автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.06, диссертация на тему:Термогазодинамические основы проектирования центробежных компрессоров высокого и сверхвысокого давления

'6 од

5 июн 1995

На правах рукописи

СТРИЖАК Леонид Яковлевич

ТЕРМОГАЗОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ЦЕНТРОБЕЖНЫХ КОМПРЕССОРОВ ВЫСОКОГО И СВЕРХВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ

Специальность 05.04.06 - Вакуумная, компрессорная техника и пневмо-

системы

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Санкт-Петербург-1995

Работа выполнена в Санкт-Петербургском государственном техническом университете. - .

Официальные оппоненты:

t

доктор Технических наук, ирофиссч.р Бухарин К.II. доктор технических наук, профессор Деп 1.1.. доктор технических наук, пп„фессср |!уадин A.C.

Ведущее предприятие: 1!пучно-исследокпнл>.скиЙ и конструктор-око-технологический институт турбокимпрессорсстроадил.

Защита состоится Ii "CitCff^ 1995 г. в ■'У часов на заседаний диссертационного совета Д. 063.38.05 Санкт-Петербургского государственного технического 'университета по адресу: 195251, Санкт-Петербург, Политехническая ул. 29, аудЯ^Г^/глапиого здания.

С диссертацией можно ознакомится в фундаментальной библиотеке технического университета.

Автореферат разосланЯх^ * 1995 г.

Ученый секретарь , диссертационного совета

доктор технических наук, профессор Фаддеев И.П.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность темы. Повышение .требований к экономичности, надежности, нижешно массогабарптных показателей компрессорных установок в отраслях сфтегазового комплекса н химической промышленности определило устойчивую енденшпо замены ранее используемых для этих производств поршневых компрес-оров на центробежные во всем диапазоне технологических давлений, вплоть до верх'высоких. Проблемы эффективности центробежных компрессоров высокого и верхвысокого давления (ЦК ВД и СВД) обусловлены малой объемной производи-гльностыо и спеиифнческнмц конструктивными, технологическими и эксплуата-ионными особенностями, что определяет применение малорасходных проточных астей с безлопаточными диффузорами (БЛД) уменьшенных радиальных размеров большими втулочными отношениями, сведения по проектированию которых ранне ограничены. Отсутствовали систематические исследования таких ступеней ри условиях, соответствующих эксплуатационным, теоретические основы анализа 13одинамнческих схем н проточных частей. Для решения проблем повышения эф-ектнвности ЦК ВД и разработки проточных частей и конструкций перспеКтн/:-ых компрессоров СВД потребовались комплексные исследования физических роцессов в элементах малорасходных центробежных компрессорных ступеней, ззработка на базе этих исследований теоретического аппарата для анализа схемл ;чения вязкого реального газа и энергетических характеристик малорасходных гупеней, надежных рекомендаций по проектированию.

Работа выполнена в соответствии с основными направлениями целевой про->аммы ГКНТ 0.15.01., постановление N550 от 15.12.75, N390 от 5.11.7бг., N242 от 5.0б.78г. приказом Минхиммаша от 30.04.74г. N103.

Цель работу - разработка основ теории расчета и проектирования эффектив->1Х малорасходных проточных частей центробежных компрессоров высокого и «рхвысокого давления. Для достижения цели потребовалось решение следующих научных проблем: 1 .Разработать методы термогазодинамического анализа процессов при течении :альных газов к их смесей, физические и математические модели энергетических |рактерисгнк, учитывающие особенности течения вязкого газа в ЦК ВД и СВД, в 1М числе в части повышенного влияния числа Яе и шероховатости поверхностей, I базе теоретического и экспериментального анализа физики течения в элементах шорасходных проточных частей.

2.Создать базу для модельного эксперимента, разработать и реализовать метод! ку экспериментального исследования и обработки опытных данных при этих испь таняях.

3.Провести комплексные экспериментальные и расчетно-теоретическне иссле дования влияния основных газодинамических и геометрических параметров н энергетические характеристики малорасходных ступеней ЦК ВД к СВД.

4.С использованием результатов исследовании уточнить физические и матемг тические модели, идентифицировать используемые экспериментальные зависнмост в расчетных моделях и создать комплекс методик для расчета схем и проточны частей ЦК ВД и СВД.

5.На основе обобщения результатов исследования разработать рекомендации п проектированию малорасходных проточных частей, выполнить анализ перспектив них газодинамических схем и конструкций ЦК ВД и СВД.

1.Получены данные расчетио-теоретического и экспериментального исследова ний газодинамических процессов в элементах промежуточных малорасходных с ту пеней в диапазоне местных чисел Рейнольдса 5-Ю4 - 5-Ю6 и шероховатости по верхностеи 1*а=0,63-250 мкм в широком диапазоне изменения основных газодпна мических и геометрических параметров ( Ф=0,03-0,006; Вв,=0,34-0,5; ¥т=0,5-0,75; 0,=1,35-1,75; Ь5/Ь4=0,8-4,0; Ь3/Ь2=0,6-1,5; 0л1=12|,-39(|; ¿=0,5-0,8; с<ша=0,48-0,74; 0^=1,0-1,5 и др.). Выделены определяющие газодинамические I геометрические параметры оптимизации малорасходной проточной части ЦК ВД 1 СВД.

2.Уточнена физическая картина течения в межлопаточных и осесимметричны. каналах малорасходной центробежной компрессорной ступени ЦК ВД к СВД, оп ределяемая толстыми пограничными слоями и интенсивными вторичными течения ми, приводящими к образованию открытого отрыва трехмерного пограничного ело. на стороне разрежения лопаток рабочего колеса (РК), типа свободного вихревой слоя, смыканшо пограничных слоев в мерши овальной плоскости РК н ссесиммет ричных каналах БЛД , повышенному взаимному влиянию неподвижных элемента (НЭ). Определены физические и математические модели газодинамических процес сов в элементах проточной части ЦК ВД и СВД.

3.Получено решение интегральными методами осредненного течения вязхоп потока реальных газов и их смеси в РК в идеально-вязкой постановке, с учето! определяющих перенос осевой завихренности потока в поперечном направлена 2

членов уравнений движения в пограничном слое, вносимого импульса и массы горичного потока на лопатки, влияния числа Росби и шероховатости стенок, дотекающее расчет полностью развитого течения в меридиональной плоскости; осе-!мметричного развитого течения в БЛД; течения вязкого газа между дисками РК и эрпусом в приближении узкого зазора, с учетом шероховатости поверхностей ме->дом дискретных элементов, закрутки потока в валовых и покрывных уплотнени-( с представлением лабиринтных гребешков дискретными элементами шерохова-)СТН.

4.Разработан комплекс методик для расчета энергетических характеристик ма-эрасходной ступени и ее элементов с использованием решений интегральными ггодамн течения вязкого реального газа в РК, БЛД, боковых зазорах и метода ма-:матического моделирования на основе анализа течения потенциального потока 1Я определения потерь в поворотных коленах (ПК), обратно-направляющих аппа-1тах (ОНА), кольцевых конфузорах (КК), идентификации введенных коэффнци-1Тов корректирующих функций по результатам экспериментального исследования.

5.Создан многоцелевой стенд замкнутого контура на давление до 8,5 МПа, размотаны методика численной обработки опытных данных, учитывающая реальные юнетва газов на кривой процесса сжатия, определяемой постоянным значением элитропного КПД между входом и выходом нз элемента проточной части, приме-1емая как для модельного, так и натурного исследования компрессоров и их эле-ттов при различных компрнмлруемых средах вплоть до сверхвысоких давлений, гтодика оценки точности численного определения энергетических характеристик ) погрешности измеряемых величин.

1.На основе разработанных методик расчета проточной части, определяющих фаметров и подходов к оптимизации газодинамической схемы и конструкции ■упеней построена система проектирования центробежных компрессоров ВД и ВД, позволяющая повысить их эффективность, обеспечить требуемый запас рабо-I до помпажа, сократить сроки, снизить стоимость и повысить качество проекти->вания.

2.Созданы прикладные программы для ЭВМ, позволяющие в инженерной прпк-1ке рассчитывать энергетические характеристики малорасходных ступеней и их 1ементов, проводить вариантные расчеты проточной части компрессора ВД и СВД

и находить его характеристику, с учетом числа Не и шероховатости поверхностс потерн дискового трения и протечки через валовые и покрывные уплотнения.

3.На основе обобщения экспериментального и рас четно-теоретического анали: разработаны рекомендации по рациональному проектированию газодинамическ1 схем ЦК ГЩ и СВД, элементов малсрасхоциых проточных частей, которые мог

. быть использованы в промышленности при разработке компрессоров различно! назначения.

4.Разработ'аны перспективные газодинамические схемы и конструкции центр! бежных компрессоров ВД и СВД для компримпрования этилена при Р=250 МП повторной закачки газа в пласт при Р=80М11а, компримпрования углекислого газ: закачки газа в подземные хранилища, транспортировки попутного газа и газлифт; Разработаны малорасходные ступени с Ов, =0,34-0,5 различной напорностн, кот< рые М01уг быть использованы для построения базовых рядов ступеней ЦК ВД СВД. Разработанные схемы н конструкции защищены авторскими свидетельствам (NN499750 , 566969, 591621,979740, 931730, 1437579, 1126042 ).

5.Опыт создания многоцелевой экспериментальной базы для исследования эле ментов центробежных компрессоров ВД и СВД, обработанные информациоинс измерительный комплекс, методики экспериментальною исследования на замкну том контуре и обработки данных могут быть использованы в нсследовательско практике при создании и доводке компрессоров для различных компрнмируемы сред.

- при проектировании ЦК СД, ВД и СВД в Сумском машиностроительном НП< им. М.В.Фрунзе и ВНИИКОМПРЕССОРМАШе (г.Сумы), ЛЕННИИХИММАШ (г.С..Петербург), ККЗ (г.Казань), НИТИ ЭМ (г.С.Петербург), лаборатории кок ирессоростроения СПбГТУ, в частности при разработке ЦК СВД для компримирс вания этилена при Р=250 МПа, опытного цилиндра ЦК СВД с выносным и ветре енным приводом, ЦК ВД для сайклинг-процесса при Р=50 и, 80 МПа , ЦК СД дл транспортировки газа и газлифта, ЦК СД для компримпрования углекислого газ. ЦК СД для закачки газа в подземные хранилища при Р=20 МПа; - при разработке экспериментальной базы для исследования нагнетателей при родного газа (компрессорная станция Гаврил ов-Ям^ в учебном процессе на кафедр компрессоростроенпя СПбГТУ при подготовке инженеров-механиков по специшн ности "Физика и техника низких температур", специализации "компрессорная тех ника".

Основные результаты работы использованы:

Ч

Достоверность научных положений, выводов и рекомендации работы базируется I расчетных моделях течения вязкого реального газа, математических моделях, 1ентифнцнрованных по результатам экспериментальных исследований и отра-эющих, в манном, происходящие в элементах ступени физические процессы; пользовании обобщенных функциональных зависимостей, полученных в экспери-:нтах с помощью приборов, методик измерений и обработки опытных данных, 'еспечиваюищх высокую точность полученных результатов; на хорошем соотсет-вин расчетных данных с экспериментом. Апробаиия работы. Результаты работы докладывались и обсуждались на: II - IX Всесоюзных и Международных научно-технических конференциях по 1мпрессоростроению (1971-1993) ;

Всесоюзных научно-технических семинарах по компрессорам высокого давле-[я (1978,1981гг) ;

Международных конференциях по турбокомпрессорам (г.Эссен, 1988г, Лодзь 91 г, г.Дрезден, 1994г, г.Дюссельдорф, 1995г. ).

Публикации. Основное содержание диссертации отражено в опубликованных 1 печатных трудах и 30 научных отчетах. По теме диссертации получено 7 автор-их свидетельств на изобретения.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 7 разделов, за-ючения, списка литературы. Общин объем работы составляет 573 стр. и вюноча-297 рисунков, 16 таблиц, 204 наименований использованной литературы.

Во введении рассмотрены области применения и перспективы развития центро-

ьность темы и цель исследований, дана аннотация содержания ч научных резуль-

гов исследований. Выполнена оценка динамических нагрузок на РК и обоснова-применение в проточной части ЦК СВД ступеней с БЛД. Показано, что при плитуде давлений А - 0,2 , характерных для ступеней с лопаточными диффузо-ми, переменные нагрузки на периферийные сечения дисков РК ЦК СВД дости-от предельных величин -4,0 МПа. . Выполненные оценки позволили установить ксимально допустимый перепад давлений на ступень (7-10 МПа) для условий ЦК

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

жных компрессоров высокого к сверхвысокого давления, обосновывается акту-

гов диссертационной работы.

дан критический анализ состояния теории расчета и резуль-

:вд.

Обоснован выбор повышенного втулочного диаметра (0|1Т < 0,5) для мало] ходных проточных частей ЦК ВД н СВД с большим числом ступеней (г=12-и одном корпусе сжатия из соображений устранения низкочастотных колеба! (автоколебаний) роторов при большой плотности компримируемой среды.

Показана необходимость ограничения радиальных размеров ступеней ЦК В) СВД из выполненного анализа напряженно-деформированного состояния корпу СВД. На основе рассмотренных специфических конструктивных и технологи ских особенностей установок высокого давления определены ограничения на строение проточных частей и круг вопросов, подлежащих изучению.

Значительный вклад в теорию, расчет и исследование газодинамических п цессов в турбокомпрессорах внесли работы В.С.Бекнева, Н.И.Бухари Ю.Б.Галеркина, Г.Н.Дена, В.Ф.Риса, Ф.С.Рекстиша, Г.С.Самоилови К.П.Селезнева, Г.Ю.Степанова, В.Б.Шнеппа, А.Н.Шерстюкова, С.М.Шкарбул? др. Развитие теории и расчета газодинамических процессов в центробежных к прессорах в значительной мере определяется работами К.Баммерта, Р.А.Измаиле А.С.Нуждина, А.Г.Никлфорова, А.А.Мифтахова, И.Сену, И.Я.Сухомлннс

A.М.Снмонова, исследованиями Г.А.Боь.: ¡ренко, А.А.Диментовой, В.Н.Довжен

B.А.Зыкова Л.К.Чернявского, Эккерола и др.

Анализ литературных источников показал, что особенности газодинамнчеа процессов в малорасходных проточных частях центробежных компрессоров В1 СВД оставались во многом неизученными. Расчет процесса сжатия в компрессо] выполнялся, как правило, при средних показателях политропы в заданном интер ле давлений. Наряду с успешным применением методов исследования потенциа ного потока в центробежных компрессорах, математических моделей потерь на; ра в элементах ступени отсутствовали методы теоретического исследования, учи: Бающие специфические особенности течения в узких каналах РК и НЭ малор ходных ступеней при определяющем влиянии вторичных потоков , шероховатое числа Яе, наличия участков развитого течения в межлопаточных и осесимметр! ных каналах. К ошибочным результатам приводил перенос накопленного опыт; компрессорах низкого давления по исследованию влияния шероховатости и чж Яе для анализа процессов в ЦК ВД и СВД. Наименее представленными в лите туре являлись результаты экспериментальных исследований и рекомендации проектированию малорасходных ступеней ЦК ВД и СВД, а имеющиеся относили как правило, к исследованиям на открытых аэродинамических стендах без собг дения подобия'числу Яе. €

В связи с широким внедрением новых технологий в отраслях нефтегазового •шлекса, химии н нефтехимии с ЦК ВД и СВД стала необходимой разработка "кшх основ анализа газодинамических процессов проектирования и создания лип рассматриваемого класса.

С учетом анализа проблем создания ЦК ВД н СВД, состояния вопроса опреде-1Ы направления и задачи исследования диссертационной работы. Во втором разделе выполнен анализ физики течения в элементах промежуточ-1 ступени, построены физические и математиче-

1 а

(е модели газодинамических процессов, позво-ошие в комплексе рассчитать энергетические >актернстикн малорасходноп ступени ЦК ВД и

Д.

Изучение физики течения в РК и НЭ малорас-[нон ступени выполнено теоретическим исследо» ¡нем вязкого потока с помощью решения урав-пш сохранения массы, импульса, кинетической булеитпоп энерпш -к- и диссснпашш -е- мето-1 конечных обхемои по программе в

рудничестве с университетом г.Ганновера рмания). Достоверность теоретической картшш енчя подтверждена и уточнена выполненными 1н визуализацией потока в пристенных облас-межлопаточных каналов РК и ОНА, сравнением расчетных и эксперименталь-х распределений параметров потока в БЛД к ПК, полученных траверсированнея «динамическими приборами в различных сечениях НЭ, сравнением интеграпь-х характеристик ступени в различных сечениях, а также сопоставлением полу-щых результатов с опубликованными исследованиями.

Сформулированы выводы об определяющем влиянии вторичных течений в ма->асходных РК, приводящих к образованию на стороне разрежения лопаток ха-:терного для трехмерных пограничных слоев открытого отрыва^типа свободного ¡ревого слоя^ на линнях раздела масс вторичного потока и движущегося вдоль 1аткн, рис.1., которые уже на номинальных углах атаки сливаются на 1/2-1/3 сны лопатки. Следовое течение формируется низкоэнергетнческими массами ричного потока и вовлеченным^ из-за сил трення на границе раздела^ массами ювного потока.

Рис.1 Пинии тока пространственного отрызва на стороне разрежения лопатхн

Углы отклонения донных'линий тока на ограничивающих поверхностях РК уменьшаются со снижением расходности, при одинаковых углах атакн^ из-за увеличения относительного загромождения пограничными слоями, вплоть за образованием развитого течения в меридиональной плоскости, и составляют 10-20° по сравнению с ~50° для РК средней расходности.

В БЛД малорасходион ступени обычно существует выраженное ядро потока, которое при больших углах потока сохраняется вплоть до выхода из диффузора, а при малых углах потока по. граничные слои смыкаются iia —1/3 радиальной протяженности БЛД и происходит нарастание потерь на участке развитого течения, рнс.2. ПК оказывает обратное влияние на течение в БЛД, увеличивая торможение потока на передней и, соответственно, увеличивая скорость на задней его стенках, в окрестности выхода , что заставляет рассматривать эти элементы как единую безлопаточную диффузорную систему.

Течение в ПК с bs /Ь4 >1,0 определяется совместным влиянием закрутки с„ и поворота потока на 180° в меридиональной плоскости. Обратное влияние решетки ОНА, приводящее к нарушению осевой симметрии течения в ПК, наблюдается при малых углах потока. Потери напора в ПК определяются при малых, углах потока, как к в БЛД, трением из-за большой длины пространственной линии тока и появлением отрыва на внешней (вогнутой) стенке ПК во входной его части. При больших углах потока и малой величине с„ потерн напора определяются замедлением потока на внутренней (выпуклой) стенке ПК в выходной части, nie при S

Рис.2 Структура потока и потерь в БЛД • 5, «1,7 ,<6«

-23° _ - липни тока,

- - - - Ливии равных с„ г/с„2 га

Рис. 3 Структура потока потерь я БЛД а ОК.

"■<» » 1,0 образуется отрыв потока, рис.3.

Течение в диффузорном ОНА малорасходнон ступени характеризуется мень-ии, чем в РКавлиянием вторичных токов и на стороне разрежения лопатки при эльших углах атаки наблюдается отрыв закрытого типа с рециркуляцией потока, ic.4.

Расчет течения вязкого ре-¡ьного газа выполняем по шитрехмерной модели в зеапьно-вязкой постановке. 1Счет потока в слое пере-гнной толщины, соответст-'гошем модифицированному гридиональному профилю, г) = (Ь - 5') р/pi, сводится к 1Счету потока на осреднения по шагу межлопаточного шала поверхностях течениях симметричным профилем сорости по ширине канала., определение скорости идейного потока получаем мето-)м особенностей для решетки шаток, увеличенных на толщину вытеснения пограничного слоя.

Для учета реальных свойств газов, являющихся рабочим телом в ЦК ВД и СВД, :пользуем уравнения состояния и процесса. Программная реализация выполнена i основе уравнения В.А.Загорученко для произвольной многокомпонентной смеси сего 20 компонентов углеводородных и атмосферных газов). Уравнения состояния приведенном универсальном виде имеют вид:

PV- %-№(f)+p'if)T-io~s+ Y'ipT'wi, (1)

Г), <2>

0 ' ■ о *

гае а'(р). ß'(p).y'(p) - безразмерные коэффициенты для смеси пповлдосговер-iie при давлениях до 70 МПа, подсчитываемые по экспериментальным данным

$

Рис.4 Распределение схоростей ъ решетхе ОНА при Ф*0 г 0188.

Процесс сжатия в ЦК ВД и СВД для отдельных элементов аппроксимируе! единым уравнением для совершенных и реальных газов v = л«., = const , отку да солучим уравнение процесса в виде:

(3

Численное решение уравнений (1) и (3) используем при вычислении параметре газа с шагом по давлению в ступени, ее элементах и компрессоре в цело» при соответствующих постоянных значениях КПД на исследуемом учаспо проточной части. Для вычисления параметров газа в межлопаточных канала; колеса на шаге по радиусу получим аппроксимацию процесса сжатия с по стоянным значением гидравлического КПД и дифференциальное уравнеши • состояния в виде:

({. - тг„ ♦ *

. (5

ще 50лт,Е0.Б, - безразмерные комплексы, выражаемые через коэффициент! а\Р'.у\

Влияние трения,раздельно для рабочего и покрывного дисков , протечек чере: валовое и покрывное уплотнение учитываем изменением параметров потока пр: входе в РК и БЛД.

Уравнения движения вязкого газа^ для осредненного по шагу межлопаточноп канала течения^ интегрируем по ширине пограничного слоя с исключением состав ляющей скорости с помощью уравнения неразрывности:

5 гг 2 2 /

О в' о 0 , (6

г г ь

/о

5 ■ ? 8

нов П)

У * и)

Полная система уравнений включает (4)-(7), уравнения движения для основного ютока в невязком ядре и сохранения массового расхода.

Профиль скорости в пограничном слое принимаем степенным:

Ч = 2- + Щ-е(!-гГз. (8)

Показатель степени -п- считаем зависящим от числа Яе и не учитываем влияние ггносительно малого из-за потерь градиента давления. Показатель степени ш=3,0, |беспечивающий хорошее совпадение с экспериментальными данными у стенки, [ринимаем во всей области течения с целью упрощения интегрирования. Коэффч-(иект трения в направлении основного течения С(» в пространственном погранич-юм слое определим через коэффициент трения плоского пограничного слоя на тенке Сг: СГз - С{ £2',

где е^у, у - угол отклонения донной линии тока в пространственном погра-[нчном слое от линии тока на границе.

Для определения коэффициента трения Сг используем модель песочной шеро-:оватости Дворака:

ф/ - ли, (5)

г)

где о - % - расчетная толщина вытеснения плоского пограничного слоя

[а стенке; $¿-¡[1—- толщина вытеснения пространственного пограничного лоя; АЩ/Л - сдвиг профиля скорости вблизи элементов шероховатости;

ДЦ/& ' поправка на продольный градиент давления;

Я'Р'ф/Л - динамическая скорость.

При смыкании пограничных слоев в меридиональной плоскости уравнения [реобразовываем к виду, описывающему развитое течение^с использованием усло-ия для центральной струйки .тока с максимальной скоростью

К У „ т I ■

V ьгаг/дг гвх \г__е/а . '

что дает замыкающее условие в виде: :

Л

те ф - угол направления силы сдвига в слое с максимальной скоростью, опр$< делаемый по И.Сену.

Для определения осредненных ноперечных градиентов,скорости > ' * давления ■ используем приближенные соотношения:

Щг ■уГзЗшЛл,-УпЗлА^ ЭуГ9„к УГнмЫл-Мпся/ап -К р У'- У"' пп

Ш к* 2¿в- ' где"к» '¿&э >гдв V 2¿в иЧ

где - скорости и углы потока на сторонах разрежения и давле.

кия-лопатки; Д9 - окружное расстояние между лопатками.

Корректирующие зависимости Кг> к0) ке определяем балансировкой расчетных и экспериментальных данных.

Уравнение движения осредненного но ширине лопатки вязкогЪ течения получим в виде: 5 /

о с ■ ° \>г>

= -** * >аЩ/ 4 -

гае I "И£е - скорость на границе пограничного слоя; ь^.- скорость в

пограничном слое на лопатке; ,

Я - е со*(/>4 -Л)/г г)") -

- интенсивность притекания (стока) массы вторичного потока (индекс -0- относится к параметрам потока в пограничном слое на осредненной по шагу поверхности в меридиональной плоскости РК) ;

М = -А)/'? (тЬг>) '

- интенсивность изменения импульса потока в единице объема в пограничном слое на лопатке за счет вносимого импульса вторичными течениями; к^ км - корректирующие коэффициенты, определяемые балансировкой модели с экспериментальными данными; ^напряжение трения на поверхности лопатки.

Распределение скоростей.по нормали к поверхности лопатки описываем степенным законом в зависимости от относительной координаты ^=у/8 с учетом влияния числа Росбн по И.Сену

me ^"^"¿Ге5- ",,|1СЛ0 Росб,|; У&'М'&ИГ, r-azct^^Si,

. 5'- Sj'fl - vU/vr^d^..

Напряжение трения и^ показатель степени в профиле скорости до полного от-еснення основного потока от поверхности лопатки^ припишется аналогично огра-(нчнваюшим поверхностям. Градиент давления в пограничном слое определяется ¡3 уравнения на границе:

./»We-^s* -¿a>sw!f-sia*fsit,jijt■ (13)

При оттеснении основного потока от лопатки вторичным потоком^расчет ведем 5ез учета числа Росбн и составляющей от силы Корнолиса, а низкоэнергетическую зону моделируем приближенно эквивалентным степенным профилем скорости с ченылей величиной показателя степени -п-, определяемого балансировкой расчетов : экспериментальными данными. Для приближенного определения точки смыкания вихревых жгутов используем критерии отрыва плоского пограничного слоя Прандт-гся - Бури.

Методика расчета вязкого течения в БЛД строится на основе методики расчета потока на осредненнои по шагу поверхности течения в меридиональной плоскости. Уравнения упрощаем за счет допущения об осевой симметрии и симметрии потока относительно средней линии канала БЛД в меридиональной плоскости. Разработанный подход позволяет рассчитывать начальный участок течения в БЛД, участок развитого течения л определять параметры потока при обратном направлении радиальной составляющей скорости.

По исследованиям физической картины течения в ПК сформулирован вывод о возможности использования радиуса кривизны пространственной линии тока для оценки влияния по-ворота в ПК на потерн. Потери напора в ПК определим методом математического моделирования^ разработанного применительно к компрессорам Ю.Б.Галеркиным. Выражение для величины снижения КПД ступени от потерь напора в ПК получим в следующем'виде:

< с - ifcpafa; <* 4 to'

где "к- коэффициент потерь; xi - хз - коэффициенты модели, определяемые балансировкой с опытными данными; Им - '<s + lv-s-cf/э - радиус кривизны пространственной линии тока,

Математическая модель потерь напора в решетке ОНА включает потерн про фмльные, вторичные, на ограничивающих поверхностях. Основана на расчете тече ния потенциального потока п соответствует подробно описанным в литературе мо делям для РК и ЛД. Аналитическое выражение для снижения КПД ступени из-з; потерь в решетке ОНА получено в следующем виде:

- ** ^Мй]о* ^ ^й >

где все скорости отнесены к иг. Р», - площади ограничивающей поверхност! и лопатки, Са - коэффициент подъемной силы, Дс- замедление скорости по сторо нам лопаткам. ¡*- угол атаки, - толщина выходной кромки лопатки, м - Х|б коэффициенты модели, подлежащие определению по результатам балансировки < экспериментальными данными.

Математическую модель потерь напора в КК представим аналогично ПК в виде:

^ ОМге-о'Ъё?' сЛ-Уйс.»'- (16:

roe Rn »-^Р— » fc * - средний радиус кривизны линии тока;

¿K - c¿fcS) s tafcft-o1/fu ' степень сжатия,площадь выходных прямолинейных концов лопаток в КК, Х|7 - хго - коэффициенты, определяемые балансировкой с опытными данными.

Для определения коэффициента теоретического напора РК принимаем следующую модель:

4>r°4rj + 4>rf ; (17]

rae VVji ■ составляющая теоретического напора, создаваемая циркуляцией потока в решетке лопаток эффективного профиля:

Vr^l MTPdz)/ñ>uf -

W

- составляющая теоретического папора от окружной компоненты напряжения фения на ограничивающих стенках, направленной для малорасходных РК низкого 1 среднего напора по направлению иращенпя.

Потерн трения на стенках н сторонах лопаток РК определяем непосредствен-гым интефлрованлем работы сил трепня.

Вторичные потери рассматриваем как диссипацию кинетической энергии поперечного течения в пофаничном слое на Офаиичнвающих поверхностях. Потерн со-фотнвления формы (давления) определяем через величину донного давления:

Г .-/> .§ГЖ)2 ('8)

ëà ь I -щ 1 ->

гае Рку» - - относительное падение давления на срезе выходных

фомок; 1, ег/зжг2 - коэффициент зафоможденля выходного сечения

солеса кромками лопаток и следом.

Потерн трения в БЛД вычисляем аналогично потерям на ограничивающих по-асрхностях РК.

Для определения потерь на трение дисков и протечки выполняем расчет вязкого гечения в боковых зазорах. При разработке методики расчета использованы основное идеи подхода Г.Н.Дена и Тейлора. Рассматриваем развитое вязкое течение в фиближеннн узкого зазора ( э/гг <0,03) во всей области течения. Исходную систему уравнений записываем следующим образом:

/У* Г* (19)

2Жгрт( у сгс!г + ] с^г) -

£

-I (20)

о ь/1

№

> 1£(г'!СгС^ж) Сг с^г>] -

' VI -Г

о

4г

¡А * ?г {*

'О £/2 о -

(21)

_ , , _£5 I - I Г,-Из

Л ' &

У* 6 5 %

у. + I-¿ГЛJc¿dz - Сл, /С?¿г).

/

Особенность разработанной методики состоит в учете топологии поверхности (исков, обрабатываемых точением^с различной структурой шероховатости по коор-шнатным направлениям. В окружном направлении рассматриваем поверхность -идравлическн гладкой, в радиальном направлении учитываем концентрн-

гески расположенные фебешки треугольной формы. Полное сопротивление по-

¡ерхности моделируем сопротивлением гидравлически гладких участков и сопро-

&

(22)

(23)

тивлением формы регулярно расположенных бугорков шероховатости. Для учета доли участков пщравлическн гладкой поверхности вводим коэффициент уменьшения площади гладкой поверхности. Загромождение бокового зазора бугорками шероховатости учитываем коэффициенту уменьшения объема — •. ■

Распределение скоростей поперек зазора принимаем степенным в соответствии с методикой Г.Н. Дена. У стенки корпуса:

сг - [с*. ~

Сиу вращающегося диска:

С, '[¿ь* У")г

где С^ Си- составляющие скорости на оси зазора; У- си0!"12 ; п - показатель степени в зависимости от числа Ие;

•''"шг - (у стенки корпуса)

и _ _ (у вращающегося диска) - корректирующие

функции,приняты переменными по длине зазора и определяются по результатам сравнения расчетного и экспериментального распределения давлений в зазоре.

Связь напряженно трения на пщравлическн гладких участках стенки со скоростями принята аналогичной развитому течению в трубах.

Уравнения движения с замыкающими соотношениями проинтегрированы н разрешены относительно закрутки потока на оси зазора^/^градиента давлении по радиусу —^— . Для течения к центру принимаем условия на входе: р=рг и У=ч/Т. Для определения граничных условий при течении от центра, потерь дискового трения на участке покрывного уп-<6

/// <« <» т ц> ни т V!

Рис.5 Сравнение экспериментальных и расчетных давних с учетом (- - -) в без учета (_) переноса осевой завихренности йотока в пограничном слое.

лотнения и закрутки газа при входе в РК выполняем расчет течения в лабиринтных уплотнениях. Течение в неподвижном лабиринте уплотнения с гладким валом моделируется течением в приближении узкой шелк с регулярно расположенными элементами шероховатости .заменяющими лабиринтные гребешки. Уравнения движения проинтегрированы по ширине щели и разрешены относительно закрутки потока и давления . Для определения протечек в уплотнениях используется формула А.Стодола для определенного расчетом перепада давлений.

Разработанные методики для определения теоретического напора, потерь на дисковое трение, протечки, гидравлических потерь напора в РК, БЛД, ПК, ОНА и КК составляют математическую модель энергетических характеристик промежуточной малорасходной ступени и ее элементов.

Для уменьшения количества определяемых балансировкой по суммарным характеристикам корректирующих коэффициентов и функций, выполнена предварительная их оценка по результатам сравнения расчетов и исследования погранслоев в среднерасходных РК, имеющихся экспериментальных данных в литературе.

Результаты сравнения показывают, что принятая аппроксимация корректирующих функций от коэффициента подъемной силы кг,н =хСа, позволяет получить хорошее совпадение интегральных характеристик ^пограничного слоя, рис.5. Численный анализ при изменении х =0.-0,4 дает изменение толщины пограничного слоя на осредненной по шагу поверхности от соответствующей слою Экмана^до полночью развитого течения. Аналогично, изменение величины корректирующих коэффициентов K,j.m =0 - 0,5 в уравнении (12), позволяет изменять толщину низкоэнергетической зоны в широких пределах и влиять на расчетные характеристики коле-га.

Для определения сопротивления формы лопаток РК обработаны результаты Р.А.Измайлова и установлено, что величина донного давления на срезе кромок мо-кет быть принята в пределах ркр =0,3...0,4, что близко к имеющимся в литературе ¡начениям для плохо обтекаемых тел. Коэффициент силы сопротивления гребешка мбиринтного уплотнения Coz определен численным экспериментом путем сравнена расхода протечек для уплотнений с различным соотношением шага и высоты ребешков по предложенной методике и по формуле А.Стодола. Величина Coz =13,3 при модельной ширине щели Am=2-Ss .оценка которой выполнена по имею-цнмся в литературе результатам расчетов уплотнений дифференциальным методам.

В третьем разлрле на основе анализа условий работы ступеней в проточной lacTii определены требования к моделированию и выбор методов эксперименталь-

17'

ного исследования. Дано описание созданного экспериментального стенда замкнутого контура с давлением до 8,5 МПа, информационно-измерительного комплекса

и разработанного численного метода обработки экспериментальных данных с уче-

Ч„ » zenit

том реальных свонств сжимаемого газа на основе аппроксимации процесса сжатия г

Газодинамические и геометрические параметры элементов малорасходных ступеней промежуточного типа изменялись в широком диапазоне:! 4J,= 0,5-0,75; О =; 0,006-0,03, a, =í,35-i,7; b¡ Лз4 = 0,8-4,0; Ь3 /Ь2 = 0,6-1,5; Dbt =0,25-0,5; w= 0,5- 08; Сопа =0,4 -.0,74; ск.к=1,0 -1,5 и др.).

Исследовано S0 ступеней при Rew=5-¡04 -5-Ю" за счет изменения давления в контуре в пределах 0,1...4МПа. Шероховатость ограничивающих поверхностей изменялась от Ra=0,63 до 250мкм.

Результаты численного эксперимента по определению относительной погрешности вычисляемых параметров характеристик малорасходных ступеней и ее элемен-тов^путем варьирования каждой изменяемой величины в пределах абсолютного значения погрешностей^ показал и, что разработанные системы измерений и методики обработки данных обеспечивают удовлетворительную точность.

В четвертом разделе приведены результаты расчетно-теоретнческого исследования потенциального и вязкого потока в РК и НЭ малорасходной ступени.

Результаты расчетов для однорядных решеток ОНА показывают существование отрыва пограничного слоя закрытого типа на стороне разрежения лопаток на - 0,5 ' длины при среднем замедлении потока с =0,45...0,55 и угле поворота потока 50...65!

Для двухъярусных решеток ОНА с подрезкой выходных концов , увеличение глубины подрезки выше De приводит к перераспределению нагрузки с короткой на длинную лопатку и наблюдается смещение точки отрыва на длинных лопатках вЕерх по потоку. Смещение коротких лопаток на 1/4 шага к стороне разрежения длинных лопаток сдвигает отрыв вниз по потоку с 0,3 до 0,6 длины.

Для двухрядных решеток^лопатки первого ряда обтекаются без отрыва, а взаимное смещение рядов, при котором сторона давления лопаток первого ряда сдвинута на^шага к стороне разрежения лопаток второго ряда, позволяет сместить точку отрыва вниз по потоку и уменьшить зону отрыва.

Анализ вязкого течения в приближении пограничного слоя показывает, что изменение числа Re в диг.',/азоне 5-1.04 - 3-106 и шероховатости ограничивающих поверхностей в пределах =1-10 мкм (Ra=0,5-5 мкм) влияет на толщину пограничного слоя в направлении основного течения .интенсивность вторичных течении , 18

•оставляющие теоретического напора от циркуляции потока вокруг лопаток и ок-)ужной компоненты силы трения на ограничивающих поверхностях. С ростом чнс-[а Не уменьшаются толщина пограничного слоя на гладких ограничивающих по-;ерхностях_,толщины потери импульса в направлении основного течения и в попе->ечном направлении, что приводит к снижению потерь трения,интенсивности вто-шчных течении, увеличению циркуляции потока вокруг лопаток и снижению доли >аботы, подводимой к газу ограничивающими поверхностями. Увеличение шерохо-атости поверхностен приводит к росту толщин вытеснения и потери импульса, величению интенсивности вторичных течений, снижению величины циркуляции • ютока и росту вклада ограничивающих поверхностей в теоретический напор коле-а. Рост толщины вытеснения во всех случаях сопровождается уменьшением утла отклонения донных линий тока и увеличением интенсивности вторичных течений.

Для РК с Ф =0,01, ¥,=0,55. клад ограничивающих по-ерхностей в ¥т составляет еличину порядка 10-15%, нижение из-за следа на торо'не разрежения лопатки 0% и отличие напора от об-екання решетки невязким га-ом - 10%. Изменение к, рактически не влияет на ¥г з-за противоположного влня-ня ограничивающих поверх-остей и вторичных течений, Хля РК с Ч'т =0,7 вклад оканчивающих поверхностей ннжается до 6-8%, а рост 1ероховатости снижает ¥т на 3% за счет повышения ин-енсивности вторичных тече-ий. Влияние шероховатости числа Яе на потери увели-

ивается с уменьшением расходности и напорностн РК из-за увеличения доли по-грь на ограничивающих поверхностях в суммарных потерях в РК.

Рис.й Распределение скоростей на покрывном диске канального РК ори Ф-0,0122.

Вязкий поток в колесе канального типа рассчитывался по программе "Star-CD' Результаты расчета показали, рис.б, что при рациональном проектировании кыхог ных кромок развитого кромочного с;;еда не наблюдается . Снижение потерь ка о; раннчквающгх иозерхностях приводит к повышению КПД по сравнению с традг ционным PK. Из-за большей ширины канального колеса по сравнению с традищ: синими малорасходными PK, влияние вторичных течений на поток у лопаток сил жается и на режиме минимального расхода . имеет место отрыв потока закрытог типа со слабым циркуляционным течением.

Злшгигазагде излагаются результаты экспериментальных исследований иалс расходных ступеней и ее элементов, выполненных при Mu=0,6, Reu=5-106 - 5-Ю8 .

Установлено, что загромождение потока толстыми похраничными слоям уменьшает коэффициент восстановления БЛД. Пониженный градиент даслени уменьшает вероятность возникновения пространственного отрыла с а.2 -¡0-12п для ступеней с Ф>0,03. до аг -5-7" для ступеней с' Ф=0,016-0,003. Это позволяет снизить У.Г<?Л до al2 ~14-15° .при Фр <0,016 J П0Т.Ь;С'.17Ь КПД при Ф<Фр за счет выбора Ьз Рог <1,3 с со-хранение.м запаса работы

Рис.7 Зависимость потерь в ПК от радиуса ступени ДО помпажа_, (Кравигыа пространственной линии тока. |

Кцои >30%.х

Показано, что для малорасходных ступеней с >0,5-0,55_, Ф<0,03, уменьшен ных радиальных габаритов, 04 <1,7, рациональным является применение диффузор ных ПК, в которых , возможно преобразование скоростного напора в даалени при Ьз Л>4 <2,0, г8 /ёц >2,0. Обратное влияние ПК при Ь5 Л>4 >1,6-2,0 не позаоляе получить снижение коэффициента потерь ЕЛД при уменьшении его радиально протяженности , 04 <1,5 и сохранении суммарного замедления потока в беалош точной диффузорной системе . Результаты исследований позволили обобщить экс периментальные данные по потерям в ПК с различными Ь^/Ь^е зависимости от ра

;иуса кривизны пространственной линии тока, рис.7 и идентифицировать коэффи-шенты математической модели ПК ( Х( =2,0, хг =-1,15, хз =0,02).

Установлено, что при оптимальном замедлении потока в решетке ОНА, с0па =0,65-0,85, возможно преобразование скоростного напора в давление. Оптимальное скорение потока в КК составляет ¿кк =1,2-1,5 при рекомендованных соотношени-х радиусов кривизны г /I* >0,32-0,34.

Для ступеней с Ф=0,016-0,03 и =0,55-0,7 круговую решетку ОНА целесооб-азно выполнять с тонкими лопатками и рациональным распределением скоростей з условия примерно постоянной нагрузки по длине, что достигается принятием араболического характера изменения углов лопатки по радиусу. Оптимальную густоту решетки лопатйк ОНА определяем из зависимости г,т = '/¡и>ги!Г/[ьЬ-(1*сш)а * я^Д.$¡¿(1 -&е/3>А при Л =0,11-0,13'.

Для повышения эффективности ступени целесообразно выполнить подрезку ра-иальных концов лопаток ОНА через одну до Об .

Выполнение, двухрядных решеток с взаимным смещением лопаток на^шага по-воляет снизить потери в ОНА при ¡5 >0, повысить максимальный КПД ступени на ,5% и на 57о в области малых режимов работы, увеличить запас работы до пом-ажа. . *

Для определения оптимального угла атаки на входе в решетку ОНА предложена кспериментальная зависимость ¡50цт от соотношения площадей входа и горла ре-геткн ОНА, пкс . Рекомендуется выбирать пкс =0,8-1,0 (¡5 -+2°- -2° ), чтобы обес-ечить ускорение потока при переходе от сечения входа к горлу решетки ОНА.

Радиус кривизны внутренней диафрагмы ПК определяем из следующей зависи-ости:

- Юйп- 0,2*( 1).

По результатам исследования выполнена идентификация коэффициентов мате-атнческой модели потерь в ОНА и КК. Получены следующие значения неизвест-ых коэффициентов ( х4 =4,5-ГО4; Х5 =10"3; Хб =0,17; Х7 =1,05; х8 =0,05; х9 =104 ; ю =0,1; Хц =10'5 ; х12 =0,1; х,3 =840; Х14 =-0,4; х15 =4.45; схом =[(<£+с/х17 2,1; Х]8 =1,3; Х19 =3,0; Х20 =-2,4; схкк= 0/(се ■>■ С,'). Потери на офаничивающих оверхностях составляют для малорасходных ОНА -74-84%, профильные потери -5-20%. С уменьшением радиальной протяженности ОНА с 65 =1,7 до 1,35 сниже-ие коэффициента потерь в 3-5 раз определяется уменьшением потерь на офани-ивающих поверхностях и его минимум соответствует аг =Ь5 .

' Я

/

При производительности ступени 0,016 к Б4 <1,7 обеспечить оптимальна замедление потока в решетке ОНА не представляется возможным. Общее замедле ние потока в неподвижных элементах составляет ¿„^0,2-0,25 при =0,55-0,6. Не которое снижение днффузорности потока в ОНА достигается применением ПК < Ь5 Го:/ до 10 и выше, уменьшением угла потока на выходе из РК и понижением диаметра входа РК по сравнению с условием . Рациональное проектированш ОНА для ступеней с Ф<0,016 может быть осуществлено при ¿кк >1,2; аг «Ь5 ; Ь: =Ьб . Конструкция канального ОНА с толстыми телесными лопатками, обеспечи ваюшими рациональное распределение скоростей за счет параболического изменения углов стороны давления и равномерного изменения ширины от а, до аа , позволяет снизить потери .

Для малорасходных проточных частей ЦК БД и СВД оптимальные значен« Ч?х при Кп=сопзС связаны с Бег. При Кп=0,1...0,15 оптимальное значение ¥т =0,£ при Бвт =0,425. При Бвт =0,5 эффективные ступени имеют Тг =0,7 при й=0,6 Выбор <0,5 нецелесообразен из-за резкого снижения эффективности за счет больших величин потерь на дисковое трение и протечки. Рациональные значения Ч\ =0,55-0,6 при Бвт=0,34-0,425.

Установлено, что для мало- (г, расходных РК величина расхода, 1 с соответствующая помпажу, близка << к режиму с расчетной скоростью „ потенциального потока на стороне давления „ив <0,05-0,1. Для ■ РК с Фр$0,016 , =0,6-0,7, со ''

средней нагрузкой Дй =0,2-0,3 , <"" <" •■•". '."• ** 7** *

В1 = Бх « „иП , помпаж наступал при ¡| =0-4,0° , аг =15°, а оптимальный режим смещался в сторону отрицательных углов атахи ¡1 =-8° . Для серии РК с подрезкой лопаток по ширине на 35% наблюдалось сокращение запаса до помпажа с 39 до 22%. Расчет потенциального потока для соответствующих оптимальных режимов показывает снижение Фщ^ц с 0,25 до 0,15. Запас работы до помпажа -30% имеют ступени с т(ц >0,2 на оптимальном режиме работы.

лг

Рас 8 Харахтерястихя ступеней с раз-

лично профипироваанкмн лопатхаыи РХ

( в- • -ди„, при иг ; Шт ори л!"

- по радиусу).

еул

с

и

ч> ««

',1

•

Профилирование лопаток малорасходиых РК со смещением нагрузки в выходную часть межлопаточного канала повышает эффективность ступени при положительных углах атаки по сравнению с РК имеющими нагрузку на входе в решетку, те максимальная эффективность достигается при отрицательных углах атаки, рис.8.

Малорасходные ступени с РК канального типа имеют эффективность на 3-4% и запас работы до помпажа вдвое выше по сравнению с РК традиционной конструк-

составляют 10^0%

Потерн на трение дисков и протечки для РК с Ф=0,01б-0,(ХЖУГ При Зг=0,1-3,15% и Эг =3%. влияние на протечки числа Яе, шероховатости поверхностей дисков и корпуса, не обнаружено. Сопротив-тение механически обработанных поверхностей диска и корпуса точением умень-лается с ростом числа Яеи от 2,5-Ю6 до 1 10* как для гидравлически гладких поверх-юстей в пределах изменения 1*3=0,63-65 •1км, так как при нормальных зазорах в тлотнениях окружная составляющая касательного напряжения" многократно превы-иает радиальную составляющую .Потери 1а трение покрывного диска в 1,5-2 раза меньше, чем рабочего диска из-за меньшей »еличины (и - с«-). С уменьшением Ч\ на •ежиме Фшах потерн трения покрывного и ибочего дисков примерно равны, что при-;одйт к менее выраженной зависимости ( 1«' Рвр + Ртр ) от расхода, чем следует из 'прощенных формул. Увеличение зазоров 0,25-1,3 мм) в уплотнении покрывного .иска приводит к снижению с„ примерно двое, а потери трения обоих дисков сравваются. Большие зазоры в валовых уплот-ениях ( 1,3 мм) увеличивают потери диско-ого трения в -2 раза и снижают политроп-ый напор ступени из-за роста потерь в неподвижных элементах.

шЗ

— N

$99* 9,100 ВЦ {4* Ф

По результатам измерения распределения давлений в зазоре выполнена идей1Ч* фикация коэффициентов расчетной модели потерь дискового трения. Получек!' аппроксимированные зависимости: раздельно для течения к центру и от центра ( зависимости от текущего радиуса п .радиуса уплотнения Гу , "Рт , Леи

Расчеты по модели и сравнение с экспериментом позволили выработать реко» мендации для рациональных величин боковых зазоров (3-4% у покрывного 2-2,5$ у рабочего дисков).

Существование в межлопаточных каналах начального участка течения с тонкими пограничными слоями и участка с полностью развитым течением .граница между которыми зависит от числа Яе, приводит в низконапорных (¥т = 0,5-0,55) РК С Ка=2,5-5мкмк переходному' режиму от гладкой к полностью шероховатой поверхности при ЯеУ>5-10* с увеличением и 4рк- При На=0,б3 и Яе,* < 1-10е течение соответствует режиму гидравлически гладких ограничивающих поверхностей со снижением ^ и ^рк-при увеличении Яе.

Для РК с Ут =0,6-0,65 на изменение напора и потерь в межлсяаточных каналах влияют одновременно вторичные, токи и силы трения на ограничивающих поверхностях. С увеличением Яе'й' до 2,5-105 наблюдаем повышение с одновременным снижением 4рк . рис.9. Чем выше.*?!, тем меньше изменяется его величина от Яе. При большой доле потерь сопротивления формы характеристики РК от числа Ке практически не изменяются.

В БЛД на начальном участке течения с тонкими пограничными слоями имеем повышенное влияние шероховатости, а на участке развитого течения при Яа=5 мкм в диапазоне Ке =3-105 -1-Ю6 может существовать гидравлически гладкое течение, что приводит в целом к слабому изменению потерь в БЛД от числа Яе. ,

Потери в ПК и ОНА определяются в значительной степени отрывными .течениями и слабо Заьисяг от числа Не.

Суммарное изменение КПД ступени в диапазоне Яе =5-104 -5 -105 определяется в основном снижением р1Т, . При Явит =5 • 105 -2 10б характер изменения КПД в равной степени определяется и гидравлическими потерями в РК и БЛД. Для малорасходных ступеней с Ф=0,01 рост КПД при увеличении от б-Ю4 до 2' •106 составил 5-10%. С ростом числа Яе наблюдаем сдвиг характеристики в сторону больших расходов. Увеличение шероховатости поверхностей приводит к сдвигу характеристики в сторону малых расходов. ...

. '

приведены результаты сравнения экспериментальных и рас-:етных данных по влиянию геометрических и газодинамических параметров на ха-яктеристики.

Получены следующие значения корректирующих коэффициентов в модели рас-(ета: Кг=Ке=0,35 Са, К4=1,0; Кш=0,12-0,15; Кр=1,0; п=1/4-1/5 после вытеснения [лоского пофаничного слоя на стороне разрежения лопатки. Для сближения рас-(етных и экспериментальных характеристик выполнен учет потерь во входном уча-тке РК до начала решетки лопаток по математической модели. Зависимость ко-ффициента потерь входного участка РК представлена в следующем виде:

"0-1

. Я ¿л П + П/к,)*]

о,ш Ша ШГ~Щб9

Рис.10 Сравнение экспарн-мевтапьвих (-•- ) ч расчетных характеристик *алорасходпой ступави._'

V/

X

ца

**

ч

Рис.11 Зависимость КПД, напора а составляющих потерь от замедления потока в РК.

гае 1(х- протяженность входного участка по меридиональной линии гока; Яср= - радиус средней линии тока; Г1По» - минимальное значе-

ше радиуса закрутения рабочего или покрывного дисков; к,- ; ""5" :

: - принимается равной С| при монотонном изменении проходного сечения или .•короста в максимальном сечении по длине между границами участка.

а

На рис.10 приведен пример сравнения расчетных и экспериментальных характеристик малорасходнон ступени.

Для сближения расчетных и экспериментальных коэффициентов потерь ЕЛД предложена корректирующая зависимость, учитывающая топологию шероховатых поверхностей стенок от механической обработки точешгем: xs'lRasui(olCp- у), гае 7" ctcf~olcrj "*ct " направление потока в средней по ширине струйке тока в БЛД, сссГ - направление донной линии тока.

Результаты расчетов по разработанной методике, рис.II, и про!рамме "Star-CD" подтверждают целесообразность выбора повышенного замедления потока в малорасходных J'K из-за интенсивных вторичных течений и пониженного градиента давления вследствие загромождения

OfiOB ■ cfil2 OfiH' ■ <Jft?V <? Ofl.I

каналов толстыми пограничными слоями. Наибольшие возможности по замедлению потока имеют РК с малонагруженным входным участком.

Численный анализ влияния размеров входа (5| , рЛ1 , Ь| ) подтвердил возможность выбора для малорасходных РК < К, * „ил с рациональным значением Р) =25 - 30° при КР =0,95-1,15.

Результаты расчета по числу и профилированию лопаток РК , влиянию Яе и шероховатости кор-релируются с экспериментальными данными.

основные положения системы проектирования и оптимизации проточных частей ЦК ВД и СВД, примеры разработанных проточных частей ЦК ВД и СВД, рекомендации по проектированию эффективных проточных частей и разработанные малорасходные ступени различной напорности и расходное™, рнс.12. 26

Dftis . ом <>№ Wt

Рис.12 Характеристики калорасходных ступеней с различными Б,т.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В ходе решения проблемы создания эффективных малорасходных проточных частей ЦК ВД и СВД получены следующие основные научные и практические результаты: 1. Рассмотрены особенности построения проточных частей ЦК ВД и СВД, выполнена классификация проблем, влияющих на выбор схемы установки, разработана методика теоретического анализа газодинамической схемы с учетом реальности компрпмируемых газов и ограничений, накладываемых динамикой и прочностью элементов.

2..Уточнена физическая картина течения в межлопаточных и осесимметричных каналах малорасходнон центробежной компрессорной ступени ЦК ВД и СВД на основе теоретического исследования вязкого потока дифференциальными методами, визуализации потока в пристенных областях межлопаточных каналов , подробного траверснроваиия потока. Раскрыт механизм взаимодействия вторичных токов с пристенным течением на лопатках и ограничивающих дисках РК и ОНА, взаимного влияния течения в БЛД, ПК и ОНА. Определены и уточнены физические и математические модели газодинамических процессов.

З..На основе полученных решений интегральными методами течения вязкого газа, математических моделей , идентификации введенных коэффициентов и корректирующих функций в решения по результатам экспериментального исследования разработан комплекс методик для расчета энергетических характеристик малорасходной ступени.

4.С применением расчетных моделей проанализированы данные экспериментальных исследований и вскрыты особенности газодинамических процессов в проточной части малорасходнон ступени при Ие\у = 5 • 104 - 5*10е в широком диапазоне изменения основных газодинамических и геометрических параметров. Подтверждена достоверность и пригодность предложенных методик расчета для практического применения в целях расчета и оптимизации проточных частей ЦК ВД и СВД.

5.Разработаны требования к моделированию условий течения в реальных проточных частях ЦК ВД и СВД на экспериментальных стендах, определены методы экспериментального исследования и методики численной обработки опытных данных, разработан и создан стенд замкнутого контура с давлением компримируемого газа до 8,5 МПа., информационно-измерительный комплекс для выполнения поэлементных исследований проточных частей ЦК ВД и СВД. Опыт создания экспе-

рнменталыюн базы может быть использован в исследовательской и промышленной практике.

б.Разработаны рекомендации по проектированию элементов проточной части, выбраны определяющие параметры оптимизации. Предложены конструкции элементов проточной части и компрессоров ВД и СВД, защищенные авторскими свидетельствами, разработаны схемы и конструкции центробежных компрессоров для компримирования этилена при Р=250 МПа, закачки газа в пласт{150-80 МПа, транспортировки попутного газа и газлифта, компримирования СО; . Разработаны малорасходгше ступени различной расходности и напорности.

Результаты работы использованы при создании ЦК СД , ВД и СВД в СМНПО им. М.В.Фрунзе, ВНИИКомпресормаше, Казанском компрессорном заводе, J1EH-НИИХИММАШе, НИТИЭМ, а также на кафедре компрессоростроения СПбГТУ в учебном процессе и при выполнении НИР,

Основное содержание диссертации отражено в следующих публикациях: • ¡.Применение модели потенциального течения для исследования неподвижных элементов центробежной ступени - Обобщенные методы анализа электрических систем: Сб. науч.тр. Смоленск: СФМЭИ, 1975, с 121-126.. (соавторы Кулагин В.А., Никифоров А.Г.)

2.Исследование малорасходной центробежной компрессорной ступени промежуточного типа. - Конструирование, технология и эксплуатация компрессорных машин различного назначения: Материалы IY Всесоюзной научно-технической конференции по компрессоростроенню. г. Сумы, 1976, с.107-111.. ( соавторы Зыков В.И., Кулагин В.А., Селезнев К.П.)-

3.Проектирование малорасходных промежуточных ступеней центробежных компрессоров высокого давления, - Химическое и нефтяное машиностроение, 1978, N7 с.3-6...(соавторы Селезнев К.П., Кулагин В.А. и др.)

«♦.Особенности течения в проточной части центробежных компрессоров высокого давления. Гидродинамика больших скоростей, выпуск 1 - Красноярск: КПИ, 1978, с.81 -94.(соавторы Кулагин В.А., Селезнев К.П.)

5.Обратно-направляющий аппарат. - В кн. Центробежные компрессоры. - Л. Машиностроение, 1982, с 169-177. (соавторы Галеркин Ю.Б., Селезнев К.П.)

б.Методнка экспериментального исследования ступеней ЦК ВД на стенде замкнутого контура - М.: Деп. в ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1985, NI447-XM7/ 6с (соавторы Васильев А.Н., Ладе 10.Б., Садовский Н.И.)

Исследование течения газа и потерь а безлопаточном диффузоре и поворотном колене. - Гидродинамика больших скоростей Межв.сб. - Красноярск: КПИ, 1986, с. 162-169 (соавтор Ладе Ю.Б.) Перспективные схемы и конструкции турбокомпрессоров ВД для повторной закачки газа в пласт. - Экспресс-информация. Отечественный опыт. Компрессорное машиностроение. Серия ХМ-5, N1. - М.: ЦИНТИХИМНЕФТЕ-МАШ, 1986, ..6...С. (соавторы Селезнев К.П., Суслина И.П., Тучина И.А.) Влияние числа Re на характеристики малорасхояных рабочих колес при различной шероховатости поверхности и диффузорности межлопаточных каналов. - Рабочие процессы компрессоров и установок с ДВС. Межв.сб. - Л.: ЛПИ, 1987, с. 19-23.. (соавторы Васильев А.Н., Власов В.М., Садовский Н.И.) (.Автоматизированный вариантный расчет проточной части ЦК ВД. - М. : Деп. в ЦИНТИХИММНЕФТЕМАШ, 1987 N1783, 14с. (соавторы Власов В.М., Селезнев К.П., Суслина И.П.)

.A.C. N1437579 СССР. Центробежный компрессор. - опубл. в Б.И. - 1988 -N42 (соавторы Васильев А.Н., Ладе Ю.Б. и др.)

^.Сравнение различных вариантов проточной части центробежного компрессора высокого давления для закачки газа в пласт. - Центробежные компрессоры высокого и сверхвысокого давления для нефтяной и газовой промышленности. Сб. трудов - М.: ВНИИХОЛОДМАШ, 1988, с172-179 (соавторы Власов В.М., Селезнев К.П., Суслина И.П.) .

i.Выбор конструкций и оценка надежности силового корпуса центробежного компрессора сверхвысокого давления . - Центробежные компрессоры высокого и сверхвысокого давления для нефтяной и газовой промышленности. Сб. трудов - М.: ВНИИХОЛОДМАШ, 1988, с 17-34 ¡. (соавторы Огурцов Б.И., Селезнев'К.П.)

■.Опытный цилиндр центробежного компрессора сверхвысокого давления. -Центробежные компрессоры высокого и сверхвысокого давления для нефтяной и газовой промышленности. Сб. трудов. - М.: ВНИИХОЛОДМАШ, 1988, с..140-145 (соавторы Бондаренко Г.А., Зиневич Г.Н. и др.) ¡.Перспективные схемы центробежных компрессоров СВД для технологических линий производства полиэтилена, низкой плотности. - Центробежные компрессоры высокого и сверхвысокого давления для нефтяной и газовой промышленности. Сб. трудов. - М.: ВНИИХОЛОДМАШ, 1988, с.179-188..(соавторы Диментова A.A., Капланский А.Ф. и др.)

JS

16.Сравнение характеристик малорасходных ступеней ЦК ВД с различнопроф лированными межлопаточными каналами. - Центробежные компрессоры bi сокого и сверхвысокого 'давления для нефтяной и газовой промышленност Сб. трудов. - М. : ВНИИХОЛОДМАШ, 1988, с.62-68. (соавторы Ладе Ю.Н Садовский Н.И., Суслнна И.П.)

17.Расчет процесса сжатия в проточной части турбокомпрессоров высокого да: ления, сжимающих углеводородные газы - Центробежные компрессоры выс< кого и сверхвысокого давления для нефтяной и газовой промышленности. CI трудов. - М.: ВНИИХОЛОДМАШ, 1988, с.Ю-16.(соавторы Власов В.М., Сус лина И.П., Тучина И.А.) • .

18.Seleznev K.P., Zuev A.V., Izmaylov R.A., Strizak L.I. Einige Probleme de Hochdruckradialverdichter - Tagung Essen, 8 u.9. November, 1988 / VDI - Ge: Energletechnick - Dusseldorf: VDI - Verl. 1988, S.509-510. 19.Разработка проточных частей компрессоров К-6,5/56-14, К-16/76-19 дл транспорта попутного газа - YI1I Всесоюзная научно-техническая конферен

ция. Тезисы докладов. Часть!. М.: ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1989, 7

i

с.(соавторы Галеркин Ю.Б., Суслина И.П., Хенталов В.И.) 20.0пределение энергетических характеристик центробежных компрессоров BJ и СВД с помощью математических моделей течения реального газа в элемен тах проточной части. - Вопросы расчета и исследования цнетробеж мы; компрессоров сверхвысокого давления - М.: ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ

1990. с. 42-51. -

21.Выбор рациональных конструкций цилиндров с выносным и встроенные приводом турбокомпрессора СВД - Вопросы расчета и исследования центра беж пых компрессоров сверхвысокого давления - М.: ЦИНТИХИМНЕФТЕ МАШ, 1990, с.51-57.(соавтора Диментова А.А.,Рекстин Ф.С.,Селезнев К.П.) ■ 22.Seleznew K.P., Strizhak L.I., Zuev A.V. Some aspects of high pressun centrifugal compressor developvent - Abstracts of the papers streszczeni; referatow international Symkom Jubilee 91. Lodz, Bronislawow pazdziernik

1991. - p.86-87.

23.0пределение энергетических характеристик малорасходных ступеней центробежных компрессоров высокого давления на основе модели вязкого течения, - Материалы YIII Всесоюзной научно-технической конференции по компрес-соростроению. Сумы, 1991, с. 27-41.. (соавторы Власов В.М., Садовский II.И., Селезнев К.П.)

24.Некоторые проблемы создання центробежных компрессоров высокого давления - CIEPLNE MASZYNY PRZEPLYWOWE, Z.102. ZESZYNY NAUKOWE POL1TECHN1KI LODZKIE) N 645, LODZ, 1992. - р.143-168. (соавторы Зуев A.B., Селезнев К.П.)

25.Некоторые проблемы создания центробежных компрессоров высокого давления - Компрессорная техника и пневматика. С.-Петербург, 1992, N1, с.9-15 (соавторы Зуев A.B., Селезнев К.П.) '

26.Совершенствование проточных частей центробежных компрессоров высокого |вления - Химическое и нефтяное машиностроение, 1992, N2, с 10-15

27.0 некоторых проблемах термогазодинамики центробежных компрессоров высокого давления - Известия высших учебных заведений, 1993, N7-9, с.65-80(соавтор Селезнев К.П.)

28.Сравнение результатов расчета вязкого потока методом конечных объемов с экспериментальными данными в неподвижных элементах малорасходной ступени центробежного компрессора - Компрессорная техника и пневматика, С.-Петербург, 1994, N3, с.40-45 (соавторы Ремезова Е.С., Рисс В. и др.)

29.Seleznev K.P., Strizak L.I. Einige Forschungsprobleme der Aerodynamik von Radialverdichtern. - Stromungstechnische Tagung, 94. Institut fur Str&mungsmechanik, Technische Universität, Dresden, 1994, s3-4.

30.0 структуре потока в рабочем колесе центробежного компрессора - Компрессорная техника и пневматика, С.Петербург, 1994, N4-5, с.12-14.(соавторы Галеркин Ю.Б., Ремезова Е.С. и др.)

31.Стенд замкнутого контура на 8,5 МПа для исследования центробежных компрессорных ступеней - Компрессорная техника и пневматика С.-Петербург, 1994, N4-5, с.72-64.(соавторы Коршунов A.B., Садовский Н.И.)

32.Некоторые результаты оптимизации геометрических и газодинамических параметров малорасходных ступеней центробежных компрессоров высокого давления - Компрессорная техника и пневматика, С.-Петербург, 1994, N4-5, с.20-23.(соавторы Власов В.М., Суслика И.П.)

33.0 расчете потерь дискового трения и протечек в малорасходных и сверхма-лорасходных ступенях центробежных компрессоров. - Компрессорная техника и пневматика, С.-Петербург, 1994, N4-5. с.27-35. (соавторы Садовский Н.И., Селезнев К.П.)