа, проходящего'через СА и РК. Основной отличительной особенностью стенда является применение газостатических подвесов в измерительных узлах, полностью устраняющих трение покоя и обусловливающих высокую чувствительность установки. Относительная систематическая погрешность измерений в большинстве опытов не превышала 0,5$.

Во второй главе представлены результаты изучения физической картины течений в микрорешетках'путем визуальных и расчетных ис-

7

следований полей параметров потока в меклопаточных каналах.Результаты исследований положены в основу построения типорззмер-ных рядов СА и РК изучаемого класса осевых МТ. С целью численного исследования течений в турбинных решетках был разработан алгоритм расчета на базе методов установления, ¡иокло метода крупных частиц Белоцерковского-Давыдова. Выбор этого метода обусловлен сложним характером течения газа с наличием до-, трэнс- и сверхзвуковых скоростей в потоке с образованием и взаи-? модейотвием скачков уплотнения. Использование метода крупных частиц для решении задач, поставленных в диссертации, включало . в себя два существенных момента:

- применение криволинейной неортогональной разностной сетки, значительно упрощающей постановку граничных условий по сравнению с традиционно используемой декартовой разностной сеткой;

- использование для описания течения интегральной формы уравнений сохранения газовой динамики вместо дифференциальной (принятая система основных уравнений записана без учета вязкости, т.к. ее влияние на распределение параметров безотрывных течений сказывается только в узком пограничном слое и слабо влияет на общую картину);

/¿/¡/ А */(£//■ (I)

где ЛВ ч [О; Р; ) V - вектор скорости; У - плотность газа; V- объем; $ - площадь; £ - удельная полная энергия; г^ - время.

Алгоритм расчета параметров газа через один шаг по времени разбивается, как это принято в методе крупных частиц, на два этапа: эйлеров и лагранкев. На эйлеровом этапе учитывается изменение параметров за счет давления газа вокруг рассчитываемой ячейки:

~ Шои у (2)

где ¿^ ~ номер разностной ячейки; п - номер слоя по времени;

¿4 - шаг по времени. Таким образом, плотность газа на этом этапе не изменяется. Разностная аппроксимация поверхностных интегралов, входящих в (2), выполнялась симметричными схемами второго порядка точности; На лагранлевом этапе параметры изменяются за счет конвективных членов: „

Разностная аппроксимация поверхностных интегралов на этом этапе выполнялась с использованием симметричных разностей первого по-8

рядка точности с учетом направления потока. В качестве начальных условий использовались величины параметров, определенные по газодинамическим функциям. Входные и выходные границы раочетной области отодвигались на шаг решетки от входных и выходных границ межлопаточного канала. На появившихся новых открытых границах учитывалась симметричность течения для двух соседних каналов. На входе задавались давление, и температура торможения, а на выхода - противодавление .На контуре лопатки ставились условия непротекания.

Разработанные алгоритмы были реализованы на языках программирования "Фортран и "Си" в виде комплекса программ. Для его проверки было выполнено значительное количество тестовых расчетов. Сравнение расчетов течения газа в сопле разработанным методом с численными и экспериментальными данными показало хорошее совпадение результатов; проведенные теотовые расчеты изолиний чисел Маха в сопловых решетках согласуются с результатами А.Р. Шустера с погрешностью не более 5...7$ (рио.1).

' Разностные охемы метода крупных частиц являются уоловно устойчивыми. Шаг по времени выбирался по рекомендациям, предотавленным в текоте диссертации. Анализ процесса установления для оверхзвуковых течений показал, что примерно через 400 шагов отклонения основных газодинамических параметров не превышают 1%. Таким образом, тестирование показало хорошую-точность расчетов разработанным комплексом программ и'позволили применить его для исследований течений газа в решетках МТ.

3 соответствии, с принятой в работе методологией на первом этапе исследований экспериментальные решетки СА и РК были спроектированы по известным методикам профилирования Б.А,Мамаева и М.Х.Мухтарова. На краях и в центре факторного пространства были реализованы- эксперименты по определению аэродинамических характеристик решеток и соответствующих им ступеней. Результаты выявили

Рио.1. Тестовые расчеты - - собст-

ный расчет;----расчет ^А.Р.Иустера;

ншпиишм- скачки уплотнения.

довольно низкую их эффективность: к.п.д. ступеней МТ, не превышал 30. ..4055.

С целью определения путей совершенствования турбинных решеток Онли выполнены исследования физической картины течения путей визуализации потока и численных расчетов течений газа в меклопа-

Рис.2. Картина визуализации в сопловой решетке С7-4А при гГ = 5.

Вблизи выходной кромки лопаток СА практически на всех сверхзвуковых режимах течения образуется темное пятно овальной формы. Интенсивность его окраски увеличивается о ростом перепада давлений на реиетке. Расположение пятна также зависит от ¿г» ^/^гет'-с ростом «У пятно смещается вниз по течению. Сопоставление картин визуализации с приведенными нике результатами численных расчетов позволили Оделатъ вывод о том, что это пнтно является точкой пересечения фронта скачка уплотнения со спинкой профиля.

В области косого среза при дозвуковом течении наблюдается плавное обтекание спинки сопловых лопаток. При увеличении перепада давлений на визуальной картине потока появляется ярко очерченный кромочный след, который сохраняет свою форму практически по всей длине картины. Одновременно начинают появляться поперечные полосы темной окраски, которые одним концом опираются на спинку лопатки,а другим - на кромочный след. Как видно из картин визуализации (рис.2), течение на выходе из меклопаточного канала при сверхзвуковых перепадах давления имеет место выраженный отрывной характер с развитыми вторичными течениями от вогнутой к выпуклой поверхности межлопаточного канала: угол выхода потока из СА с традиционным профилированием при сверхзвуковых перепадах давлений в большинстве случаев в 3...6 раз превышает геометрический угол Ы.,г. Эти выводы подтверждаются экспериментами на момен-тонере,результаты .которых представлены на рис.3.

На основе результатов численных и визуальных исследований течений в микрорешетках было сделано предположение, что повышения эффективности сопловых решеток мокно достичь, усилив направлявшее воздействие выходной части межлопаточного канала, напри-10

ни: 1-С12-7; 2-С4-2; 3-С15-5А; 4-С6 (удл.кромка);5-С8 (удл.кромка), мер, увеличив ее длину и выполнив границы прямолинейными. При этом

длина выходного участка должна быть сопоставимой с шириной его горла. Были изготовлены 3 опытные решетки СА с удлиненной кромкой. Их испытания в составе МТ показали, что в до- и околозвуковых областях к.п.д. такой ступени несколько ниве, чем к.п.д. ступени с обычным СА, что можно объяснить повышенными потерями на трение в решетке с удлиненной кромкой. Однако с увеличением перепада давлений эффективность ступени с новым типом СА увеличивается: при -7* = 5 повышение внутреннего к.п.д. достигает 8...12%.

С целью изучения структуры потока в решеткахспрофилями нового типа были проведены численные расчеты течений газа в меклопаточ-ных каналах ЦТ. В численных исследованиях температура торможения полагалась равной 300 К. Выборочные исследования сопловых решеток, "^йровбдились для различных перепадов давления,позволили установить, что характерной особенностью сверхзвуковых течений газа в мекло-паточкых каналах МТ является наличие косого скачка уплотнения. Фронт этого скачка начинается на выходной кромке вогнутой поверхности профиля лопатки и заканчивается на ее спинке (на рис.4,5 показан пунктиром). Расположение точки пересечения скачка со

Рис. А . Изолинии чисел Маха для сопловой решетки с традиционным профилированием лопаток; & «= 3,36*Ю5 Па

Рис. 5". Изолинии чисел Маха для сопловой решетки с удлиненной выходной кромкой; & ~ .3,5-Ю5 Па

спинкой лопатки зависит от перепада давлений на ступени. С увеличением &=Ро/Ргат указанная точка смещается вниз по течению. Эта тенденция, а такие местоположение этой точки, позволяет однозначно связать ее,как и в традиционных сопловых решетках,о темным пятком овальной формы на дымовых картинах визуализации потока.

Сравнение результатов расчета течений в каналак сзрадицион-ным и удлиненным типом профиля лопаток (рис.4,5) показало, что при т я 2,5 интенсивность rocero скачка уплотнения вы-

ше для лопаток с традиционным профилем, что приводит к дополнительным потерям на отих рекимах. Кроме того, как показал анализ изолиний чисел "аха, в решетках с традиционным профилированием на большинстве сверхзвуковых режимов течения звуковая линия (1Ы.)

не замыкается на кромку лопатка. Это связывается с наличием отошедшей ударной волны, вызывающей увеличение профильных потерь. В решетка профилей нового типа с удлиненными выхоцчымч кромкдми лопаток этих особенностей отмечено не было.

Эксперименты на моментомере позволили сделать вывод,что решетки разработанного типа осуществляют заданный при проектировании поворот потока^", это подтверждают и проведенные для них визуальные исследования течений, показавшие, что течение газа на выходе из СА носит плавный, безотрывный характер беа заметных пульсаций потока (рис„6).

,а<. А """ " ^ t y'rT~lS ' í*"- -Tv , " i

■ Y- ' ' . „.■■■ ■■-i'iffif'l».. Jl',1 ........W.1 t/iiMÉ.n^i i,Mi--Ífifit*n»/-w*.-.'<i ,„i,rЛИ

. Рис.5. Картина визуализации в сопловой решетке с удлиненной выходной кромкой при Я" * 5. Сформированные принципы построения решеток СА были положены в основу спроектированного типоразмерного ряда.'

Рабочие решетки типорэзмерного ряда были построены в соответствии с основными положениями методик профилирования Б.А.Мамаева и М.Х.Нухтзрова. Пример картины визуализации течений в РК и осевом зазоре ступени приведен ни<се нз рис. 9 .Визуализация структуры потока в решетках РК выявила следующие особенности фи-

зической картины течений:

- в осевом зазоре между решетками СА и РК при ¿Г - 4,93 отчетливо видна сложная система косых скачков уплотнения на выходе из СА и на входной кромке рабочих лопаток;

- отмечено, что режим обтекания потоком входных кромок лопаток сильно зависит от взаимного положения сопловых и рабочих реше-

- во входной части^ РК, расположенных против выходных кромок сопловых лопаток отмечены зоны разрежения, взаимодействующий со скзчкэми уплотнения ня выходных кромках лопдтон СА;

- на выходе из лопаток РК отчетливо различимы следы, свидетельствующие о наличии значительных закромочных разрежений, которые увеличиваются при повышении перепада давления;

- указанные особенности приводят к дополнительным потерям и снижению эффективности решеток РК по сравнению с полноразмерными ступенями.

В целом визуальные исследования показали, что течение газа в рабочих решетка*носит в основном плавный,безотрывный характер. Величина углов выхода потока ^Зц из рабочих решеток на всех исследованных режимах течения полностью корреспондируется с геометрическими углами профилей рабочих лопаток. Результаты проведенного комплекса исследований позволили сделать вывод о приемлемом аэродинамическом качестве профилей, построенных в соответствии с примененным методом проектирования рабочих решеток. Лопатки РК должны выполняться в соответствии с принятой методикой профилирования с учетом необходимости обеспечения толщины кромок не менее 0,3 мм по технологическим ограничениям.

На основе разработанных принципов построения сопловых и рабочих решеток были спроектированы согласованные типоразмерные ряды высокоэффективных СА и РК малоразмерной ступени с'широким диапазоном конструктивных параметров.

В третьей главе изложены методологические основы построения математических моделей микрорешеток СА и РК осевых Ш1. Рассмотрены различные подходы к созданию методов расчета потерь в турбинных решетках, проанализирована их применимость для МГ с учетом их специфических конструктивных особенностей. Обоснована возможность применения методов математической теории планирования экспериментов для создания математических моделей решеток. Выполнен анализ априорной информации по влиянию основ-14

О

ных конструктивных и режимных параметров на аэродинамические характеристики решеток, позволивший произвести выбор определяющих оракторов и установить интервалЬ их варьирования в плане эксперимента. Сформулированы задачи исследований: создать математические модели типоразмерных рядов СА и РК, которые сформированы из решеток, построенных в соответствии с разработанными принципами профилирования. Для исследуемого класса МГ установлен следующий диапазон геометрических и режимных параметров:

eelSc = 0,09 ...0,25 ; е£ = & /Д* = 0,2... 0,52; оС_,г= 4...20°; ¿cui= 1,1...1,5; /SP = 0,25... 0,75;

-¿а = 0,12.. .0,24; ô... 26°; 0,8...1,2.

Ступени MT были спроектированы для работы в режиме безударного входа потока в лопатки РК при ¿¿/Сиз =0,3 ,наиболее характерном для МГ. Абсолютные величины радиального и осевого зазора в исследованных ступенях фиксированы на уровне: ¿^рдд= 0ос =0,3 мм, " Было признано целесообразным

применение ротатабельного центрального композиционного плана второго порядка, состоящего при четырех факторах из 31 опыта. Результат исследований представлена в виде полинома второго по-

рдаа: / - & ф» * уф 2j , J4)

где К - число факторов; у - соответственно % , , ; Xïj -значения определяющих факторов, варьируемых на пяти уровнях, в нормированном виде:

. х - °'167 X °'364 ¡ТДЙ ' ^ Ô~08-

X = - 12° « X = ^Сиз - J'3

-i5- ' *4 -M- ' (5)

Геометрические и режимные параметры исследованных СА (матрица плана эксперимента) и значения функций отклика (аэродинамических характеристик: коэффициента расхода^/¿с> коэффициента потерь , эффективного угла потока на выходе из сопел d/9 ) приведены в табл.1. Уравнения регрессии для характеристик СА (состоящие только из статистически значимых факторов), имеют вид: для коэффициента расхода сопел -JUc =0,949-0,0137х, -0,0063х, -0,0072хл +0,0053х, -0,0062х, х1 + +0,0074^ х3 +0,0066хД-0,0078x^-0',0053ÎÇ+0,004x^-0,0051х/; (6)' . для коэффициента потерь энергии -Д. =0,198-0,009^ +0,0032Xj-0,028Ix, +0,0I02xy +0.00IIX, хл--0,001 х^ -0,0022х, х^ +0,0068х*-0,0016з£ +0,004Xj +0,0034х/; (7)

15

Таблица I

Матрица плана эксперимента по исследованию сопловых решеток

НО' • Номер! Номер .6 А о 1 ,- , Функция отклика

мер решет- -решет ' Sc и Л,

Лср •"Cui

опы-ки CA ки PK JUC >

та (mm/MM) (мм/мм) к <£ff

I CI-AI PI-I 1,87/14,7 14,7/33,1 i6 I, 4 0,950 0,197 21,7

а C2-I P2-I 2,95/14,2 14,2/32,1 16 1,4 0,924 0,181 20,2

3 СЗ-2А PI-I 1,22/9,59 9,59/33,8 16 1,4 0,937 0,192 20,8

4 С4-2 P2-I 1,94/9,39 9,38/33,1 16 1.4 0,934 0,177 19,4

5 С5-ЗА PS-2 1,97/14,7 14,7/33,1 8 1.4 0,967 0,261 12,3

6 С&-3 Pd~2 2,95/14,2 14,2/32,1 8 M 0,911 0,241 10,8

7 С7-4А PS-2 1,22/9,59 9,59/33,8 8 1.4 0,980 , 0,253 11,5

8 С8-4 P4r-2 1,94/9,38 9,38/33,1 8 1,4 0,949 0,233 9,97

9 CI-IA PI-I 1,87/14,7 14,7/33,1 16 1,2 0,S3S 0,181 19,3

10 C2-I P2-I 2,95/14,2 14,2/32,1 16 1,2 0,915 0,165 17,9

II C3-2I PI-I 1,22/9,59 9,59/33,8 16 1,2 0,926 0,176 18,5

12 С4-2 P2-I 1,94/9,38 9,38/33,1 [6 1,2 0,938 0,161 17,0

IB С5-Ы P3-2 1,87/14,7 14,7/33,1 8 1,2 0,955 0,237 9,96

14 С6-3 P4-2 2,95/14,2 Ii,2/32,1 8 1,2 0,901 0,216 8,48

15 С7-4А P3-2 1,22/9,59 3,59/32,8 8 1,2 0,968 0,2*8 9,12

16 С8-4 P4-2 1,94/9,39 9,39/33,1 8 1,2 0,939 0,208 8,63

17 С9-5 PS-3 2,89/11,69 11,69/32,1 12 1,3 0,895 0,185 13,4

18 СЮ-ЗБ P&-4 1,07/12,35 12,35/33,9 12 1,3 0,949 0,221 16,3

19 CII-6 P3-7 2,82/16,86 16,86/32,2 12 I.S 0,919 0,200 15,4

20 CI2-7 P9-7 1,15/6,9 6,9/33,8 12 1,3 0,945 0,188 13,4

21 ИЗ-8 P7-5 2,0/12 12/33,0 20 1,3 0,955 0,16 32,1

22 CIv-9 P8-6 2,0/12 12/33,0 4 1,3 0,983 0,272 4,36

23 SI5-5A P9-7 2,0/12 12/33,0 12 1,5 0,944 0,234. 17,8

24 CIS-5A P9-7 2,0/12 12/33,0. 12 1,1 0,921 0,193 13,1

25 CI5-5A P9-7 2,0/12 12/33,0 12 1,3 0,943 0,196 14,0

26 CI5-SA P9-7 2,0/12 12/33,0 12 1,3 0,942 ' 0,199 14,2

27 CI5-5A P9-7 2,0/12 12/33,0 12 r,3 0,941 0,199 14,3

28 CI5- SA P9-7 2*0/12 12/33,0 12 1,3 0,946 0,196 B,9

29 CI5-5A P9-7 2,0/12 12/33,0 12 1,3 0,939 0,198 14,3

SO CI5-5A P9-7 2,0/12 12/33,0 12 r,3 0,944 0,197 13,9

SI CI5-5A P9-7 2,0/12 12/33,0 12 1,3 0,946 0,199 14,2

для угла выхода потока из лопаток СА -с4*=14,1-0,67х, +0.3ЙХ, +4,65х3 +1,13х^ +0,16х,* +0,031х* -0,12х/+ +0,31х/. ' (В)

Для физической интерпретации полученных результатов на моделях (6)...(В) были проведены численные однофакторные эксперименты, которые выявили характерные особенности влияния основных параметров на аэродинамические характеристики СА. Наибольшее влияние на коэффициент потерь энергии , как видно из численных экспериментов (рис.7), оказывают °(/г и ¿с . Характер протекания зависимостей качественно соответствует известным экспериментальным данным для полноразмерных турбин, но влияние угла °1/г на в решетках осевых МГ оказалось значительно более_су-щественным; напротив, влияние относительной высоты лопаток ¿с на потери в решетке оказалось менее значительным (рис.7а). В целом в области малых относительных высот лопаток ¿0,25 влияние ^с на_ротери в решетке СА значительно более слабое, чем в области * 0,5 (решетки больших турбин), где изменение концевых потерь энергии_прямо пропорционально I/ . С уменьшением <£гг влияние ¿'с на потери в СА еще больше ослабевает. С увеличением 6С и ^сш коэффициент потерь энергии монотонно увеличивается, причем характер их влияния мало зависит от величины остальных параметров.

Влияние основных параметров решеток на коэффициент расхода показано на рис.8. Зависимости имеют ряд специфических особенностей не наблюдавшихся при исследовании решеток полноразмерных турбин. Зависимость ^с ( имеет вид параболы (рис.бв), что

отражает совместное влияние изменения конфузорности и кривизны дозвуковой части сопла, которые зависят от величины угла оА,г . На положение экстремума ¿Уе сильно влияют и другие параметры, в частности, относительная высота лопаток €е . С ее уменьшением влияние конфузорности возрастает, и величина экстремума достигается при больших величинах угла (линии 1,2,6 на рис. 8в). Наиболее интересные свойства математической модели СА проявились в протекании зависимости ^е (-¿с) (рис.8а). Физический и численный эксперименты показали, что в области ¿с 4 0,3, существует граничное значение относительной высоты лопаток, начиная с которого при уменьшении ¿'с коэффициент расхода увеличивается, достигая некоторого максимального значения. Это свидетельствует о том, что в данной области изменения

■ " .

/1инии ё* Лет (с вС/Л ^ксил Леш ¿с Л*

/ ОМ4 4' АЗ 0,/ег 4° АЗ «ЛУ А5 чш 4е

г О.Ш в" А4 0,301 г" ',4 0,137 чем /А о,т 8°

5 8' О,/6? 43 V) О/О АЗ О,/67 13"

о,зе4 /г' АЗ 0,304 А4 с о(го9 0.4Ц /,г О,/37 ОМ /£'

$ «а /в' * е,№1 го' 0,307 о,т 42 ч 0#Г 0&4 го'

е 0.36* зо' АЗ

Рис. V . Влияние основных параметров соплового аппарата на коэффициент потерь ^

' _ _ расчет; ......... - эксперимент

л

0,96 0,94 ОМ

7

3

■4

6

/ У1

/1

/ О)

о.озг 0,127 0,167 о,го? о.гщ с.гг4 о,о.444

о /г' 76° 7,/ 7. г АЗ (4 ■Я си}

линии ¿м «С/г ^Си 3 /с ¡А/г ¿с 6л )еиа £ е»

/ о,зе4 ■8' ¿3 0,7(7 Г 0,7(7 (3 0,7(7 4°

р о,ш 8' /Л ч 0,727 Г 0,03} ¿¡за 7.3 0,72? О,!!*! 9'

3 (3 о.ш го' О,/В? го' а о,го1 и Л) 0,7(1 о,т го'

* V) оьм /г" а <э 0,7(/ /г" ¿3 Ч) 0,7(7 о,ш и С ч 0,1(7 ЩС/ 72'

Г о,щ Зф № о,/г? /в' ¿г 9* ¿¡го? 7,4 0,10? о,т /Г

6 0,№ /6' и о, гаг з• и 0,2*7 О.ит, ¿■з в,г» 3°

Рис. 8 Влияние" основных параметров соплового ■аппарата на коэффициент расхода

- - расчет; ........ - эксперимент

при уменьшении относительной высоты лопаток вторичные течения в дозвуковой части сопла могут ослабевать. На положение и величину экстремального значенияс значительно влияют остальные параметры. В частности, величина £с . соответствующая^,,/^тох) , ■ возрастает при увеличении угла и уменьшении ¿л . Качест-

венно близкий характер имеет зависимость ( 6С ) (рис.86). С увеличением угла оС/г величина £с / &с/>, соответствующая максимальному значению , возрастает. Влияние на,//с (рис.йг) более однозначно и мало зависит от геометрии лопаток.

Эксперимент показал, что геометрические особенности профиля СА практически (в пределах чувствительности стенда) не влияют на коэффициент потерь £р в РК и среднеинтегральный угол выхода потока из рабочей решетки Это позволило, проводя эксперимент по ротатабельному центральному композиционному плану второго порядка, в исследованиях аэродинамических характеристик РК использовать уже изготовленные СА. Нормировочные зависимости для исследуемых Факторов в уравнении регрессии (4) имеют вид: X - <£/<£> - 0,5 . х 0,18 .

Л/ (ГЛ23 > Лг=-07032-'

X - ~ 16° . X - Л/* - 1,0 Х3--^- ; »--0,09 ' • (9)

Геометрические и режимные параметры исследованных РК (матрица плана эксперимента) и значения функций отклика (аэродинамических характеристик: коэффициента потерь и эффективного угла потока на выходе из рабочих лопаток ) приведены'в табл.2. Уравнения регрессии для характеристик РК (состоящие только из статистически значимых факторов), имеют вид: для коэффициента потерь энергии -

Я> =0,423+0,0631х, -0,0275хг -0,0641*, +0,0482х, -0,0068х, х,--0,0032хД -0,0037^ х,+0,0039хД +0,0045х/+0,0073х/-0,005х* ;(Ю)

для угла выхода потока из РК -• А=г0,2+0,0833£+5,017хз+0,203х,-0,05х,х<-0,0375хгх, . (II) Анализ приведенных зависимостей показал,что характер влияния параметров рабочей решетки на £?, как и влияние параметров СА на о(п , качественно соответствует данным для решеток больших турбин, причем большинство парных взаимодействий в регрес-. сионных зависимостях для этих факторов оказалось статистически незначимым.

20 . ' : .

Таблица 2

матрица плана эксперимента по исследованию рабочих решеток

Номер опы ты Номер сопловой ре шетки Номер рабочей решетки £<L êfi (um/MU) (мм/мм) Ar Функции отклика

1w 1 А»

I CIS-IA PI0-I 2,64/7 7/33,96 21 1,09 0,449 25,4

2 CI7-I Р11-Г 4,36/7 7/32,24 21 1,09 0,321 25,5

3 CI8-2A PI2-I 1,89/5 5/34,71 21 1,09 0,552 25,6

4 CI 9*2 PI3-I 3,12/5 5/33,48 21 1,09 0,380 25,5

5 СЮ—ЗА PI4-2 2,64/7 7/SS,96 II 1,09 0,570 15,4

6 С2М PI 5-2 4,36/7 7/32,24 II 1,09 0,451 15,4

7 С2 PIS-2 1,89/5 5/34,71 II 1,09 0,617 15,3

8 С23-4 PI7-2 3,12/5 5/33,48 II 1,09 0,511 15,6

9 CI6-IA PIO-2 2,64/7 7/33,96 21 0,91 0,358 25,1

10 CI7-I PII-I 4,36/7 7/82,24 21 0,91 0,233 25,0

II CI8-2A PI2-I 1,89/5 5/34,71 21 0Ç9I 0,421- 24,8

12 CI9-2 PIS-I 3,12/5 5/33,48 21 0,91 0,263 25,2

13 C20-SA PI4r2 2,64/7 7/33,96 II 0,91 0,491 15,0

14 C2I-S . PI 5-2 4,36/7 7/32,24 II 0,91 0,373 15,1

15 С22-2А PI&-2 1,89/5 5/34,71 II 0,91 0,530 14,8

16 С23-4 PI7-2 3,12/5 5/33,48 II 0,91 0,411 15,1

17 С9-5 P5-3 4,47/6 6/33,6 16 1,0 0,320 20,5

18 СЮ-56 P6-4 1,52/6. 6/33,6 16 1,0 0,565 20,0

19 С24г6 PI-&-7 4/8 8/32,6 16 1,0 0,368 20,1

20 С25-7 PI9-7 . 2/4 4/34,6 16 1,0 0,489 20,3

21 CI3-8 P7-5 3/6 6/33,6 26 1,0 0,323 30,2

22 CI4-9 P8-6 3/6 6/33,6 6 1,0 0,584 10,2

23 CI5-5A P9-7 S/6 6/33,6 16 1,18 0,506 20,6

24 CI5-5A P9-7 3/6 6/33,6 16 0,82 0,303 19,9

25 CI5-5A P9-7 3/6 6/33,6 16 1,0 0,422 20,2 '

26 CI5-5A РЭ-7 3/6 6/33,6 16 1,0 0,418 20 ,£

27, CI5-5A P9-7 S/6 6/33,6 16 1,0 0,418 20,2

28 CI5-SA P9-7 3/6 6/33,6 16 1,0 0,426 20,3

29 CI5-5A P9-7 3/6 6/33,6 16 1,0 0,426 30,1

БО CIÓ-5A P9-7 3/6 6/33,6 16 1,0 0,429 20,2

31 CI5-5A P9-7 3/S 6/33,6 16 1,0 0,424 20,2

Совокупность уравнений регрессии (6...II) образует формализованные математические модели согласованных решеток СА и РК разработанного типо размерного ряда. Созданные математические модели,обладающие высокой степенью информативности, позволяют на этапе проектирования ( в рамках численного эксперимента) анализировать влияние геометрических и режимных параметров решеток на их аэродинамические характерно тики.

Четвертая глава посвящена исследованию потерь от парциального подвода газа в осевых МТ. Анализ применяемых подходов к проблеме создания методов расчета потерь от парциальности выявил их заметную методологическую разобщенность и, как следотвие,большое различие в определяемых по известным зависимостям величинах вентиляционных и краевых потерь. В отличие от обычно используемых для МТ методов учета этих потерь в виде зависимости в настоящей работе принято целесообразным проводить изучение потерь от парциальности путем их разделения на вентиляционные и краевые :

- мощность вентиляции определялась при нулевой степени парциальности по развиваемому моменту на исследуемом РК при его вращении от внешнего двигателя;

- краевые потери определялись как разность к.п.д. полноподводной и парциальной ступени за вычетом J¿ .

Такой подход позволяет наиболее полно учесть физичеокие явления, ведущиэ к возникновению потерь от парциальности, включая взаимное влияние процессов на краях дуги подвода и на неактивной дуге, которое отнесено в структуру краевых потерь.

В основу определения зависимости для мощности вентиляционных потерь положена модель, предложенная проф. И.£.Котжром:

ñs - (t -в (jt)f (, cía)

где - комплекс коэффициентов, учитывающих влияние рекимных и геометрических факторов, не вошедших в модель (12); с - постоянный множитель. Модель получена путем анализа движения газа на неактивной дуге, с учетом его взаимодействия с кромками лопаток РК и перемещения газа в межлопаточках каьзлах в поле центробежных и кориолисовнх сил. Коэффициенты В и с/ зависимости (12) определялись в однофакторных экспериментах при £/>/Лс/> - var; ¿/¿^"¿/".Коэффициент п определялся при ép/2>vffar\ &/Z>cfi-s'u/етЛх величины соответственно: В «5,2; с/- l\ п «0,35. Постоянный множитель равен: С = 42. 22 . .

Эксперименты позволили выявить факторы, оказывающие наиболее существенное влияние на ^6 , но не вошедшие в базовую зависимость (12): режимные - число & и перепад давлений на геометрические - углы рабочих лопаток и ^¿г , относительные радиальный {Ог'вх/бр ) и осевые * зазоры. Сделаны вывода по их взаимному влиянию: число #е , перепад &Р и углы рабочих лопаток в пределах чувствительности экспериментального стенда влияют на величину независимо от других параметров ступени. Это позволило исследовать их влияние в отдельных однофакторных экспериментах. Взаимное влияние зазоров

оказалось статиотически значимым. Зависимость для л/б при <? =0 была записана в виде: ^ ^з

(13)

где хС/а - коэффициенты влияния соответственно числа

, перепада давлений на РК, среднего геометрического угла кромок и угла установки рабочих лопаток. Формулы для расчета этих коэффициентов в' открытой камере имеют вид:

•) , где /7 " з-го<+#е > >

л/ - I/ -

-V + р ; ^а ~ (; 4' *+о,ех

< (оТ) -('- У? I/3 3 (14)

Исследование влияния ") на ыощность'вен-тиляции проведено методами математической теории планирования эксперимента по полному факторному плану при И - 150 м/с и углах лопаток РК:„А Vе.» * (отношение <£/<£« введено в план эксперимента с целью корректирввки базовой модели (12) в зависимости от др ; О,; аг. Указанные параметры варьировались на трех уровнях (-1;0;+1) в следующих пределах: 0,254/Л0,746; 0,1 ^¿0,3; 8,031,03; 0,03 Результат эксперимента предатав-

лен в виде регрессионной зависимости 2-го порядка (I):

К^ =4,86+0,61х, -0,5хл+ 0,04 х,х;

- 0,07хлх+-0,06х' -О,ОЙ; -0,09х/-0,05 х/ , (15)

где 5р х2, Хд, х^ -кодированные значения факторов:

х1

£ - ^//^УО.а х/- ( -0.53

^ " > 0,5 4 • 0,5 (16)

Таким образом, в окончательном виде зависимость для вентиляционных потерь включает аналитическое вправе вне, которое учитывает влияние основных параметров, определяющих процесс вентиляции, и согласованное с ним регрессионное уравнение, описывающее влияние на радиального и осевых зазоров.

Дальнейшие исследования парциальных И выполнялись на базе визуализации картины течений в ступени, позволившей вскрыть особенности физических явлений на краях дуги подвода и выявить факторы, оказывающие наиболее существенное влияние на краевые потери, а такае определить пути их снижения. Исследования выполнялись для двух различных случаев:

- визуализация, потока в проточной части парциальной ступени;

- визуализация потока на выходе из .изолированного СА с целью изучения структуры потока в осевом зазоре и на краях дуги подвода.

Объектами исследования были осевые ступени МГ с группой сопел ( 5=0,23...!) и с единичным соплом ( £ =0,07?). Другие параметры экспериментальных ступеней варьировались в диапазоне: <¿/,-=8...16°; Л-=16...26°; а,/6? =0,1...0,4 ( для первого случая); зг- Р0'/Д,ст • « 2...5. Пример«выполненных картин визуализации представлен на рис.9, 10.

г—--------'

с. I.

I

\

„•л »>

/г г < $

Рис.9. Картина визуализации в парциальной ступени при & =5". ^ *. -•—»-.-.;»..— , ^ Проведенные визуальные

X4' . Ч .... исследования выявили

ряд специфических,присущих только ЫТ, особенностей рабочего процесса парциальной ступени: ...... ■ . ■,„., - при введении даке

-".'.И.............у-иа^лд небольшой степени пар- •

Рпс.Ю. Картина визуализации в изоли- ЦИ8ЯЬН001И проиоходит рованнон парциальной сопловой решетке значительное (в-2...3 при 6 =-0,23 и йГ ~ 5, раза) увеличение сред-

неинтегра.льного угла потока по сравнению с полноподводными СА; 24

геометрические замеры углов потока на выходе из СА по картинам визуализации полностью подтвервдаются исследованиями, проведенными на моиентомере; увеличение перепада давления Р* / Рлстръъ и снижение степени парциальности б приводит к увеличению ¿м ; введение парциального подвода приводит к увеличению угла потока "скачком" на 20...25^ (рис,И,И);„

- локальный угол потока со стороны выхода лопаток РК из активной зоны уменьшается до величин, близких к нулю, что приводит к тому, что при сверхзвуковых теплоперепадах в осевой зазор на неактивной дуге распространяются скачки уплотнения, постепенно затухающие на участке, равном приблизительно трети длины дуги окрукности;

» ОК

- локальные углы потока <*■/» на выходе из сопловых каналов значительно различаются между собой, причем величины плавно увеличиваются в направлении к крайнему сопловому каналу со сторош входа лопаток РК в активную зону; при этом величины локальных углов </// значительно больше угли еС/, в ступени с полным подводом; такая структура обусловливает большие углы атаки

на входе газа в лота тки РК;

- отмечен значительный "размыв" потока на выходе из РК парциальной МТ, что приводит к дополнительным потерям; границы потока на выходе из РК образуют конус со значительным - до 00° - углом раскрытия; при малых ¿¿/С*» часть потока, закрученного против направления вращения РК, двигается вдоль фронта лопаток, препятствуя вращению.

Результаты визуальных исследований позволили выделить факторы, оказывающие определяющее воздействие на краевые потери МТ: перепад дзвлений на ступени Ро* /Рлс*, ; геометрический угол лопа- ■ ток о(/г ; степень парциальности & ; скоростная характеристика и/Сиз . В предварительных исследованиях парциальных МТ взаимного влияния указанных параметров отмечено не было, что позволило проводить исследование на базе однофакторных экспериментов. Зависимость для коэффициента краевых потерь парциальных МТ аппроксимирована выракевием: . , ^ ,

* - ^(р*/р»"»)'с, ,т7.

" (о,? г *,/?£■) с

адекватным в следующем диапазоне определяющих параметров: ¿=0,231...

0,846; #/£«=0,1...0,3; <4*8...16°; р*/р*ст =2...5.

Принятый подход позволил создать модель потерь от парциальности , которая включает в себя совокупность взаимно согласованных

25

и <

ге ге /е и

ю

к г 6 ~Г

/

и

с 1 -с; --С

-А

5

/ 3 £■ 7 9 _

. /з /.з л? лз /г /з Рис. Зависимость эффективного угла потока на выходе

из соплового аппарата от степени парциальности.

¿г

/<5

---* -й = <¡077

// ^ у

об/- = = /А V«:

4 ? РГ/Но :Рис. . Зависимость эффективного угла штока на выходе из соплового аппарата от перепада давлений на ступени.

2.6

зависимостей для краевых и вентиляционных потерь, отражающих специфические особенности МТ, впервые выявленные при визуальных исследованиях. Полученные зависимости (13...17) совместно с регрессионными уравнениями для основных аэродинамических характеристик решеток (6...II) образуют модель осевых парциальных МТ, которая может применяться в оптимизационных расчетах малоразмерной ступени.

В пятой главе изложены методологические основы построения неавтономного турбопривода,являющегося совокупностью последовательно работающих элементов, состояще из подводящей системы, соединяющей турбоагрегат с внешним источником сжатого газа, собственно турбины и нагрузочного устройства. Ввиду существенного влияния гидравлических характеристик подводящей системы на параметры газа на входе в турбину требовалось решить две взаимосвязанные задачи проектирования:

- определить максимально достижимую мощность турбины при заданных параметрах подводящей системы;

- определить минимально возможный диаметр трубопровода подводящей системы, необходимый для достижения заданной мощности турбины.

Для решения поставленной задачи требовалось получить совместное решение системы уравнений мощности турбины и движения газа в цилиндрической трубе, записанных в безразмерном виде:

/т7 = ? гЛ.) /7- ; (¡а)

уг - ут + ('Зп) " г

Л, Л, У1'/ (19)

где у 00- газодинамическая функция приведенной плотности; /¿¿сп, - располагаемый перепад давлений;

<Г - коэффициент сохранения полного давления в подводящей системе; "О", "I", "2" - ивдексй, обозначающие соответственно входное сечение трубопровода; входное сечение турбины; выходное сечение турбины; ^ - приведенная длина трубопровода.

Величина , соответствующая .максимально достижимой мощности, определена из уравнения; и после рада преобразований представлена в виде: °

ül - ff- fa'^-.o/c***^-'). (20) '

(009

где ^ =(0,74-0,0225К) f фЗ") ' i K'Cp/C?.

Используя уравнения (18...20) были получены зависимости для расчета минимального диаметра трубопровода подводящей системы, необходимого для обеспечения требуемой мощности турбины; а также зависимости для определений максимально достижимой мощности турбины при заданных параметрах подводящей системы с погрешностью не более 2,5?£:

fL-ih-**--.

где > - коэффициент потерь в трубопроводе подводящей системы;

г'гр

- эффективный к.п.д. турбины;

и -

_fJmox _

Анализ полученных зависимостей позволил сделать ряд выводов, которые необходимо учитывать при проектировании неавтономного турбопривода. Зависимость безразмерной мощности турбины

N от приведенной скорости на входе в подводящую систему носят экстремальный характер (рис.13): при увеличении расхода газа располагаемая мощность возрастает до некоторого максимального значенид, а затем резко снижается из-за увеличения гидравлических потерььеистел^Отмечено, что при заданной мощности неавтономного турбопривода увеличение , как и любое повышение начальных параметров газа, приводит к повышению экономичности турбопривода, причем для достижения максимальной мощности турбины требуется израсходовать строго определенную часть полного давления и располагаемого теплоперепада. Аналогично, при повышении к.п.д. турбины уменьшается потребный расход газа, а следовательно снижаются и потери энергиивсй^глч^поэтому расход газа через турбину снижается значительно быстрее, чем возрастает к.п.д. Значимость этого вывода в диссертации продемонстрирована .2.8

РисЛЭ, Зависимость безразмерной мощности неавтономного турбопривода от приведенной скорости на входе в подводящую систему при -¡г* /Рлст -6

на примере модернизации шлифовальной машины, когда увеличение ее эффективного к.п.д. на 8,7% определило снижение расхода на 27,6%.

Методологии.построения неавтономного турбопривода включает в себя синтез высокоэффективной турбинной ступени. Эта прообле-ма решалась, наряду с созданием типоразмер-ных радов СА и РК, методами специального проектирования проточной части МГ, направ-

ленными на снижение потерь от парциальности. Объектом исследования были 2 группы парциальных МГ:

- ступени с активной дугой, содержащей группу сопел;

- ступени с единичным соплом.

Для ступеней первой группы при небольшой степени парциальности ( § =0,2...0,5) с целью снижения краевых потерь применено специальное профилирование крайних сопловых каналов, а именно, увеличение угла крайней стенки сопла со стороны выхода лопаток РК из активной зоны, позволившее увеличить локальный угол потока оС на выходе из этого канала и выровнять поле векторов скорости по фронту решетки (рис.Ю); такое построение сопловой решетки позволило повысить к.п.д. ступени на 4,5%. Для ступеней с высокой степенью парциальности ( ¿>0,5) повышение эффективности было достигнуто за счет установки на неактивной дуге вспомогательных сопел с геометрическим углом °^'вспом близким к нулю и расходом газа, не более 10% от расхода основных сопел. Это позволило ликвидировать застойную зону на неактивной дуге, сведя к нулю вентиляционные потери и значительно уменьшив потери от эжекции газа на краях дуги подвода, и повысить к.п.д. ступе-

Я9

ни на 12...15%.

Третьим звеном в системе неавтономного турбопривода, как было показано выше, являются нагрузочные устройства, кинематические характеристики которых должны быть согласованы с параметрами турбоприводов. Эта задача решалась на базе создания специи альных схем двухвенечных ступеней МГ, при разработке которых преследовались две основные цели:

- повышение к.п.д. по сравнению с одновенечной турбиной; размещенной в тех же радиальных габаритах, в диапазоне изменения скоростной характеристики = 0,15.. .0,3;

- снижение частоты вращения холостого хода.

В ходе исследований разработаны и внедрены в малогабаритных турбомашинах 2 типа ступеней специальных схем:

- центробежно-центростремителъная двухвенечная ступень с составным центробежно-центростремительным промежуточным направляющим аппаратом;

- центробежно-осевая двухвенечная ступень с осевым профилированным промежуточным направляющим аппаратом.

Необходимость применения указанных специальных схем продиктована требованиями, предъявляемыми технологическими условиями массового производства и жесткими габаритными ограничениями. Применение ступеней нового типа обеспечило повышение (по сравнению с одновенечной ступенью) к.п.д. на 12...15%; при этом частота вращения холостого хода снижена на 35...40%.

Конструктивные схемы кинематических регуляторов числа оборотов и газодинамических ограничителей частоты вращения, также предназначенных для согласования параметров турбопривода и нагрузочных устройств, приведены в приложениях Диссертации.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. В результате проведенного комплекса широких теоретических и экспериментальных исследований создан новый класс неавтономных турбоприводов различного назначения, экономичность которых повышена на 20...25% по сравнению с известными образцами, применяемыми в промышленности.

2. Сформированы основы построения неавтономных турбоприводов на базе синтеза микротурбин различных кинематических схем и разработанных методов согласования .параметров турбопривода с характеристиками подводящей системы и нагрузочных устройств.

30

3. Разработаны принципы построения исследуемого класса МГ с диапазоном основных параметров: 500; 100 мм;

< 0,25; г&/Де>0,2; &/&/>> 0,01, в основу которых положены математические модели решеток для созданных типоразмерных рядов СА и РК. Математические модели СА и РК образованы совокупностью регрессионных уравнений, связывающих аэродинамические характеристики решеток ( . <т6/-> »./У с их конструктивными и режимными параметрами. Численные эксперименты, выполненные на этих математических моделях, выявили новые, ранее не отмеченные специфические особенности аэродинамических характеристик микрорешеток.

4. Создана новая методология исследования решеток и ступеней, направленная на изучение физической картины течения в проточной части МГ, включающая в себя:

- экспериментальные исследования решеток и ступеней МТ на разработанных динамических установках, обеспечивающих раздельное определение потерь в решетках СА и РК непосредственно в условиях

ГОЛОГ ТСТ Те/УССХ н ж полшипмик&п

работающей ступени; благодаря применению "^в измерительных узлах значительно повышена его чувствительность, что позволило снизить относительные систематические погрешности измерений в большинстве опытов до величин, не превышающих 0,5%; это значительно ниже случайных ошибок эксперимента, поэтому при статистической обработке результатов ими можно пренебрегать;

- впервые примененные для МГ методы визуализации потока в проточной части по следам, оставляемым окрашенным потоком на наружной цилиндрической образующей ступени с целью изучения физических особенностей рабочего процесса в микроканалах;

- численные методы расчета течений ■■•• > на базе метода крупных частиц Белоцерковского-Давьщова; выполненные численные исследования позволили впервые для МГ определить распределения локальных параметров потока (давлений, скоростей и др.)врешетках и идентифицировать визуальные картины течения.

5. На основе результатов численных и визуальных исследований физической картины течения разработаны принципы построения сопловых и рабочих решеток МГ. Исследования показали,что в усовершенствованных профилях реализовано безотрывное течение, а интенсивность косых скачков уплотнения значительно ниже, чем в традиционных профилях. На основе новых типов профилей созданы 'типоразмерные ряды высокоэффективных МГ и их сопловых и рабочих

3<

решеток для диапазона конструктивных и режимных параметров, определенных исследуемым классом турбин. Аэродинамическая эффективность сопловых решеток типоразмерного рада повышена в среднем на 15...20%, рабочих решеток - на 10...15%.

6. Разработаны зависимости для потерь от парциальности, отражающие влияние основных определяющих параметров на вентиляционные и краевые потери. Зависимость для потерь от вентиляции включает в себя аналитическое выражение и согласованное с ним регрессионное уравнение, полученное методами математической теории планирования эксперимента. Формула для краевых потерь отражает специфические особенности рабочего процесса в парциальной МТ, впервые выявленные при визуальных исследованиях. Полученные зависимости для потерь от парциальности в совокупности с математическими моделями решеток ИГ образуют математическую модель осевых ИГ.

7. Разработаны конструктивные методы совершенствования парциальных МГ, которые включают в себя размещение вспомогательных сопел на неактивной дуге (для ступеней с высокой степенью парциальности б ); специальное профилирование крайних сопловых каналов (для ступеней со средней £ ); создание специальных кинематических схем ступени и усовершенствованное профилирование СА (для ступеней с единичным соплом). Использование этих методов позволило повысить эффективность ступени.на величину до 15%.

8. Разработан метод согласования параметров неавтономного турбопривода с гидравлическими характеристиками подводящей системы, позволяющий определять максимально достижимую мощность турбины при заданных характеристиках подводящей системы, а также характеристики подводящей,системы, необходимые для обеспечения заданной мощности турбопривода.

9. Разработаны принципы согласования кинематических параметров МГ и нагрузочных устройств, включающие в себя:

- создание специальных схем ступени, позволивших значительно (на 12... 15%) повысить' к.п.д. высоконагруженной ступени в диапазоне ЩЬ* =0,15...0,3;

- разработку кинематических регуляторов числа оборотов;

- разработку газодинамических предельных ограничителей частоты вращения холостого хода РК турбопривода, позволивших снизить угонную частоту вращения на 15...20% без заметного снижения к.п.д. на номинальных режимах работы.

32.

Основные результаты диссертации опубликованы в следующих печатных работах.

1. Кузнецов Ю.П., Чуваков A.B., Люсов А.Н., Семашко П.В. Аэродинамическое совершенствование ступени на основе результатов визуализации течений в ггооточной части осевой малоразмерной турбины//Рук.депонир. в ЦНИИ "Румб", 1993, ДЦР-3495, 1993.

2. Кузнецов Ю.П., Чуваков А.Б., Семашко П.В. Исследование потерь энергии в сопловых решетках осевых малоразмерных турбин // FyK.депонир. в ЦНИИ "Румб", Д ДР-3496, 1993.

3. Косолапов Е.А., Кузнецов Ю.П. Применение метода коупных частиц к расчету течений газа в турбинных решетках//Рук.депонир. В ЦНИИ "Румб", Д ДР-3551, 1994.

4. Косолапов Е.А., Кузнецов Ю.П. Численные исследования течений газа в межлопаточных каналах малоразмерных турбин// Рук. депонир в ЦНИИ "Румб", Д 3550, 1994.

5. Котляр И.В., Кузнецов Ю.П., Чуваков А.Б. Коэффициент расхода сопловых решеток малоразмерных турбин//Известия вузов "Машиностроение", Д 7-9, 1994.

6. Котляр И.В., Кузнецов Ю.П., Чуваков А.Б. Метод детального асчета потерь на вентиляцию в парциальной ступени гфбины// звестия вузов "Энергетика", Д II-I2, 1993.

7. Кузнецов Ю.П., Чуваков А.Б. Визуализация потока в сегменте сопел парциальной осевой ступени малоразмерного турбопривода// Рук.депонир. в ЦНИИ "Румб", Д ДГ-0493, 1993.

8. Кузнецов Ю.П., Чуваков А.В.,Семашко П.В. Потери энергии на краях дуги подвода малоразмерных турбин// Повышение эффектвнос-ти судовых энергетических установок. Межведомственный сб.-Н.НоЕго-род, 1993.

9. Котляр И.В., Кузнецов Ю.П., Чуваков А.Б. Определение параметров неавтономного турбопривода с учетом потерь в подводящей системе// Энергетическое машиностроение, Д 48, Харьков, 1989.

10. Котляр И.В., Кузнецов Ю.П., Семашко П.В., Гусаров С.А. Стенд для исследования микротурбин с' газостатическим подвесом ротора и измерительных узлов// Проблемы повышения эффективности элементов судовой энергетики. Межведомств.сб.-Горький, 1982.

11. Кузнецов Ю.П., Чуваков А.Б., Бердников JI.A. Установка для визуализации потока в элементах проточной части турбинной ступени// Проблемы автоматизации исследований и проектных решений в судовой энергетике. Межведомств, сб.- Н.Новгород, 1990.

12. A.c. Д 1166553. Осевая газовая турбина/И.В.Котляр. Кузнецов Ю.П. и др., 1985.

13. A.c. Д 1248359. Турбинный привод/ И.В.Котляр,Ю.П.Кузнецов И др., 1990.

14. A.c. д 1507990. Регулируемая парциальная турбина/ Ю.П. Кузнецов и др., 1989.

15. A.c. Д 1809129. Турбинный шшвмо двигатель/И .В. Котляр, Ю.П.Кузнецов, A.B. Чуваков, 1993.

16. Патент Д 1763680. Малорасходная турбина/И.В.Котляр, Ю.П.Кузнецов, A.B. Чуваков, 1993.

"17. Патент Д 1745981. Регулируемая парциальная турбина/ И.В.Котляр, Ю.П.Кузнецов и др., 1993.

Подписано к печати Тираж lio экз.

Заказ ЬЗ}.

Отпечатано на ротопринте СПбГТУ 1Э5251, Cohki - Петербург, Политехническая ул., 23.