close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

9889.Экспериментальные исследования межтурбинных переходных каналов авиационных двигателей и газотурбинных установок.

код для вставкиСкачать
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Министерство образования и науки Российской Федерации
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение
высшего образования
«Оренбургский государственный университет»
Е.В. Осипов, А.Д. Припадчев, И.А. Кривошеев
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
МЕЖТУРБИННЫХ ПЕРЕХОДНЫХ
КАНАЛОВ АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
И ГАЗОТУРБИННЫХ УСТАНОВОК
Рекомендовано Ученым советом федерального государственного бюджетного
образовательного
учреждения
высшего
образования
«Оренбургский
государственный университет» в качестве учебного пособия для студентов,
обучающихся по программам высшего образования по направлению
подготовки 160100.62 Авиастроение
Оренбург
2014
1
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
УДК 629.735.02(075.8)
ББК 39.55я73
О74
Рецензент — профессор кафедры «Авиационные двигатели»,
федерального государственного бюджетного образовательного
учреждения высшего профессионального образования «Уфимский
государственный авиационный технический университет», доктор
технических наук, Д.А. Ахмедзянов
Осипов, Е.В.
Экспериментальные исследования межтурбинных переходных
каналов авиационных двигателей и газотурбинных установок:
учебное пособие / Е. В. Осипов, А. Д. Припадчев, И. А. Кривошеев;
Оренбургский гос. ун-т. – Оренбург : ОГУ, 2014. – 136 с.
ISBN
О 74
В учебном пособии рассмотрены принципы экспериментального
исследования межтурбинных переходных каналов авиационных
двигателей и наземных газотурбинных установок, представлены
мероприятия по подготовке к проведению исследований, разработке
экспериментальных установок, схем их препарирования средствами
измерительной техники, представлены методики определения основных
характеристик межтурбинных переходных каналов и обработки
результатов испытаний.
Учебное пособие предназначено для студентов направления
подготовки 160100.62 Авиастроение.
УДК 629.735.03(075.8)
ББК 39.55я73
© Осипов Е.В., Припадчев А.Д.,
Кривошеев И.А., 2014
© ОГУ, 2014
ISBN
2
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Содержание
Введение……………………………………………………………………...
5
Обозначения и сокращения………………………………………………….
7
1 Межтурбинные переходные каналы авиационных двигателей и
газотурбинных установок…………………………………………………...
10
1.1 Межтурбинные переходные каналы и их влияние на характеристики
газотурбинных двигателей………………………………………………….
10
1.2 Геометрические параметры и аэродинамические характеристики,
оценка
эффективности
межтурбинных
переходных
каналов
газотурбинных двигателей…………………………………………..……...
13
1.3 Процессы течения газового потока в диффузорных каналах ………..
18
1.4 Обзор
методов
расчетов
и
выбор
оптимальной
формы
межтурбинных диффузорных каналов…………………………………......
24
1.5 Течение в диффузорных каналах с закруткой потока на входе.
Обтекание элементов, размещенных внутри проточной части…………..
2 Экспериментальные
исследования
межтурбинных
переходных
каналов ГТД…………………………………………………………………..
2.1 Экспериментальное
изучение
течения
потока
30
в
40
элементах
газотурбинных двигателей……………………………………………..……
40
2.2 Аэродинамические трубы дозвуковых скоростей.…………………….
43
2.3 Экспериментальные стенды для исследований газодинамических
характеристик межтурбинных переходных каналов………………………
47
2.4 Экспериментальная установка для исследований межтурбинного
переходного диффузора с расположенным на выходе СА турбины..……
50
2.5 Методика проведения испытаний и обработки экспериментальных
данных межтурбинного переходного диффузора с расположенным на
выходе соплового аппарата турбины……………………….………………
2.6 Современные
высокоэффективные
способы
создания
экспериментальных моделей.………..……..……..……..……..……..…….
3
55
68
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
3 Результаты
экспериментальных
исследований
межтурбинных
переходных каналов газотурбинных двигателей…………………………..
72
3.1 Исследование газодинамических характеристик и особенностей
течения в межтурбинном коническом переходном диффузоре и системе
«переходный диффузор — СА турбины»…………………………………..
72
3.1.1 Характеристики входного устройства…..……………………………
72
3.1.2 Распределение углов потока по высоте канала на входе и выходе
из переходного диффузора.………………………………………………….
75
3.1.3 Распределение статического давления на наружном и внутреннем
обводах переходного диффузора………..………………………………….
77
3.1.4 Газодинамические характеристики и особенности течения потока
в коническом переходном диффузоре, влияние стоек и обтекателей……
79
3.1.5 Газодинамические характеристики и особенности течения потока
в системе «диффузор — СА турбины», влияние стоек и обтекателей..…
3.2 Улучшение
газодинамических
характеристик
90
конического
переходного диффузора с расположенным на выходе соплового
аппарата турбины, исследование особенностей течения….………………
93
3.2.1 Метод улучшения газодинамических характеристик конического
переходного диффузора с сопловым аппаратом турбины………………...
93
3.2.2 Анализ по расходным характеристикам вариантов переходного
диффузора с сопловым аппаратом турбины…..…………………………...
106
3.2.3 Газодинамические характеристики и особенности течения в
переходном диффузоре с сопловым аппаратом турбины………………… 112
3.2.4 Газодинамические
характеристики
и
особенности
течения
газового потока в переходном диффузоре…………………………………
116
3.3 Исследование влияния углов установки стоек и обтекателей на
потери в переходном диффузоре с СА турбины…………………………... 123
Заключение…………………………………………………………………... 127
Список использованных источников………………………………………. 130
4
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Введение
При разработке современных авиационных двигателей и наземных
газотурбинных установок (ГТУ) широко используются расчетные методы
оптимизации
геометрии
и
газодинамических
характеристик
элементов
проточной части. В то же время, существуют конструкции, расчеты которых не
возможны с достаточной точностью и соответствием реальным физическим
процессам.
К
числу
таких
конструкций
относится
и
большинство
межтурбинных переходных диффузоров, соединяющих независимые турбины в
многокаскадных газотурбинных двигателях (ГТД).
Для создания высокоэкономичных авиационных двигателей и снижения
их массы необходимо оптимизировать параметры, в том числе геометрические,
их элементов и узлов. Анализ конструкций современных ГТД показывает, что в
турбореактивных двухконтурных двигателях (ТРДД) с большой степенью
двухконтурности и при конвертации авиационных ГТД в наземные ГТУ часто
используется кольцевой межтурбинный переходной диффузор с коническими
образующими, соединяющий турбины на разных диаметрах [1]. Такой
диффузор оказывает большое влияние на характеристики расположенной за
ним турбины, что влияет на экономические и эксплуатационные показатели
ГТД. Требование уменьшения массы ГТД приводит к необходимости
сокращения его длины. В этом случае проектные средние диаметры турбин
сохраняются,
а
наклон
диффузора
увеличивается,
что
ухудшает
газодинамические характеристики примыкающей на выходе турбины и самого
диффузора [2].
В настоящее время накоплено достаточно много знаний, связанных с
течением газа в элементах ГТД, изучены явления отрывов потока, поведение
отрывных и безотрывных нестационарных пограничных слоев [3–5], что
позволило разработать различные методы расчета диффузоров [6–8]. Вместе с
тем, расчеты межтурбинного переходного диффузора в ГТД с расположенными
5
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
внутри силовыми стойками и обтекателями коммуникаций, с закруткой потока
на входе не возможны с использованием одномерных, двухмерных методов
расчета и вызывает сложности в получении решения, соответствующего
физическому эксперименту в трехмерных расчетах. Поэтому определение
аэродинамических характеристик, изучение структуры течения газового потока
и оптимизация подобных конструкций возможны с использованием, главным
образом, экспериментальных методов исследований.
Важно отметить, что на сегодняшний день большинство исследований
межтурбинных переходных диффузоров с коническими обводами выполнены
обособленно, без примыкающей на выходе турбины, в то время как конический
переходной диффузор оказывает влияние на турбину, а турбина создает подпор
потока и влияет на характеристики диффузора. На эти характеристики также
влияют размещаемые внутри межтурбинного переходного диффузора стойки и
обтекатели, влияние которых усиливается от не осевого угла выхода потока из
высоконагруженных турбин современных ГТД [1].
Изучение изложенных выше вопросов становится актуальной проблемой,
стоящей перед инженерами, разработчиками газотурбинной техники.
6
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Обозначения и сокращения
АД — авиационный двигатель;
ГТД — газотурбинный двигатель;
ГТУ — газотурбинная установка;
ТРДД — турбореактивный двухконтурный двигатель;
ТВ — турбина вентилятора;
ТНД — турбина низкого давления;
КПД — коэффициент полезного действия;
ПС — пограничный слой;
СА — сопловый аппарат;
НА — направляющий аппарат;
НИЛ — научно–исследовательская лаборатория;
КС — камера сгорания;
СИТ — средство измерительной техники;
ЭВМ — электронно–вычислительная машина;
G — массовый расход воздуха, кг/с;
Gпр — приведенный массовый расход воздуха, ( кг  К  м 2) /(с  Н) ;
N — мощность ГТД, МВт;
 д — коэффициент полезного действия диффузора;
q() — приведенная плотность потока;
α2 — угол выхода потока из направляющего аппарата или угол входа в
переходной диффузор (отсчет от оси ГТД), град;
αэ — угол эквивалентного раскрытия переходного диффузора, град;
7
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
 — угол полураствора диффузора с прямолинейными стенками, град;
2 — полный угол раствора диффузора, град;
 — угол установки стоек и обтекателей, град;
F1 (вх) — кольцевая площадь на входе в переходной диффузор, м2;
F2 (вых) — кольцевая площадь на выходе из переходного диффузора, м2;
п АR — степень диффузорности;
L (N) — длина переходного диффузора, м;
d1 — втулочный (внутренний) диаметр переходного диффузора на входе,
м;
D1 — периферийный (наружный) диаметр переходного диффузора на
входе, м;
W1 — ширина переходного диффузора на входе, м;
h — высота лопатки, мм;
h — относительная высота лопатки;
ΔР — избыточное статическое давление, Па;
ΔР* — избыточное полное давление, Па;
Р* — абсолютное полное давление, Па;
Р — статическое давление, Па;
B — атмосферное давление, Па;
P i — относительное
статическое
давление
вдоль
внутреннего обводов переходного диффузора;
Pi — текущее статическое давление на обводе, Па/м2;
T* — полная температура, К;
tН — температура воздуха в помещении, 0С;
8
наружного
и
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Р*РЕС — полное давление в стендовом ресивере, Па;
tРЕС — температура в стендовом ресивере, 0С;
KL — коэффициент моделирования по линейным размерам;
i — угол натекания на стойки и обтекатели, град;
σ — коэффициент восстановления полного давления;
 P — относительные потери полного давления;
M — число Маха;
 — приведенная скорость потока;
C0 — осевая составляющая скорости, м/с;
C1(W1) — скорость потока на входе, м/с;
U1 — среднемассовая скорость в горловине диффузора, м/с;


С р  Р2  Р1   1  U12  2  — коэффициент
 

суммарного
восстановление статического давления;
   Р1*  Р2*      W12  2  — коэффициент внутренних потерь энергии

 


в канале;
ρ — плотность потока, кг/м3;
Re — число Рейнольдса;
— кинематическая вязкость, м2/с;
R — газовая постоянная рабочего тела, Дж/(кг∙К);
m — степени двухконтурности;
mН(М) — коэффициент,
учитывающий
теплофизические
натурного (модельного) рабочего тела, ((кгК)/Дж)0.5.
9
свойства
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1 Межтурбинные
переходные
каналы
авиационных
двигателей и газотурбинных установок
1.1 Межтурбинные
переходные
каналы
и
их
влияние
на
характеристики газотурбинных двигателей
Обеспечение высокой экономичности современных ТРДД достигается
применением большой степени двухконтурности m  6  8 . Для реализации
такой степени двухконтурности приходится применять мощную, часто
трансзвуковую ступень вентилятора на входе в двигатель, имеющую длинные
широкохордные лопатки. Из-за большой длины лопатки имеют большую массу
и испытывают большие центробежные нагрузки при вращении ротора, чем
обуславливаются низкие проектные частоты вращения вентилятора. В связи с
этим, для привода вентилятора применяется мощная многоступенчатая турбина
с низкой частотой вращения, заданной исходя из допустимых запасов
прочности лопаток вентилятора. Чтобы обеспечить оптимальное соотношение
окружной и осевой составляющей скорости в турбине U C0 при низкой
частоте вращения, и тем самым обеспечить высокий КПД, турбина вентилятора
проектируется на большом среднем диаметре, значительно превышающим
средний диаметр турбины газогенератора. В результате переходной канал,
соединяющий турбины, имеет большой угол наклона к оси ГТД. При этом
канал всей проточной части имеет большой изгиб, обуславливающий резкое
изменение направления потока, приводящее к отрывам и повышенным потерям
в турбине. Примеры подобных переходных каналов в составе отечественной
турбины и зарубежного ГТД показаны, на рисунках 1.1 и 1.2.
Другой острой проблемой создания авиационного ГТД является борьба за
уменьшение массы двигателя. С целью максимального снижения массы ГТД,
его элементы и узлы проектируются с минимальными запасами прочности. Для
10
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
уменьшения массы, в современном ГТД компрессор и турбину проектируют с
меньшим числом ступеней, увеличивая при этом нагрузки на ступени.
Рисунок 1.1 — Разрез турбины ГТП 10/95
Применяются трансзвуковые и сверхзвуковые ступени. Чтобы при этом
обеспечить высокий КПД используются современные достижения в области
аэрогидрогазодинамики,
экспериментальные
исследования,
программы
расчетов трехмерных вязких течений, позволяющие создавать лопатки сложной
формы, учитывающие особенности сложных пространственных течений и
позволяющие получать высокий КПД в высоконагруженных турбинах и
компрессорах с малым числом ступеней. В борьбе за уменьшение массы ГТД
все шире применяются композиционные материалы.
Уменьшение массы ГТД достигается, в том числе, уменьшением его
габаритных размеров. Длину ГТД можно уменьшить за счет сокращения длины
переходного диффузора между каскадами турбин. Однако при этом важно
сохранить высокий уровень КПД ГТД, не увеличив в нем потери.
11
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рисунок 1.2 — Разрез ТРДД PW6000
В связи с вышеперечисленным, требуется проведение исследований
межтурбинного переходного диффузора ГТД с примыкающей к нему на выходе
турбиной. Особенно важны данные исследования в ТРДД, где межтурбинный
переходной диффузор изначально имеет большой угол наклона к оси двигателя
и сокращение его длины приведет к еще большему увеличению угла наклона
диффузора, что без дополнительных исследований и внедрения специальных
конструктивных мероприятий увеличит потери в турбине и снизит КПД ГТД.
Несмотря на наличие обширной литературы по плоским, коническим и
кольцевым
диффузорам
[9–16]
с
большим
накопленным
количеством
экспериментальных данных [11–13, 17–20], пока не существует достаточно
точного метода расчёта их характеристик. Вместе с тем, область применения
диффузоров в ГТД обширна, их применяют в качестве переходников турбин,
выхлопных патрубков, элементов камер сгорания (КС), компрессоров и др.
12
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1.2 Геометрические и аэродинамические характеристики, оценка
эффективности
межтурбинных
переходных
каналов
газотурбинных
двигателей
В газотурбинных двигателях широко используются каналы кольцевой
формы [21]. Примером являются переходные каналы между каскадами
высокого и низкого давления в области компрессоров и турбин, диффузоры
камер сгорания, выхлопные патрубки компрессоров и турбин. В осевых
турбомашинах широко применяются кольцевые каналы с прямолинейными
образующими (осекольцевые или конические каналы). Применяются также
криволинейные каналы (S-образные переходные каналы или коноидальные
каналы, криволинейные выхлопные патрубки с осевым и диагональным
выхлопом).
Схема осесимметричного канала с коническими обводами и его основные
геометрические
параметры,
характеризующие
форму
сечения, показаны на рисунке 1.3.
Рисунок 1.3 — Схема осекольцевого канала
13
меридионального
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Основными
геометрическими
параметрами,
определяющими
аэродинамические характеристики кольцевых каналов, являются степень
изменения площади проходного сечения n, которая связана с изменением
скорости и имеет значения больше единицы для диффузорных каналов, а также
безразмерная длина канала L/h1. В комбинации параметры L/h1 и n определяют
величину осевого градиента давления и условия развития пограничного слоя на
образующих канала [22, 23, 24, 25].
Для характеристики геометрии переходного канала используют параметр
относительной длины L , вычисляют по формуле
L  L Dвнар
х ,
(1.1)
нар
где Dвх
— периферийный диаметр на входе в переходной диффузор, м.
Степень изменения площади проходного сечения
межтурбинного
переходного канала называется степенью диффузорности п, вычисляют по
формуле
n  Fв ых Fв х ,
(1.2)
где Fвх — кольцевые площади проточной части на входе из переходного
диффузора, м2;
Fвых — кольцевые
площади
проточной
части
на
выходе
из
переходного диффузора, м2;
Для
характеристики
режима
работы
кольцевого
канала
часто
используется эквивалентный угол раскрытия,  э , [26–28], вычисляют по
формуле
14
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Fвх  Fвых
 n 1 
 (2  arctg )  
.
(
2

L
)
h
 L

1
 э  (2  arctg ) 
(1.3)
Важными параметрами являются углы наклона наружной (периферийной)
и
внутренней
(втулочной)
образующих
поверхностей
канала,
их
соотношение — плоский меридиональный угол  , град., который согласно [26–
28], вычисляют по формуле

1  2
2

 (h h )  1
 (2  arctg )   2 1
,
2
(
2

L
)
h

1 
(1.4)
где h1 — высоты проточной части переходного диффузора на входе, м;
h2 — высоты проточной части переходного диффузора на выходе, м;
Для характеристики аэродинамических качеств кольцевых каналов
используются различные коэффициенты [22, 23, 26, 29, 30], которые
целесообразно
использовать
по
максимальной
информативности
применительно к особенностям рабочего процесса [21].
Коэффициент внутренних потерь энергии в канале как участке
магистрали с местным сопротивлением вычисляется по разности полных
давлений в долях от динамического давления во входном сечении канала  Д ,
вычисляют по формуле
Д
P1*  P2*

,
( 1  c12 )
2
где P1* — полные давления на входе из канала, Па;
15
(1.5)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
P2* — полные давления на выходе из канала, Па;
ρ1 — плотность потока во входном сечении канала, кг/м3;
c1 — скорость потока во входном сечении канала, м/с.
Этим
коэффициентом
удобно
пользоваться
при
анализе
экспериментальных результатов и при сравнении данных, полученных в разное
время разными авторами, так как этот коэффициент очень слабо зависит от
числа Маха на входе в канал в докритическом диапазоне, характерном для всех
межкаскадных переходных каналов. Согласно [23], внутренние потери полного
давления в кольцевом канале с прямолинейными образующими включают
следующие основные виды потерь: потери на внутреннее трение, потери на
вихреобразование вследствие торможения пристеночного слоя и потери на
поворот потока в изогнутых каналах.
При проектировании газотурбинного двигателя на заданные параметры
для оценки эффективности течения удобнее пользоваться коэффициентом
восстановления полного давления, равного отношению полного давления на
выходе из канала к полному давлению на входе в канал. Но его абсолютное
значительно
сильно
зависит
от
величины
входной
скорости
потока.
Коэффициент восстановления полного давления σ связан с коэффициентом
внутренних потерь  Д соотношением
  1   Д  k 2  M12  M1 ,
(1.6)
где k — показатель изоэнтропы рабочего тела;
М — число Маха на входе в канал;
П(М1) — газодинамическая функция давления, численно равная
отношению статического давления к давлению полного торможения на входе в
канал.
Коэффициент полных потерь является одной из основных оценок
эффективности каналов, устанавливаемых на выходе из газовых трактов или
16
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
других устройств турбомашин. Коэффициент полных потерь  П , кроме
внутренних потерь учитывает потери кинетической энергии с выходной
скоростью, вычисляют по формуле
 П   Д   ВС ,
где  ВС
(1.7)
 2  c22
— коэффициент потерь с выходной скоростью.

1  c12
В некоторых случаях для оценки эффективности канала используется
коэффициент полезного действия  П , характеризующий энергетическое
совершенство процесса изменения скорости в канале, вычисляют по формуле
П 
2  P2  P1 
1  П
.

( 1  c12 )  (  2  c22 ) 1   ВС
(1.8)
По коэффициенту восстановления статического давления возможно
оценить степень совершенства процесса преобразования кинетической энергии
потока в потенциальную Ср, вычисляют по формуле
CP 
Коэффициент
P2  P1
.
P1*  P1
восстановления
статического
(1.9)
давления
связан
с
коэффициентом внутренних потерь и коэффициентом потерь кинетической
энергии с выходной скоростью соотношением
CP   Д   ВС  1 .
17
(1.10)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1.3 Процессы течения газового потока в диффузорных каналах
Эффективность работы диффузоров, определяемая структурой потока в
них, зависят от степени диффузорности, угла раскрытия, формы диффузора,
толщины пограничного слоя и формы профиля скорости на входе, режима
течения по критериям Рейнольдса Re и Маха М и степени начальной
турбулентности.
Исследования характеристик плоских диффузоров с прямолинейной
осью, выполненные Рено, А.Х. Джонстоном и С.Д. Клайном [31, 32] дали
объяснение
протекающим
в
них
процессам.
Было
установлено,
что
характеристики диффузора при разных режимах течения, - режим, где нет
заметного отрыва, режим большого неустойчивого отрыва, режим двумерного
отрыва и режим струйного течения, определяются разными геометрическими
параметрами. Режимы течения показаны линиями а, б, в, г по длине диффузора
в зависимости от угла раскрытия диффузора и степени диффузорности на
рисунке
1.4 а, б.
Данная
классификация
режимов
работы
двумерных
диффузоров с прямолинейными стенками впервые была получена по
результатам исследований К.А. Мура, С.Д. Клайна [33] и Р.М. Фокса,
С.Д. Клайна [34].
Форма кривой восстановления давления и ее связь с режимами течения
показана на рисунке 1.5.
18
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
а — первый вариант режима течения по длине диффузора;
Рисунок 1.4, лист 1 — Диаграммы режимов течения в диффузорах в
зависимости от угла раскрытия диффузора и степени диффузорности
19
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
б — второй вариант режима течения по длине диффузора.
Рисунок 1.4, лист 2
Рисунок 1.5 — Форма кривой восстановления давления и ее связь
с режимами течения
20
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
В
режиме
безотрывного
течения
восстановление
давления C P
определяется отношением площадей, в режиме большого неустойчивого
отрыва углом раствора диффузора, а в режимах двумерного отрыва и струйного
течения не зависит от геометрических параметров. Условия на входе в
диффузор влияют сильнее на уровень характеристик, чем режим течения. При
увеличении
толщины
характеристики
пограничного
ухудшаются.
При
слоя
на
входе
постоянном
в
диффузор
отношении
его
площадей
максимальный КПД, максимальное восстановление давления и минимальные
потери напора достигаются при угле раскрытия соответствующем 2  70 . Для
каждой длины диффузора имеется свое наилучшее отношение площадей,
обеспечивающее максимальное восстановление давления.
При малых углах раскрытия и степени диффузорности течение в
диффузоре безотрывное, рисунок 1.6 а, и устойчивое [21]. Возмущения потока
у стенки отсутствуют. Этот режим течения характерен для безотрывных
диффузоров — трубопроводов, газоходов, насосов. По данным [35, 36] такой
режим имеет место при γ<(60–100), n=1,2–1,31.
а — плавное безотрывное течение;
б — предотрывное состояние потока;
Рисунок 1.6, лист 1 — Схематическое представление режимов течения в
диффузоре
21
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
в — отрыв переходного типа;
г — полностью развитый установившийся отрыв;
д — струйное течение.
Рисунок 1.6, лист 2
При
увеличении
степени
диффузорности
и
угла
раскрытия
в
пристеночной области диффузора наблюдаются волнообразные возмущения,
предшествующие отрыву потока, но микроотрывов еще нет. Картины течения в
плоском диффузоре, полученные В. Н. Даниловцевым и Ю. Н. Васильевым [35]
показывают, что предотрывные явления имеют место при γ=(80–120), n=1,3–2.
Под влиянием положительного градиента давления происходит увлечение
неактивных масс основной частью потока. При этом заторможенные массы
распределены по всей длине диффузора. В результате в диффузоре имеет место
22
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
пристеночный слой смешения, рисунок 1.6 б. Образование этого смешения
происходит за счет проникновения активного потока в заторможенную область.
На значительной длине предотрывных диффузоров выполняется условие τw→0,
где τw — напряжение трения на стенке, Н/м2, обеспечивающее наименьшие
потери. Таким образом, для получения максимальной восстановительной
способности
диффузора
необходимо
создать
предотрывное
состояние
пограничного слоя при возможно меньшей его толщине [6, 29, 35, 37].
Для описания последующих режимов течения, наблюдаемых при
увеличении угла раскрытия и степени диффузорности, рассмотрим явление
отрыва потока [21]. Вследствие того, что по длине диффузора скорость течения
продолжает уменьшаться, при определенных значениях угла раскрытия и
степени диффузорности возникает состояние потока, при котором запас
кинетической энергии в пограничном слое становится недостаточным для
преодоления положительного градиента давления, и поток отрывается от
стенок.
Наблюдается три существенно различных режима течения с отрывом
потока:
1. Режим течения с неустановившимся отрывом потока. Возникает
трехмерный отрыв переходного типа. Образуется большая переходная область,
в которой положение, размеры и интенсивность отрыва изменяются во
времени. В этом режиме наблюдаются сильные пульсации течения, рисунок
1.6 в. По данным [35, 36] такой режим течения имеет место при γ=(120–140),
n =1,56–2,2.
2. Режим полностью развитого отрыва потока. Существует область
полностью развитого отрыва, имеющая треугольную форму и образованная
турбулентным возвратно-циркуляционным течением от выходного сечения
диффузора почти до его горла. Непрерывный основной поток спокойно
движется около другой стенки, рисунок 1.6 г. По данным [35, 36], такой режим
течения имеет место при γ=200, n=1,66.
23
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
3. Режим струйного течения. Возникает отрыв потока от обеих стенок.
Образуется струйное течение, при котором основной поток отрывается от
обеих стенок сразу после критического сечения и больше не присоединяется к
стенкам ниже по потоку, рисунок 1.6 д. По данным [35, 36], такой режим
течения наблюдается при γ=(300–400), n=1,9–2,18.
В работах [35, 38] отмечается сходство картин безотрывного течения в
осесимметричных и плоских диффузорах, вместе с тем, при возникновении в
канале отрыва появляются различия. Так, в плоском течении за точкой отрыва
наблюдаются устойчивые вихревые образования, интенсивность которых
определяется состоянием пограничного слоя перед отрывом и слабо изменяется
во времени. В осесимметричном канале отрыв потока имеет локальный
характер, а интенсивность образующихся вихрей быстро падает, в результате
чего их скорость движения возрастает и приближается к скорости основного
потока. В связи с этим эффективность осесимметричных диффузоров при
течении с отрывом оказывается существенно выше, чем плоских.
По аналогии с картинами течения в плоских и конических диффузорах
увеличение степени расширения при фиксированной длине кольцевого
диффузора приводит последовательно к неустановившемуся, переходному и
полностью отрывному струйному течению. При этом области отрыва в каждом
из режимов локализованы в пределах всей окружности [23, 30].
1.4 Обзор
методов
расчетов
и
выбор
оптимальной
формы
межтурбинных диффузорных каналов
Основная проблема расчетов межтурбинных диффузорных каналов
заключается в сложности отрывных явлений в отдельных зонах диффузоров
[3, 4, 38–42] и отсутствии способов адекватного моделирования этих явлений
при расчете потерь. Существующие методы расчетов [43] и программные
комплексы [44–47] для аэродинамических расчётов трёхмерных вязких
турбулентных течений хотя и позволяют обнаруживать даже такие явления, как
24
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
местные отрывы течения и вихревые зоны, нестационарные эффекты и
процессы в скачках уплотнения или волнах разрежения, всё же не
обеспечивают требуемую точность оценок КПД процессов торможения потока
в диффузорах. Одной из причин этого является выбор подходящей модели
турбулентности [48] и задание турбулентной вязкости при решении уравнений
Навье-Стокса [44–47, 49].
Необходимость повышения точности вычисления потерь в диффузорных
каналах, с одной стороны, вызвана тем, что рост потерь полного давления на
1,0 % в межтурбинном переходном канале приводит к снижению от 1,0 % до
1,5 % мощности и КПД ГТД [48], а с другой стороны, точность в оценке потерь
влияет на определение оптимальной формы канала при проектировании
переходного диффузора с минимальными потерями. Отмеченные проблемы
требуют наряду с совершенствованием методов аэродинамических расчетов
внутренних течений в каналах, также экспериментальных исследований по
опытной доводке переходников [48, 50, 51], выхлопных патрубков [52] и
других диффузорных устройств.
На сегодняшний день накоплено достаточно много опыта и разработано
методов расчетов течения газового потока в диффузорах. Многие процессы
протекающие в кольцевых диффузорах, применяемых в ГТД, близки к плоским
(двумерным) диффузорам. Рассмотренные явления в диффузорах и методы их
расчетов изложены в работах [6, 7, 9, 31, 33]. Так, Р.К. Строн и С.Д. Клайн
предложили обратный метод расчета плоских (двумерных) и осесимметричных
диффузоров, основанный на определении запаса по отрыву [6]. Метод дает
возможность управлять запасом по отрыву потока на стенке диффузоров с
прямолинейной осью при течении несжимаемой жидкости и, таким образом,
выбирать границу безопасной работы. Установлено, что преимущество
оптимального криволинейного диффузора особенно проявляется в случае
коротких диффузоров L W1  4 с небольшим загромождением потока на входе.
При выполнении конструкции важным является отсутствие острых угловых
кромок во входном сечении диффузоров, которые могут вызвать отрыв потока
25
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
в горловине диффузора. Любые углы в конструкции необходимо скруглять.
Обычное скругление угла препятствует отрыву в горловине диффузора и не
оказывает существенного влияния на рабочую характеристику. Предположено,
что в пограничных слоях на стенках оптимальных диффузоров существует
непрерывно зарождающийся отрыв. Возрастание восстановления давления C P
в оптимальном криволинейном диффузоре, по сравнению с соответствующим
прямолинейным, может достигать 40 % для коротких диффузоров.
В
представленной
диффузоров
обратным
Хокенсоном
методом
работе
[7]
о
показано
расчете
оптимальных
насколько
управление
пограничным слоем позволяет улучшить характеристики диффузоров даже с
большим отношением площадей. В работе показана возможность получения
выигрыша,
подбирая
закон
убывания
поверхностного
трения
и
соответствующее распределение площадей поперечных сечений диффузора.
Сделаны
выводы
о
необходимости
критической
оценки
методов
профилирования диффузоров и учета их взаимодействия с пограничным слоем
на входе.
В работе [9] приведен метод расчета максимального коэффициента
восстановления давления C P* на фиксированной длине в условиях несжимаемой
жидкости и турбулентных пограничных слоев на входе. Метод включает в себя
расчет
как
присоединенных,
так
и
отрывающихся
и
оторвавшихся
турбулентных пограничных слоев. По полученным результатам сделан вывод о
том, что наиболее важным при расчетах отрывающихся потоков является учет
взаимодействия между внешним (невязким) течением и пограничным слоем.
Данное утверждение подтверждается работой [53]. Представленный в ней
метод
обеспечивает
расчет
трех
режимов:
безотрывного
течения,
нестационарного срыва и полностью развитого срыва, рисунок 1.5. Полученные
результаты показывают, что основным при моделировании отрывных течений
является точное воспроизведение загромождения канала пограничными слоями
и
срывными
зонами
и
адекватное
26
описание
взаимодействия
между
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
потенциальным ядром и областями вязкого течения. Экспериментальные
исследования Эшджаи и Джонстона [54] позволили сделать ряд важных
заключений.
Ими
были
исследованы
двумерные диффузоры большой
относительной длины с прямолинейными стенками, целью которых было
изучение
режима
начала
неустойчивого
отрыва,
соответствующего
максимальному коэффициенту восстановления полного давления диффузора.
Исследовано 12 диффузоров постоянной безразмерной длины L W1  15 с
углами раствора от 40 до 240, которые охватывают режимы безотрывного
течения, перемежающегося отрыва и нестационарного отрыва. Исследования
проведены при условиях на входе: малом числе Маха ( C1  46,6 м/с),
относительном загромождении потока 21 / W1  0,027 и числе Рейнольдса
Re  2,2 105 . По результатам исследований установлено, что перед отрывом
положительный градиент больше на той стенке, на которой возникает отрыв.
Однако за точкой отрыва, наоборот, градиент давления на отрывной стенке
затухает быстрее, чем на безотрывной. Таким образом, поперечный градиент
давления изменяет знак вблизи точки отрыва. Установлено, что максимальное
восстановление давления соответствует режиму, когда на обеих боковых
стенках присутствует нестационарное обратное течение. Восстановление
давления начинает уменьшаться, когда появляется зона интенсивного
обратного течения только на одной из боковых стенок. При максимальном
восстановлении давления среднее напряжение трения не падает до нуля ни на
одной из боковых стенок. Пограничные слои на двух расходящихся стенках
диффузора практически одинаковы. Однако сразу за режимом максимального
коэффициента восстановления давления C P* течение вблизи стенок становится
полностью асимметричным.
Анализ процессов в кольцевых диффузорах и выбор оптимальной формы
межтурбинных переходных каналов выполнен, используя результаты работ
[28, 30]. Решение проблемы обоснованного выбора геометрических параметров
и определения уровня потерь в межтурбинном переходном канале на стадии
27
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
увязки ГТД выполнены в работе [30]. Объект исследований представлял
осекольцевой диффузорный канал с прямолинейными образующими. В
экспериментах
приведенная
скорость
потока
на
входе
составляла
1  0,14 C1  50 м/с, число Рейнольдса Re  2 105 . Направление потока на
входе — осевое. Входная окружная неравномерность потока создавалась
установленными на входе направляющими лопатками. Исследование течения
потока выполнено в двух кольцевых каналах, имеющих относительную длину
L  L D1
и относительный диаметр втулки на входе
d  d1 D1  0,5 .
Внутренний обвод выполнен сменным. Диффузорность первого канала
составила n  F2 F1  1,6 , второго n  1 . Угол между осью канала и средней
линией его проточной части в первом случае   10,20 , во втором   12,40 .
Результаты исследований показали большое различие обтекания внутреннего и
наружного обводов. Поток у внутреннего обвода более устойчивый и имеет
меньшую относительную толщину пограничного слоя, чем на периферии. На
периферии происходит быстрое нарастание пограничного слоя по длине канала,
который носит турбулентный характер и имеет склонность к отрыву. Тем не
менее, отрыв потока в исследованных переходных каналах отсутствует, даже
несмотря
на
значительную
неравномерность
потока.
Результаты
экспериментальных исследований по потерям (коэффициентам внутренних



потерь энергии  Д  P1*  P2* / ( 1  С12 ) / 2 ) были сопоставлены с результатами
расчетов по известным методикам. Так, наиболее простой и распространенный
полуэмпирический
результат
на
метод
12 %.
эквивалентного
Второй
метод
А.С.
диффузора
дал
Гиневского,
заниженный
основанный
на
интегральных характеристиках пограничного слоя, дал заниженный результат
на 7,6 %. Однако его применение затруднено вследствие необходимости знаний
эмпирических коэффициентов в зависимости от геометрии кольцевого
диффузора. Третий метод М.Е. Дейча, А.Е. Зарянкина определения потерь по
экспериментальным
номограммам,
основанный
на
экспериментальных
исследованиях, дал заниженный результат на 5 %. К недостатку данного метода
28
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
относится отсутствие учета неравномерности потока на входе и выходе из
переходного канала. Наиболее точными оказались результаты, полученные в
программе
расчетов
трехмерных
вязких
течений
CFX-TASCflow
с
использованием двухпараметрической модели турбулентности SST Ментера.
Погрешность определения потерь составила менее 1,0 %. Однако данный метод
требует больших временных затрат, что затрудняет его использование на этапе
проектирования. В работе сделан вывод о целесообразности и возможности
создания интегрального метода расчета потерь в кольцевых диффузорах на
основе степенного представления профиля скорости [55, 56], который позволит
быстро и корректно оценивать потери в межтурбинном переходном канале.
Созданию этого метода посвящена диссертационная работа А.В. Кащеева [28].
Используя степенное представление профиля скорости, автор разработал метод
оценки внутренних потерь полного давления безотрывного турбулентного
течения в кольцевых диффузорных каналах с положительным продольным
градиентом давления, позволяющий оперативно получать результаты, хорошо
согласующиеся с экспериментальными данными. В результате численных
исследований установлено, что определение внутренних потерь полного
давления с допущением неизменности радиальной неравномерности потока по
длине канала приводит к большим ошибкам. Экспериментально установлено,
что входная окружная неравномерность существенно увеличивает внутренние
потери полного давления в переходном диффузоре, в отличие от равномерного
течения, а диффузорность приводит к увеличению выходной неравномерности
потока. На основании этого сделаны выводы о необходимости учета окружной
неравномерности потока при проектировании межтурбинных переходных
каналов, что также согласуется с работами [7, 31, 32, 53].
Вместе с тем, в перечисленных работах не рассматривались исследования
межтурбинного переходного диффузора совместно с примыкающей к нему
турбиной, а также с установленными внутри канала стойками и обтекателями.
29
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1.5 Течение в диффузорных каналах с закруткой потока на входе.
Обтекание элементов, размещенных внутри проточной части
Стремление уменьшить массу и стоимость АД приводят к необходимости
сокращения числа ступеней турбин и компрессоров. В результате почти все
современные авиационные турбины имеют высоконагруженные ступени, для
которых характерны большие углы поворота потока в венцах. В связи с этим
турбинам присущи не осевые углы выхода потока, которые при работе в
составе с межтурбинным переходным каналом оказывают влияние на течение и
потери в переходном канале. В работе [57] было исследовано влияние
переменной
по
радиусу
входной
закрутки
потока
на
эффективность
межтурбинных переходных каналов ГТД и установлено, что характер
изменения потерь энергии в кольцевом диффузорном канале в зависимости от
входной закрутки потока определяется распределением закрутки по радиусу.
При этом в случае уменьшающейся входной закрутки по радиусу имеют место
минимальные потери, а при увеличивающейся закрутке потери энергии
монотонно возрастают. Рост потерь объясняется определяющим влиянием
втулочных сечений канала. В случае же уменьшающейся входной закрутки по
радиусу вклад в общие потери втулочных и периферийных сечений зависит от
средней величины закрутки по высоте, чем и объясняется наличие
минимальных потерь. Зафиксированные углы закрутки, при которых потери
минимальны — от 30 до 80. Выявлено соотношение входного и выходного
радиусов сопряжения цилиндрических и конических участков межтурбинного
переходного канала, обеспечивающее минимальные потери энергии в канале
при любом распределении по радиусу входной закрутки потока.
Подробные исследования закрученного течения в кольцевых диффузорах
с коническими стенками выполнены Лохманном, Марковски и Брукманом [22].
Экспериментальная установка показана на рисунке 1.7 и состоит из
нагнетательной камеры 1, четырех опорных элементов 2, поворотных лопаток
для закрутки потока 3, участка развития потока 4, входного и выходного
30
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
зондируемых сечений 5 и диффузора 6. Геометрия диффузоров показана на
рисунке 1.8, а параметры в таблице 1.1. Экспериментально определены
характеристики диффузоров с различными длинами, отношениями площадей и
углами наклона канала. При этом углы закрутки потока варьировались в
диапазоне от 00 до 480.
Рисунок 1.7 — Схема экспериментальной установки
Рисунок 1.8 — Геометрия диффузоров
31
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Таблица 1.1 — Параметры диффузоров
А2/А1
1,50
1,50
1,50
1,50
1,50
1,25
1,75
4,30
ϕi
100
200
00
-100
100
100
100
100
L/Δr
10
10
10
10
5
10
10
10
По полученным результатам сделаны выводы о закрученном течении в
кольцевых диффузорах. Установлено, что увеличение угла закрутки на входе и
угла
наклона
(особенно
в
сочетании)
вызывает
искажение
профиля
меридиональной скорости на выходе из диффузора, причем, чем больше угол
закрутки на входе, тем при более низком отношении площадей возникают зоны
отрывного течения. Диффузоры с большими углами наклона канала имеют
высокие потери давления, в них возможен местный отрыв потока около
наружной стенки на входе. Окружное течение почти не зависит от течения в
меридиональном направлении, о чем говорит практически полное сохранение
окружного импульса и подобие его профилей на выходе из диффузоров,
несмотря на существенное изменение характеристик меридионального течения.
Установлено, что максимум восстановления давления в диффузоре с осевым
течением на входе достигается при равнобедренной конфигурации канала,
однако с ростом угла закрутки на входе этот максимум достигается при более
высоких положительных углах наклона внутренней стенки.
В переходных каналах турбин, компрессоров, в затурбинном устройстве
ГТД в большинстве случаев устанавливаются дополнительные элементы,
выполняющие роль силовых стоек, либо коммуникаций подвода–отвода масла
и воздуха. Эти элементы являются дополнительными источниками потерь и
оказывают сильное влияние на картину течения. Так, Сэноо, Кавагути, Кодзима
и Ниси выполнили подробные экспериментальные исследования по поиску
оптимальной конфигурации опоры в кольцевых диффузорах с изменяемой
32
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
закруткой потока на входе [11]. Экспериментальная установка показана на
рисунке 1.9. Она состоит из форкамеры 1, закручивающей лопатки 2, входного
реперного сечения 3, опоры 4, кольцевой трубы 5 и кольцевого диффузора 6.
Исследуемые диффузоры образовывались одним из наружных конусов с углом
полураствора конуса 40, 60 и 80 и цилиндрического центрального тела. Степень
диффузорности
кольцевых
диффузоров
составляла
n  F2 / F1  4,72 ,
относительный диаметр втулки на входе d  d 2 / D1  0,416 . Были испытаны
пять опор, показанных на рисунке 1.10. Исследования проводились с закруткой
на входе 260. Было установлено, что наибольшие потери присутствуют при
обтекании А–опоры цилиндрического сечения, рисунок 1.10 a, а наименьшие
при
обтекании
С–опоры
аэродинамического
профиля,
рисунок 1.10 в.
Дальнейшие исследования были проведены с этим профилем.
Исследование влияния установочного угла опор показало, что можно
установить опоры таким образом, что характеристики диффузора не ухудшатся
в широком диапазоне углов закрутки потока на входе. Так, несмотря на то, что
сопротивление опор снижает восстановление давления, в диффузоре с углом
полураствора конуса 40 с опорами величина C P практически одинакова, как и в
диффузоре без опор, если угол   100 . Аналогично, в диффузоре с углами
полураствора конуса 60 и 80 величина C P так же высока, как и в случае
диффузора без опор, если угол   150 .
33
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рисунок 1.9 — Экспериментальная установка
а — А–опора (круглый цилиндр);
б — B–опора;
в — C–опора (NACA 0020);
Рисунок 1.10, лист 1 — Формы испытуемых опор
34
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
г — D–опора (NACA 0030);
д — C/–опора (NACA 0020).
Рисунок 1.10, лист 2
Небольшое
вращение
потока
в
кольцевом
диффузоре
улучшает
восстановление давления в предотрывных условиях, так как в результате
искривлений линий тока турбулентность интенсифицируется и пограничный
слой вдоль наружной стенки поддерживается тонким. Если опоры имеют
форму аэродинамического профиля и установлены как тормозящая решетка для
потока с закруткой на входе, то при прохождении через опоры давление потока
возрастает. Коэффициент восстановления давления в кольцевом диффузоре
может увеличиваться за счет слабого остаточного вращения, сохраняющегося
позади
опор.
Учитывая
эти
эффекты,
можно
значительно
увеличить
коэффициент восстановления давления в диффузоре с закруткой на входе. В
диффузоре без закрутки опоры создают слабое вращение потока, улучшающее
характеристики кольцевых диффузоров с расширяющимися наружными
стенками.
Исследования, выполненные А.Е. Ремизовым и И.В. Поляковым [48]
показали, что при наличии на входе в диффузор небольшой закрутки потока,
около 9 град, происходит уменьшение потерь и, в основном, за счет течения
вблизи наружного обвода диффузора. Наличие стоек в диффузоре усиливает
35
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
положительное влияние наружного обвода, что объясняется стабилизацией
устойчивости пограничного слоя на наружном обводе благодаря местному
разгону потока на стойках. При закрутке потока более 180, наоборот, под
влиянием
течения
вблизи
внутреннего
обвода
потери
в
диффузоре
увеличиваются. Характер изменения потерь для диффузорного канала без стоек
и со стойками практически одинаков. При большой закрутке отрывы потока в
канале без стоек могут быть более сильными, чем со стойками. Выполненные
численные исследования по потерям показали хорошее совпадение с
экспериментом только в области минимальных потерь с устойчивыми
пограничными слоями. Также были получены хорошие результаты по
кинематике потока — значениям углов потока на выходе из диффузора. Там же,
где существует предотрывное состояние пограничного слоя на обводах,
использованная k-ε модель турбулентности не позволила получить корректный
результат. Относительно спрямления потока внутри канала установлено, что
диффузор уменьшает входную закрутку потока. Это происходит под
воздействием, главным образом, внутреннего обвода диффузора. При наличии
внутри канала стоек раскрутка потока происходит на больший угол, по
сравнению с каналом без стоек. До входной закрутки от 80 до 100 шесть стоек в
канале раскручивают поток почти до осевого направления. При больших углах
входа поток раскручивается, в основном, за счет втулочных сечений. На
периферии поток практически не изменяет направление.
Детальные исследования особенностей обтекания опорного венца
кольцевого диффузора на выходе ГТД при входной закрутке потока были
выполнены в работе [58]. Исследования выполнены численным методом с
использованием программного комплекса MTFS® [47] для расчета трехмерных
вязких турбулентных течений жидкостей и газов в областях произвольной
формы. Объект исследований представлял осесимметричный кольцевой
диффузор с расположенными внутри шестью стойками и тремя обтекателями с
увеличенным миделевым сечением. Исследования влияния входной закрутки на
потери при осевой ориентации стоек и обтекателей показали следующие
36
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
результаты. При небольшой входной закрутке следы от стоек и обтекателей
имеют тенденцию к смыканию, при увеличении закрутки следы в корневой
области развиваются в кольцевой отрыв, граница которого смещается к задним
кромкам стоек. Завихренность в следе стоек и обтекателей вызывает набухание
пограничного слоя на наружном и внутренним обводах и отрыв потока с
возможным присоединением. При наличии входной закрутки влияние стоек на
потери возрастает и на углах атаки больше 150 интенсивности следов за
стойками и обтекателями сопоставимы. Установлено, что для углов закрутки
потока от 70 до 150 потери полного давления в диффузоре снижаются и
снижение коэффициента потерь может достигать от 20 % до 30 %. Входная
закрутка 100 вызывает прилипание потока с наветренной стороны, при этом
отрыва потока от внутреннего обвода ещё не происходит, завихренность же от
стоек и обтекателей минимальная. При увеличении закрутки прилипание
сохраняется, а отрыв потока с теневой стороны, завихренность за стойками,
отрывная область на внутреннем обводе увеличиваются и потери в диффузоре
возрастают. Большая закрутка увеличивает сопротивление потоку на стойках и
обтекателях в несколько раз. Изъятие стоек и обтекателей из диффузора как
при осевом натекании, так и для углов 200 и выше снизило потери в
исследованной конструкции от 1,5 до 2 раз. Механизм снижения потерь при
наличии закрутки объясняется стабилизирующим действием закрутки, при
которой на наружном обводе пограничный слой становится тоньше и отрывные
явления
практически
отсутствуют,
прилипанием
потока
к
стойке
и
незначительным отрывом на внутреннем обводе. Исследования влияния угла
установки стоек на потери при входной закрутке потока показали следующие
результаты. В вариантах с углами установки стоек и обтекателей от оси ГТД
100 и 200 локальные потери максимальны, но в результате их закручивающего
действия на поток воздействуют центробежные силы, прижимающие его к
наружному обводу, что препятствует отрыву. В результате потери в диффузоре
с углом установки стоек и обтекателей 100 при осевом угле входа в 1,5 раза
меньше, чем при угле установки 00. При угле установки стоек и обтекателей 200
37
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
потери еще несколько уменьшаются. При натекании потока под углами 00 и 150
на стойки и обтекатели, установленные под углом 100, отрыв с наветренной
стороны уменьшается, что приводит к снижению потерь, по сравнению с
натеканием без угла атаки.
Работа Н. Пономарева [13] подтверждает и дополняет, а в некоторых
случаях уточняет, приведенные выше в обзоре выводы других авторов об
особенностях обтекания стоек в диффузоре не осевым потоком. Исследования
обтекания шести стоек под углом 250, установленных по оси ГТД, показали, что
на стойках со стороны противоположной натеканию потока присутствует
отрыв, начинающийся от входной кромки стоек. За стойками образуются
вихревые жгуты, тянущиеся до выхода из диффузора. При обтекании стоек,
установленных по оси ГТД, под углом 100 установлено, что для этой закрутки
отрыв потока на стойках происходит со стороны противоположной натеканию
потока на хвостовом участке длиной четверть хорды стойки. На рисунке 1.11
приведена зависимость потерь полного давления в выходном диффузорном
устройстве от углов установки стоек при различной закрутке потока.
— ноль градусов;
— 100;
— 250.
Рисунок 1.11 — Зависимость потерь полного давления в выходном
диффузорном устройстве от углов установки стоек при различной закрутке
потока
38
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Для осевого потока в диапазоне углов установки стоек от 00 до 100 потери
в диффузоре не изменяются, при установке стоек под углом 250 потери резко
возрастают вследствие отрыва потока от стоек. В случае наличия закрутки
потока величиной 250 потери в диапазоне углов установки стоек от 00 до 250
больше, чем в исходном варианте (углы установки стоек и закрутка потока 00),
однако при угле установки стоек 100 имеется минимум потерь. Объясняется это
раскручиванием потока в диффузорном канале стойками. В случае установки
стоек под углом 250 поток ими не раскручивается, в результате потери в
диффузоре резко возрастают, что наглядно иллюстрирует график на рисунке
1.11. При угле установки стоек 100 потери на стойках возрастают
незначительно, а из-за раскрутки потока снижаются потери в диффузоре, в
результате имеет место минимум потерь.
39
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
2 Экспериментальные
исследования
межтурбинных
переходных каналов газотурбинных двигателей
2.1 Экспериментальное
изучение
течения
потока
в
элементах
газотурбинных двигателей
Изучение явлений течения газового потока, обтекания поверхностей
твердых тел осуществляется в аэродинамических трубах с использованием
измерительных средств, фиксирующих механическое взаимодействие между
средой и твердым телом [59].
Аэродинамическими трубами называются лабораторные установки,
создающие эталонный поток заданных параметров для изучения характеристик
обтекаемых твердых тел.
Основными методами экспериментальной аэромеханики являются [59]:
- натурный эксперимент (физическое моделирование);
- метод аналогий;
- опыты на моделях.
Натурный эксперимент дает наиболее достоверные зависимости между
получаемыми параметрами, но очень сложен и требует больших затрат
времени, труда и средств. В ряде случаев нужны оценки до того, как объект
существует. Поэтому опыты в натурных условиях являются заключительными
после всех расчетно–теоретических работ, экспериментов на моделях или
аналогиях, предшествующих созданию любого аэромеханического объекта.
Метод аналогий основан на адекватности общих теоретических,
математических моделей разнородных физических явлений и, фактически,
является методом создания «модели моделей», т.е. имеется ряд различных
физических
уравнениями.
явлений,
Если
описываемых
при
этом
одинаковыми
выбрать
в
качестве
математическими
эквивалентной
математическую модель такого физического явления, то можно проводить
40
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
эксперименты с физическими моделями.
Метод аналогий дает лишь
приближенные зависимости параметров, характерных для данного явления.
Опыты на моделях являются наиболее распространенными во всей
современной
аэромеханике.
Данные
опыты
в
лабораторных
условиях
обеспечивают выполнение всех основных требований к эксперименту. Для
этого нужно воспроизводить или смоделировать натурные условия в
лаборатории. В основу моделирования положен закон подобия, по которому
должно выполняться равенство всех критериев подобия (чисел Re, M, Fr, Pr, St
и др.) для натуры и модели. С целью максимального приближения к натурным
условиям в экспериментальных установках необходимо равенство главных
определяющих критериев подобия, которые наиболее адекватно характеризуют
изучаемое в данном эксперименте явление.
Задача моделирования в лабораторных условиях сводится к созданию
аэродинамических труб и газодинамических стендов, в которых реализуется
диапазон скоростей от малых дозвуковых до гиперзвуковых, а также
соответствующий диапазон давлений, температур, начальной турбулентности.
Геометрические параметры натурного объекта необходимо моделировать при
небольших размерах моделей.
Перед аэродинамическим экспериментом ставятся цели:
- верификация развивающихся аналитических и численных методов;
- получение
из
эксперимента
соотношений
между
параметрами,
характерных для данного явления;
- получение исходных данных для построения новых теорий.
Экспериментальные
установки
(аэродинамические
подразделяются на диапазоны моделируемых параметров:
- малых скоростей, м/с — V=0–100;
- трансзвуковых скоростей — M=0,3–1,3;
- сверхзвуковых скоростей — M=1,5–4;
- гиперзвуковых скоростей — M=5–25.
41
трубы)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Во всех аэродинамических трубах в настоящее время решается большое
многообразие различных задач, основными из которых являются:
- невязкие течения, поля параметров вне пограничного слоя (ПС);
- пристенные
течения,
ламинарные
и
переход
к
турбулентному
состоянию;
- отрывные течения, в том числе и при взаимодействии скачков с ПС;
- аэродинамические характеристики моделей при изменении геометрии
элементов и параметров потока.
При этом во всех случаях необходимо измерять:
- параметры потока — числа M, Re и др.;
- поля давлений на поверхностях моделей;
- поля давлений, скоростей и температур в окрестности тел.
Поэтому экспериментатор должен кроме аэромеханики владеть теорией
подобия и размерностей, методологией эксперимента (экспериментальные
установки, методы и средства измерений, системы автоматизированного сбора
и обработки результатов измерений), математическими методами, метрологией
и теорией планирования эксперимента.
Растущая роль ЭВМ в аэродинамических исследованиях сочетает
численные расчеты с использованием экспериментальной информации,
накапливающейся в базах данных, что будет способствовать развитию
верифицированных моделей и методов расчета.
Так как наиболее распространенным методом в экспериментальной
аэрофизике является моделирование явлений в лабораторных условиях, то
большое
значение
обоснованно
приобретает
выбрать
систему
теория
моделирования,
определяющих
позволяющая
безразмерных
критериев
подобия. Теория подобия значительно облегчает обработку экспериментальных
данных.
42
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
2.2 Аэродинамические трубы для дозвуковых скоростей
Для аэродинамических труб малых дозвуковых скоростей наиболее
важным фактором являются силы трения и вязкости потока, а влияние
сжимаемости пренебрежимо мало [59]. Поэтому исследования на этих
скоростях требуют равенства чисел Re при испытании модели и при работе в
естественных условиях. Но даже в этом диапазоне скоростей редко удается
достигнуть натурных чисел Рейнольдса.
В
России
использованием
первая
аэродинамическая
вентилятора
для
труба
нагнетания
малых
воздуха
скоростей
была
с
построена
К.Э. Циолковским в 1897 г. В ней он проводил исследования сопротивления тел
разной формы. Но такие трубы отличались большой неравномерностью поля
скоростей и существенной турбулентностью потока в рабочей части.
Поэтому аэродинамическая труба построенная в 1902 г. Н.Е. Жуковским
в Московском университете, уже работала по принципу всасывания воздуха, в
ней
вентилятор
располагался
за
моделью.
Простейшая
схема
такой
аэродинамической трубы показана на рисунке 2.1.
Рисунок 2.1 — Схема аэродинамической трубы Н.Е. Жуковского
Вентилятором воздух засасывается через суживающийся коллектор–
сопло, затем поступает в рабочую часть, где располагается исследуемая модель.
К рабочей части примыкает диффузор, в конце которого установлен
43
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
вентилятор. Всасываемый воздух выбрасывается в помещение. В таких трубах
поле скоростей более равномерное и менее завихренное. Вместе с этим, данные
трубы прямого действия с закрытой рабочей частью имеют два существенных
недостатка. Первое, не используется энергия выброшенного воздуха, в
результате такие трубы неэкономичны. Второе, вследствие потерь на трение в
цилиндрической
рабочей
части
возникает
градиент
давления,
обуславливающий погрешность результатов измерений. Этот недостаток был
устранен использованием рабочей части открытого типа с камерой Эйфеля,
рисунок 2.2.
Рисунок 2.2 — Схема аэродинамической трубы Эйфеля с открытой рабочей
частью
Вопрос экономичности решаются применением аэродинамических труб
замкнутого типа, рисунок 2.3. В таких трубах воздух циркулирует по
замкнутому контуру, проходя через диффузор, обратный канал и поворотные
колена и сопло. Для обеспечения безотрывного течения в поворотных коленах
устанавливаются направляющие лопатки, а диффузоры применяются с малым
безотрывным углом расширения. Постепенное расширение поперечного
сечения диффузора позволяет плавно снизить скорость воздуха. В конце
диффузора расположен вентилятор вращаемый электроприводом. Изменение
скорости потока в трубе регулируется изменением числа оборотов вентилятора.
В настоящее время создание экспериментальных моделей и проведение
газодинамических исследований с использованием физического эксперимента,
44
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
отвечающих последним современным требованиям, стало возможным в
лабораторных аэродинамических трубах Аэролаб, рисунок 2.4.
Рисунок 2.3 — Схема аэродинамической трубы замкнутого типа
а — аэродинамическая труба Аэролаб;
Рисунок 2.4, лист 1 — Аэродинамическая труба Аэролаб с системой замеров
течения, с насадками для продувок моделей самолетов, крыльев, профилей,
диффузоров
45
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
б — система замеров течения;
в — результаты замеров.
Рисунок 2.4, лист 2
Аэродинамическая труба позволяет исследовать с применением средств
измерительной техники и метода визуализации течение в решетках, обтекание
моделей самолетов, крыльев, профилей, различных патрубков, в том числе
моделей переходных диффузоров.
Такие трубы в настоящее время получили широкое распространение в
научно-исследовательских
лабораториях
(НИЛ)
опытно–конструкторских
бюро, аэродинамических центров и университетов развитых стран мира.
46
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
2.3 Экспериментальные стенды для исследований газодинамических
характеристик межтурбинных переходных каналов
Исследование характеристик сборочных единиц ГТД предполагает
определение величины расхода воздуха, температуры, полных и статических
давлений, углов потока и других показателей газодинамической эффективности.
На рисунке 2.5 показана принципиальная схема аэродинамической
трубы стенда. В состав аэродинамической трубы входят: регулирующая
задвижка 1, трубопровод 2, расходное мерное сужающее устройство 3 со
стандартным соплом 4 и ресивер 5, в котором установлена выравнивающая
решетка 6. К выходному фланцу ресивера 5 через переходник 7 крепится
объект испытаний 8.
Изменение режима по давлению воздуха при испытаниях обеспечивается
регулирующей задвижкой 1.
Испытания выполняются по схеме «на наддув». Используемая в качестве
источника сжатого воздуха турбовоздуходувка ТВ-175-1,6 обеспечивает
следующие максимальные параметры потока в ресивере аэродинамической
трубы (на входе в объект испытаний):
- массовый расход, кг/с — G=3,1;
- абсолютное полное давление в ресивере, Па — Р01=1,34;
- абсолютная температура, К — Т01=340.
Используемый в качестве источника сжатого воздуха компрессор
обеспечивает следующие максимальные параметры потока в ресивере
аэродинамической трубы:
- массовый расход, кг/с — G=5,5;
- абсолютное полное давление в ресивере, Па — Р01=3,6;
- абсолютная температура, К — Т01=473.
47
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рисунок 2.5 — Схема аэродинамической трубы
При стендовых испытаниях натурного объекта, у которого воздух не
является натурным рабочим телом, закономерны выражения тМ  тН и
FН  FМ . Критерием подобия в этом случае является приведенный расход


воздуха G  T01 / P01 .
При проектировании моделей исследуемых объектов выбор масштаба
моделирования осуществлялся с учетом:
- технических
возможностей
стендового
оборудования —
турбовоздуходувки и компрессора, максимальные параметры которые
приведены выше;
- параметров
рабочего
тела
перед
натурным
объектом
исследований на номинальном режиме;
- теплофизических свойств натурного и модельного рабочих тел.
Коэффициент моделирования по линейным размерам K L , вычисляют
по формуле
*
*
GНН  TНН
FН
PММ
 mММ
KL 


 KЗ ,
*
*
FМ
PНН  mНН GММ  TММ
48
(2.1)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
где FН — натурная кольцевая площадь проточной части исследуемого
объекта, м2;
FМ — модельная кольцевая площадь проточной части исследуемого
объекта, м2;
GНН — массовый расход воздуха в натурном исследуемом объекте,
кг/с;
GММ — массовый расход воздуха в модельном исследуемом объекте,
кг/с;
*
— абсолютное полное давление в натурном исследуемом
PНН
объекте, Па;
*
— абсолютное полное давление в модельном исследуемом
PММ
объекте, Па;
*
— абсолютная полная температура в натурном исследуемом
TНН
объекте, К;
*
— абсолютная полная температура в модельном исследуемом
TММ
объекте, К;
mнн — параметр,
характеризующий
теплофизические
свойства
рабочего тела в натурном исследуемом объекте, равен 0,0395 ((кгК)/Дж)0.5;
mмм — параметр,
характеризующий
теплофизические
свойства
рабочего тела в модельном исследуемом объекте, равен 0,0404 ((кгК)/Дж)0.5;
K З — коэффициент
запаса,
учитывающий
необходимость
определения характеристик в стендовых условиях на режимах, которые
превышают номинальный режим. Коэффициент K З  1,1  1,3 .
В формуле
(2.1) параметры
с индексом
«нн» соответствуют
номинальному режиму работы натурного переходного диффузора, а
параметры
с
индексом
«мм» — максимально
возможному
стендовой турбовоздуходувки (системы технического воздуха).
49
режиму
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
2.4 Экспериментальная установка для исследований межтурбинного
переходного диффузора с расположенным на выходе соплового аппарата
турбины
Характерный для большинства современных ТРДД переходной диффузор
показан на рисунке 2.6. Область переходного диффузора находится между
рабочим колесом турбины низкого давления (ТНД) (1) и сопловым аппаратом
турбины вентилятора (ТВ) (2).
1 — рабочее колесо ТНД; 2 — сопловой аппарат ступени ТВ; 3 — стойки;
4 — обтекатели; 5 — максимальная толщина стойки; 6 — максимальная
толщина обтекателя
Рисунок 2.6 — Характерный для современных ТРДД переходной диффузор
между ТНД и ТВ
50
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Исследуемый переходной диффузор представляет собой конический
кольцевой диффузорный канал, соединяющий независимые каскады турбин на
разных диаметрах. В его проточной части расположены шесть силовых стоек
опорного венца ТНД (3) и три обтекателя (4), внутри которых размещены
подводящие и отводящие коммуникации труб подвода-отвода масла и воздуха.
Максимальная толщина обтекателей (6) примерно в четыре раза больше
максимальной толщины стоек (5).
Объемная
модель
исследуемого
переходного
диффузора
с
расположенными внутри стойками и обтекателями показана на рисунке 2.7.
Рисунок 2.7 — Объемная модель переходного диффузора с расположенными
внутри стойками и обтекателями
На номинальном режиме приведенная скорость газового потока на входе
в переходной диффузор составляет вх  0,376 , угол потока (от оси ГТД)
51
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
  200 .
Основные геометрические характеристики
приведены в таблице 2.1.
Таблица 2.1 — Основные
диффузора
геометрические
Наименование параметра
Степень диффузорности
Относительная длина
Угол раскрытия эквивалентного диффузора
переходного
характеристики
диффузора
переходного
Условное обозначение
Величина
n
2,1
L
Э
1,1
290
Для исследований межтурбинного переходного диффузора разработана
его модель, рисунок 2.8 [2]. Коэффициент моделирования переходного
диффузора по линейным размерам рассчитан по формуле (2.1) и составил
К L  4,2 . В качестве источника сжатого воздуха использована стендовая
турбовоздуходувка ТВ-175-1,6, обеспечивающая номинальный режим работы
модели переходного диффузора при коэффициенте моделирования 1:4,2 [2].
Модель переходного диффузора показана на рисунке 2.8 и состоит из входного
устройства 1, наружного и внутреннего обводов 2 и выходного участка 3.
Внутри переходного диффузора расположены шесть стоек 4 и три обтекателя 5.
На входе установлен направляющий аппарат 6, на выходе — имитатор
соплового аппарата ТВ 7. Направляющий аппарат состоит из 36, СА из 64
лопаток.
Входное устройство 1 соединяет стендовый ресивер с переходным
диффузором и обеспечивает плавный подвод воздуха. Одновременно,
наружный корпус входного устройства служит для крепления лопаток НА 6.
Наружный и внутренний обводы переходного диффузора 2 состоят из
проставок (участки 1–4), которые варьируются при испытаниях различных
вариантов переходного диффузора, что позволило исследовать влияние формы
обводов проточной части на потери и особенности течения в переходном
диффузоре и в СА.
52
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1 — лемниската; 2 — наружный и внутренний обводы диффузора; 3 —
выходной участок; 4 — стойки; 5 — обтекатели; 6 — направляющий аппарат
(аппарат закрутки); 7 — имитатор сопловых лопаток; 8 — ребра опоры
Рисунок 2.8 — Модель переходного диффузора между ТНД и ТВ
Выходной участок модели переходного диффузора 3 служит для
установки имитатора СА и связи наружного обвода переходного диффузора с
внутренним. Связь осуществляется через ребра опоры 8.
Направляющий аппарат 6 предназначен для создания закрутки потока на
входе в переходной диффузор, соответствующей наиболее распространенному
углу
в
современных
АД
на
крейсерских
режимах
полета.
Лопатки
спроектированы и установлены таким образом, что поток натекает на них под
прямым углом, а на выходе соответствует углу примерно   200 (отсчет угла
от оси ГТД).
Имитатор СА ТВ 7 служит для создания условий испытаний, близких к
натурным,
и
позволяет
выполнять
53
совместные
исследования
системы
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
«переходной диффузор — СА»:
- выявить влияние течения в переходном диффузоре на СА ТВ;
- определить совместные потери на участке «переходной диффузор —
СА».
По сравнению с натурным, имитатор СА несколько упрощен: его лопатки
имеют постоянное сечение по высоте и закреплены консольно сверху. Поэтому,
при анализе параметров на выходе из СА, следует ориентироваться не на
абсолютные
значения величин, а на качественные показатели и их
относительное сопоставление.
Установленная
на
стенде
собранная
и
препарированная
переходного диффузора показана на рисунке 2.9.
а — вид сбоку;
б – вид сверху.
Рисунок 2.9 — Собранная модель переходного диффузора на стенде
54
модель
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Расположенные внутри модели лопатки НА, стойки и обтекатели
разобранной модели переходного диффузора представлены на рисунке 2.10.
а — лопатки НА, стойки и обтекатели при виде сбоку;
б — лопатки НА, стойки и обтекатели при виде сверху.
Рисунок 2.10 — Расположенные внутри модели переходного диффузора элементы
2.5 Методика
проведения
испытаний
и
обработки
экспериментальных данных межтурбинного переходного диффузора с
расположенным на выходе соплового аппарата турбины
Для исследований конического переходного диффузора, расположенного
между ТНД и ТВ, с примыкающим на выходе СА турбины разработана схема
препарирования,
показанная
на
рисунке
2.11.
Модель
препарирована
приемниками полного и статического давления, гребенками полного давления и
отверстиями под установку аэродинамического угломера.
55
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1 — направляющий аппарат (аппарат закрутки); 2 — имитатор сопловых
лопаток
а — общий вид модели переходного диффузора;
б — сечение Б–Б;
Рисунок 2.11, лист 1 – Схема препарирования модели переходного диффузора с СА
турбины между ТНД и ТВ
56
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
в — сечение В–В;
г — сечение Г–Г;
д — сечение Д–Д.
Рисунок 2.11, лист 2
57
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Для определения поля полного давления за НА (сечение Б–Б) разработана
21-точечная шаговая гребенка, рисунок 2.11.
Приемники гребенки выставлены по направлению потока под углом 200
(от оси переходного диффузора). Положение гребенки относительно стоек,
обтекателей и других мерителей показано на рисунке 2.12. Измерение полного
давления шаговой гребенкой осуществлялось на пяти радиусах по высоте
проточной части и на шести режимах по давлению в ресивере. Показания
каждого
приемника
гребенки
выводились
на
батарейный
манометр.
Полученные значения усреднялись сначала для каждого радиуса, а затем по
всей высоте проточной части.
а — схема шаговой гребенки и ее размещение по отношению к лопаткам
направляющего аппарата
Рисунок 2.12, лист 1 — Схема препарирования модели переходного диффузора с
СА турбины между ТНД и ТВ
58
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
б — схема шаговой гребенки и ее размещение по отношению к лопаткам соплового
аппарата
Рисунок 2.12 — Схема препарирования модели переходного диффузора с СА
турбины между ТНД и ТВ
Поле
полного
определялось
на
давления
перед
имитатором
восьми
препарированных
СА
(сечение
лопатках,
В–В)
примерно
равнорасположенных по окружности. Каждая из лопаток имела по восемь
приемников для измерения давления по высоте канала, рисунок 2.13. По
результатам измерений были получены эпюры полного давления на выходе из
переходного диффузора как в области невозмущенного потока, так и в следах
от стоек и обтекателей, размещенных в проточной части.
Осреднение полей полного давления на выходе из переходного диффузора
выполнено
методом
равновеликих
площадей
и
среднеарифметическим
методом. При осреднении по равновеликим площадям кольцевое сечение на
выходе
из
переходного
диффузора
59
разбивалось
концентрическими
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
окружностями на десять равновеликих площадей. Затем по высоте канала
определены средние линии, соответствующие центрам равновеликих площадей.
Рисунок 2.13 — Схема положения приемников давления относительно стоек и
обтекателей
На пересечении средних линий с полем полного давления, измеренном по
высоте канала переходного диффузора на каждой из восьми лопаток,
определены значения полного давления, учитывающие изменение площади по
высоте канала. Далее найдено среднеарифметическое значение полного
давления для каждой из лопаток и по всем восьми лопаткам, т.е. для всего
сечения на выходе из переходного диффузора. При среднеарифметическом
осреднении среднее значение полного давления для каждой лопатки
определялось как среднеарифметическое по восьми приёмникам, а затем
находилось среднеарифметическое значение полного давления для всего
60
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
сечения. Различия между двумя методами осреднений оказались весьма
незначительными, не превышающими 0,1 % по абсолютному полному
давлению на выходе из переходного диффузора. Поэтому в качестве метода
осреднения, как наиболее простого, был принят метод среднеарифметического
осреднения.
Определение поля избыточного полного давления за СА производилось
разработанной 15-точечной шаговой гребенкой, рисунок 2.11. Траверсирование
потока выполнялось на четырех радиусах (сечение Г–Г), показанных на
рисунке. Приемники давления выставлены по углу выхода потока из СА,
равному 18,50 (от фронта решетки). Радиусы траверсирования R выбраны
исходя из получения наибольшей информации о потоке:
- R5 — минимальное гарантированное расстояние от втулки лопатки, на
котором отсутствует влияние на измерения пристеночного пограничного слоя;
- R8 — положение приемников давления находится на продолжении
линии внутреннего обвода (обозначена пунктирной линией) — примерной
границы
раздела
отрывной
зоны
и
безотрывного
течения
в
случае
возникновения отрыва в корне СА из-за наклона переходного диффузора;
- R21 — положение приемников на середине высоты лопатки в ядре
потока;
- R37 — минимальное расстояние от периферии лопатки, на котором
отсутствует влияние на измерения пристеночного пограничного слоя и
перекрыши на входе в СА;
- R39,5 — приемники давлений расположены в зоне пристеночного
пограничного слоя и перекрыши на входе в СА. Измерение полного давления
шаговой гребенкой осуществлялось на пяти радиусах по высоте проточной и
трех-пяти режимах по давлению в ресивере. Показания каждого приемника
гребенки выводились на батарейный манометр с ртутным заполнением.
Полученные значения первоначально усреднялись для каждого радиуса, а затем
по всей высоте проточной части. Место установки шаговой гребенки за СА
выбрано таким образом, чтобы влияние на измерения следов было
61
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
наименьшим. Для этого гребенка установлена за стойкой (по окружной
координате), так как след от нее значительно меньше следа от обтекателя, со
смещением в окружном направлении относительно расчетного местоположения
следа стойки, перемещающегося под воздействием закрутки потока на входе в
переходной диффузор. Положение шаговой гребенки за СА показано на
рисунке 2.12.
Наружный и внутренний обводы переходного диффузора препарированы
приемниками статического давления в количестве 22 на каждом обводе.
Приемники размещены вдоль оси переходного диффузора посередине между
стойками (для исключения влияния последних на измерения) и находятся в
одной меридиональной плоскости, рисунок 2.12.
Для измерений углов потока на входе и выходе из переходного
диффузора модель препарирована тремя отверстиями, рисунок 2.12:
- одно на входе — совпадает с положением гребенки полного давления за
НА (угломер №1);
- двумя на выходе — первое в невозмущенном потоке (угломер №2),
второе в следе от стойки (угломер №3).
Расположение
отверстий
на
выходе
определено
из
расчета
местоположения следов за стойками, смещенных под воздействием закрутки
потока на входе в переходной диффузор.
Приведенная скорость и относительный расход на входе в переходной
диффузор, на которых были проведены испытания, и соответствующие им
мощности ГТД приведены в таблице 2.2. При этом массовый расход воздуха
через модель на различных режимах составил от 1,9 до 3,1 кг/с при избыточном
полном давлении от 1300 до 3400 Па и температуре воздуха от 500 до 700 С. Такие
характеристики стенда позволили проводить исследования при максимальной
скорости на входе в исследуемый канал переходного диффузора с СА до 140 м/с,
что
соответствует
приведенной
скорости
2  0,376 ,
соответствующей
номинальному режиму работы ГТД. Испытания проводились в области
62
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
автомодельности по числу Рейнольдса 3,8 105 , близкому к числу Рейнольдса
натурных переходных диффузоров на расчетных режимах работы ГТД.
Таблица 2.2 — Соответствие относительного расхода и приведенной скорости
мощности ГТД
Мощность N, МВт

GПР, кг  К  м 2
 с  Н 
2
15
19
25
0,0689
0,0701
0,0711
0,365
0,370
0,376
В испытаниях регистрировались следующие параметры:
- атмосферное давление В, Па;
- температура воздуха в помещении tН, 0С;
- избыточное полное давление Р*РЕС, Па, и температура tРЕС, 0С, в
стендовом ресивере (на входе в модель);
- параметры потока в расходомерном устройстве, необходимые для
расчета массового расхода воздуха G, кг/с;
- избыточное статическое давление Р1, Па, перед направляющими
лопатками (1) (сечение А–А), рисунок 3.7;
- избыточное
статическое
давление
Р2, Па, за направляющими
лопатками (1) (сечение Б–Б на входе в переходной диффузор);
- избыточное полное давление Р*2, Па, за направляющими лопатками
(1);
- избыточное статическое давление Рi, Па, вдоль наружного и
внутреннего обводов проточной части переходного диффузора;
- избыточное полное давление Р*3, Па, перед имитатором сопловых
лопаток (2) (сечение В–В);
- избыточное полное давление Р*4, Па, за имитатором сопловых лопаток
(2) (сечение Г–Г).
Величины полных абсолютных давлений Р*, Па,
нормальным условиям, вычисляют по формуле
63
приводились к
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»

P*ПР  Р B .
(2.2)
Значение натурного приведенного расхода GПР, кг/с, вычисляют по
формуле
GПР
GН Т *Н
,

*
Р
(2.3)
Н
где GН — расход на входе в натурный переходной диффузор, кг/с;
Р*Н — абсолютное полное давление на входе в натурный переходной
диффузор, Па;
Т*Н — абсолютная полная температура на входе в натурный
переходной диффузор, К.
При испытаниях на стенде параметр натурного относительного расхода
GПР, кг/с, вычисляют по формуле
G  Т 2 mН


 К L2 ,

mМ
Р2
*
GПР
(2.4)
где G — расход на входе в модель переходного диффузора (за
направляющими лопатками в сечении Б–Б), кг/с;
Р*2 — абсолютное полное давление на входе в модель переходного
диффузора (за направляющими лопатками в сечении Б–Б), Па;
Т*2 — абсолютная
полная
температура
на
входе
в
модель
переходного диффузора (за направляющими лопатками в сечении Б–Б), К;
mН — коэффициент,
учитывающий
теплофизические
свойства
натурного рабочего тела и равный 0,0395 ((кгК)/Дж)0.5;
mМ — коэффициент,
учитывающий
теплофизические
модельного рабочего тела и равный 0,0404 ((кгК)/Дж)0.5.
64
свойства
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
В процессе испытаний производились измерения параметров потока,
необходимые для расчета приведенной скорости на входе в модель переходного
диффузора 2 (сечение Б–Б). Приведенная скорость 2 определялась по
значениям приведенной плотности потока q(2).
Приведенную плотность потока q(2), вычисляют по формуле
G  T 2
,
q(2 )  
P 2  FК  mМ  sin  2
(2.5)
где FК — кольцевая площадь проточной части на входе в переходной
диффузор, м2;
2 — угол выхода потока из НА, град.
Коэффициенты восстановления полного давления для отдельных частей
модели и относительные потери полного давления определялись по формулам:
- коэффициент восстановления полного давления во входном устройстве
 0 2 , вычисляют по формуле
 0 2 
P2*
;
*
PРЕС
(2.6)
- коэффициент восстановления полного давления на участке 0–3 (входное
устройство с переходным диффузором)  0 3 , вычисляют по формуле
 0 3
P3*
 * ;
PРЕС
(2.7)
- коэффициент восстановления полного давления на участке 2–3
(переходной диффузор)  2 3 , вычисляют по формуле
65
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
 2 3
P3*
;
 *
PРЕС   0  2
(2.8)
- коэффициент восстановления полного давления модели целиком
(входное устройство, переходной диффузор и СА турбины)  0 4 , вычисляют по
формуле
 0 4
P4*
 * ;
PРЕС
(2.9)
- коэффициент восстановления полного давления переходного диффузора
с СА  2 4 , вычисляют по формуле
 2 4
P4*
;
 *
PРЕС   0  2
(2.10)
- коэффициент восстановления полного давления в СА турбины  3 4 ,
вычисляют по формуле
 3 4
P4*
 *;
P3
(2.11)
- относительные потери полного давления связаны с коэффициентами
восстановления полного давления  P зависимостью
 P  (1   )  100 %;
(2.12)
- относительное статическое давление вдоль наружного и внутреннего
обводов переходного диффузора (между сечениями Б–Б и В–В) P i , вычисляют
66
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
по формуле
Pi 
Pi
,
*
PРЕС
(2.13)
где Pi — текущее абсолютное статическое давление на обводе, Па.
Величины полных давлений на входе в переходной диффузор Р*2,
которые необходимо обеспечить в испытаниях для соответствия режимам по
мощности 15, 19 и 25 МВт, определены по формуле (2.5) с учетом величины
приведенной скорости 2 (таблица 2.2).
Для определения полного давления на входе в модель переходного
диффузора Р*2, абсолютное полное давление в ресивере Р*РЕС переводилось в
Р*2 по известной величине потерь во входном устройстве 0-2 (2.6).
В испытаниях модели переходного диффузора использовались средства
измерительной
техники
(СИТ),
входящие
в
состав стенда.
Перечень
использованных СИТ приведен в таблице 2.3.
Таблица 2.3 — Использованные в исследованиях средства измерительной
техники
Наименование
измеряемого
параметра
Наименование
Тип, марка
Диапазон
Погрешность
СИТ
СИТ
измерений
измерений
1
2
3
4
5
Атмосферное
давление
Барометр
от 680 до 1100)
мбар
 0,05 %
Избыт. давление
(перепад давления
воздуха на
расходомерном
устройстве)
Избыт. давление
(полные и
статические
давления по
тракту модели)
Манометр
Станционный
чашечный
ртутный, СР-Б
Чашечный
ртутный
± 1400 мм рт. ст.
 0,2 %
± 1400 мм рт. ст.
 0,2 %
жидкостный
Манометр
жидкостный
Чашечный
ртутный
67
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Продолжение таблицы 2.3
1
2
3
4
5
Температура
воздуха
Термометр
сопротивления,
милливольтметр
узкопрофильный
ТСМ,
от 0 до 1000 С
 1,5 %
М1734
Стандартное
сужающее
устройство
-
(0–3,6) кг/с
 1,5 %
Расход воздуха
2.6 Современные
высокоэффективные
способы
создания
экспериментальных моделей
В настоящее время разработано и функционирует оборудование,
позволяющее существенно упростить и удешевить создание моделей для
проведения экспериментальных исследований [60]. Данное оборудование
может быть эффективно использовано для реализации предложенных в
диссертационной
работе
методов
улучшения
характеристик
элементов
проточной части турбин ГТД. Так, например, созданную в металле модель
переходного диффузора, описанную в разделе 2.4, возможно изготовить из
полимерного
материала.
Для
этого
используется
прототипирующая
стереолитографическая машина Viper Si2, рисунок 2.13. Ее устройство и
принцип работы показаны на рисунке 2.14.
Рисунок 2.13 — Прототипирующая стереолитографическая машина Viper Si2
68
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Прототипирующая стереолитографическая машина состоит из лазера,
системы сканирования, ванны с жидким полимером, опускаемого основания,
механизма опускания и датчика толщины слоя. В процессе работы луч лазера
движется по заданной CAD-данными траектории, воздействуя на жидкий
полимер и вызывая его отвердевание в точках воздействия. При этом основание
ванны постепенно опускается вниз вместе с формирующейся слой за слоем из
отвердевшего полимера поверхностью модели: происходит формирование
поверхности заданной геометрии.
Рисунок 2.14 — Устройство и принцип работы прототипирующей
стереолитографической машины
Полученная таким способом модель может быть использована для
проведения
газодинамических
и
гидравлических
испытаний.
Ее
преимуществом, по сравнению с изготовленной моделью из металла, является
значительно меньшая стоимость, время затраченное на изготовление и
трудоемкость
работ.
Примеры
прототипов
69
изделий,
изготовленных
с
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
использованием прототипирующей стереолитографической машины показаны
на рисунке 2.15. Это лопатки, отлитые с диском 2.15 а, рабочие лопатки
турбины 2.15 б и стержень внутренней полости охлаждаемой лопатки турбины
2.15 в. Из представленных рисунков видно, что данным способом возможно
изготавливать геометрию практически любой сложности.
а — лопатки, отлитые с диском;
б — рабочие лопатки турбины;
Рисунок 2.15, лист 1 — Прототипы изделий, изготовленных на
прототипирующей стереолитографической машине
70
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
в — стержень внутренней полости охлаждаемой лопатки турбины.
Рисунок 2.15, лист 2
71
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
3 Результаты
экспериментальных
исследований
межтурбинных переходных каналов газотурбинных двигателей
3.1 Исследование газодинамических характеристик и особенностей
течения в межтурбинном коническом переходном диффузоре и системе
«переходный диффузор — СА турбины»
3.1.1 Характеристики входного устройства
С целью согласования режимов течения в модельном переходном
диффузоре c натурным и определения полного давления на входе в переходной
диффузор (сечение Б–Б, рисунок 2.11) было исследовано входное устройство с
направляющими лопатками и определены в нем потери. Для этого подробно
исследовано поле полного давления за направляющими лопатками. Измерения
проводились шаговой гребенкой, установленной за направляющими лопатками
в сечении Б–Б, рисунок 2.11. Поток траверсировался на пяти радиусах, начиная
от корневого сечения. Исследования выполнены на шести режимах по
давлению в ресивере Р*РЕС в диапазоне от 12760 до 13470 Па.
В качестве основного параметра, характеризующего режимы испытаний,
использована приведенная скорость газового потока на входе в переходной
диффузор λ2. В качестве дополнительного режимного параметра принято
полное давление в ресивере, приведенное к атмосферному давлению Р*РЕС/В.
Потери
полного
давления
во
входном
устройстве
оценивались
коэффициентом восстановления полного давления σ0-2 по формуле (2.6).
Поле относительных давлений Р*2/Р*РЕС и Р*2/В на входе в переходной
диффузор по высоте проточной части показано на рисунке 3.1 в виде
зависимости h, h =f(Р*2/Р*РЕС, Р*2/В). При этом приведенная скорость на входе в
переходной диффузор равна λ2=0,373, что близко к номинальному режиму
работы ГТД (таблица 3.2). Полученная эпюра давления согласуется с
72
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
представлением о распределении полного давления по высоте канала за
решеткой лопаток: в середине канала в ядре потока полное давление
наибольшее, а по мере приближения к ограничивающим стенкам, в зоне
вторичных и концевых потерь, понижается.
Рисунок 3.1 — Поле полного давления на входе в переходной диффузор (за НА)
на режиме λ2=0,373
На рисунке 3.2 приведена зависимость коэффициента восстановления
*
полного давления от режима работы  02  f (2 , PРЕС
B) на участке 0–2 модели
переходного диффузора, рисунок 2.11. Графики отражают изменение потерь во
входном устройстве в зависимости от режима работы. На графиках нанесены
73
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
режимные линии, соответствующие работе ГТД на мощностях N=15, N=19 и
N=25 МВт, что позволяет оценить потери во входном устройстве для этих
режимов.
Коэффициенты восстановления полного давления σ0-2 и потерь полного
давления P0 2 во входном устройстве, определенные по формулам (2.6), (2.12)
для трех режимов работы ГТД представлены в таблице 3.1.
— N=15МВт, λ=0,365;
— N=19МВт, λ=0,370;
— N=25МВт,
λ=0,376
Рисунок 3.2 — Зависимость коэффициента восстановления полного давления
входного устройства переходного диффузора от приведенной скорости на
входе в переходной диффузор и приведенного давления в ресивере
74
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Таблица 3.1 — Коэффициенты восстановления полного давления и потерь
полного давления входного устройства для трех режимов работы ГТД
N, МВт
15
19
25
λ2
0,365
0,370
0,376
0-2
0,9939
0,9936
0,9933
P02 , %
0,61
0,64
0,67
3.1.2 Распределение углов потока по высоте канала на входе и выходе из
переходного диффузора
В исходной конструкции переходного диффузора были исследованы углы
потока на входе и выходе из него, соответственно, в сечениях Б–Б и В–В,
рисунок 2.11. Проведено траверсирование потока по высоте канала. Для
измерений
использовался
комбинированный
пневмонасадок
с
аэродинамическим угломером.
В результате проведенных исследований определен угол выхода потока
из переходного диффузора (сечение В–В).
В сечении В–В траверсирование выполнено в двух положениях
комбинированного пневмонасадка. В первом положении поток траверсировался
в ядре потока, во втором — в следе одной из стоек. Результаты исследований
угла входа потока в переходной диффузор α2 и угла выхода из него α3 по высоте
проточной части приведены на рисунке 3.3. Из рисунка видно, что угол потока
на входе в переходной диффузор изменяется по высоте проточной части от 170
до 230 с забросом у корня до 320, что объясняется влиянием радиального зазора
и концевых эффектов у корня лопатки НА модели.
75
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— за НА, сечение В–В (вход);
(выход);
— в ядре потока, сечение Г–Г
— в следе от стойки, сечение Г–Г (выход)
Рисунок 3.3 — Углы потока по высоте канала на входе и выходе из
переходного диффузора на режиме λ2 = 0,37–0,38
Характер кривой на высоте лопатки
h  0,5  0,9
вызван более
разреженной решеткой НА в верхних сечениях и частичным влиянием на
измерения следа лопатки. Средняя величина угла потока на входе в переходной
диффузор составила α2ср≈220. Угол в ядре потока на выходе из переходного
диффузора α3 (угломер № 2 на рисунке 2.12) увеличивается от корня к
периферии с 140 до 300, а в следе от стойки (угломер № 3 на рисунке 2.12)
увеличивается с 50 до 310. Средний угол в ядре потока составил α3ср≈200, а в
следе от стойки α3ср≈150, что свидетельствует о частичном спрямлении потока в
переходном диффузоре стойками и обтекателями. Величина спрямления потока
составила около 50.
76
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
3.1.3 Распределение статического давления на наружном и внутреннем
обводах переходного диффузора
Избыточное статическое давление вдоль наружного и внутреннего
обводов переходного диффузора определялось для трех вариантов исходной
конструкции с различной комбинацией стоек и обтекателей в проточной части:
- установлены стойки и обтекатели;
- обтекатели заменены стойками;
- стойки и обтекатели отсутствуют.
Относительное статическое давление вдоль наружного и внутреннего
обводов переходного диффузора P i между сечениями Б–Б и В–В (рисунок 2.11)
определялось по формуле (2.13).
Распределение
относительного
статического
давления
по
длине
переходного диффузора для трех вариантов конструкции показано на рисунке
3.4.
а — вдоль наружного обвода;
Рисунок 3.4, лист 1 — Распределение относительного статического давления
вдоль обводов переходного диффузора на режиме λ2=0,37–0,38
77
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
б — вдоль внутреннего обвода.
Рисунок 3.4, лист 2
Из рисунка видно, что на наружном обводе статическое давление
монотонно увеличивается от входа к выходу. На внутреннем обводе характер
распределения давления иной: на 1/3 длины переходного диффузора
статическое давление интенсивно возрастает, затем резко падает и далее носит
плавный характер, монотонно увеличиваясь к выходу. Скачки статического
давления
на
обводе
означают
резкое
изменение
скорости,
влекущее
образование отрывов потока и дополнительных потерь энергии в переходном
диффузоре. Такая тенденция распределения давления на внутреннем обводе
присутствует во всех трех вариантах переходного диффузора, в том числе в
варианте, где стойки и обтекатели внутри канала отсутствуют. Это
свидетельствует о том, что явление вызвано геометрией самих обводов
переходного диффузора, а не расположенными в нем стойками и обтекателями.
78
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
3.1.4 Газодинамические характеристики и особенности течения потока в
коническом переходном диффузоре, влияние стоек и обтекателей
Для определения потерь в коническом переходном диффузоре (участок 2–
3, рисунок 2.11) и выявления особенностей течения выполнены измерения
полей полного давления перед СА (2) в восьми сечениях по высоте проточной
части размещенными на восьми лопатках приемниками полного давления.
Измерение полного давления проводилось на 3–7 режимах по давлению в
ресивере для трех вариантов исходной конструкции переходного диффузора:
установлены и стойки, и обтекатели, обтекатели заменены стойками, стойки и
обтекатели отсутствуют.
На рисунке 3.5, для каждого из испытанных вариантов приведены
относительные поля полного давления по высоте лопаток СА в виде
зависимости
h, h =f(Р*3/Р*РЕС). Осредненные по окружности на выходе
переходного диффузора относительные поля полного давления трех вариантов
конструкции по высоте проточной части представлены на рисунке 3.6.
Полученные эпюры свидетельствуют о неравномерном характере изменения
полного давления как по окружности, так и по высоте проточной части. Как
видно из представленных рисунков, максимальное полное давление на выходе
из переходного диффузора достигается на высоте проточной части h ≈0,6–0,85.
Наибольшие
потери
полного
давления
присутствуют
в
корне
и
распространяются до высоты h ≈0,5. Значительно меньшие, но интенсивно
возрастающие потери полного давления зафиксированы на периферии, на
высоте проточной части h ≈0,85–1,0. Повышенные потери полного давления и в
корне, и на периферии вызваны имеющими место отрывами потока на обводах
переходного диффузора.
79
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— стойки и обтекатели отсутствуют;
стойками;
— обтекатели заменены
— исходная конструкция.
а — № 1 (3);
Рисунок 3.5, лист 1 — Поля полного давления по высоте канала на
выходе из переходного диффузора на режиме λ2=0,37–0,38 перед лопатками СА
80
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— стойки и обтекатели отсутствуют;
стойками;
— обтекатели заменены
— исходная конструкция.
б — № 2 (11);
Рисунок 3.5, лист 2
81
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— стойки и обтекатели отсутствуют;
стойками;
— обтекатели заменены
— исходная конструкция.
в — № 3 (19);
Рисунок 3.5, лист 3
82
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— стойки и обтекатели отсутствуют;
стойками;
— обтекатели заменены
— исходная конструкция.
г — № 4 (27);
Рисунок 3.5, лист 4
83
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— стойки и обтекатели отсутствуют;
стойками;
— обтекатели заменены
— исходная конструкция.
д — № 5 (36);
Рисунок 3.5, лист 5
84
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— стойки и обтекатели отсутствуют;
стойками;
— обтекатели заменены
— исходная конструкция.
е — № 6 (45);
Рисунок 3.5, лист 6
85
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— стойки и обтекатели отсутствуют;
стойками;
— обтекатели заменены
— исходная конструкция.
ж — № 7 (53);
Рисунок 3.5, лист 7
86
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— стойки и обтекатели отсутствуют;
стойками;
— обтекатели заменены
— исходная конструкция.
з — № 8 (61)
Рисунок 3.5, лист 8
87
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рисунок 3.6 — Осредненные поля относительного полного давления на выходе
из переходного диффузора по высоте проточной части на режиме λ2=0,37–0,38
Графики зависимостей коэффициента восстановления полного давления
*
переходного диффузора (участок 2–3 на рисунке 2.11)  23  f (2 , PРЕС
B) для
трех вариантов конструкции представлены на рисунке 3.7. На режиме
испытаний, соответствующем номинальному режиму работы ГТД (2=0,376),
коэффициент восстановления полного давления σ2-3 составил:
- установлены стойки и обтекатели: σ2-3=0,979;
- обтекатели заменены стойками: σ2-3=0,9825;
- стойки и обтекатели отсутствуют: σ2-3=0,984.
Коэффициенты восстановления полного давления σ2-3 и потери полного
88
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
давления Δ P2 3 определены по формулам (2.8), (2.12) для трех вариантов
исходного переходного диффузора (установлены стойки и обтекатели,
обтекатели заменены стойками, стойки и обтекатели отсутствуют) и приведены
в таблице 3.2.
— 2  0,365 ;
— 2  0,370 ;
— 2  0,376 .
Рисунок 3.7 — Зависимости коэффициента восстановления полного давления
переходного диффузора от приведенной скорости на входе в переходной
диффузор и приведенного давления в ресивере для трех вариантов конструкции
Таблица 3.2 — Коэффициенты восстановления полного давления и потерь
полного давления для трех вариантов комбинаций стоек и обтекателей в
переходном диффузоре
Обозначение
параметра
Установлены стойки и
обтекатели
Обтекатели заменены
стойками
Стойки и обтекатели
отсутствуют
2-3
0,979
0,9825
0,984
2,1
1,75
1,6
Δ P23 , %
89
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Из таблицы 3.2 следует, что потери полного давления, вносимые стойками
и обтекателями, составляют 0,5 %, а потери самого переходного диффузора без
стоек и обтекателей 1,6 %. Причем большую долю потерь из шести стоек и трех
обтекателей вносят обтекатели и составляют 0,35 %, потери от стоек равны
0,15 %.
Полученные результаты говорят о целесообразности исследования
исходной конструкции переходного диффузора со стойками и обтекателями,
установленными под незначительный угол натекания потока i=(5–7)0.
3.1.5 Газодинамические характеристики и особенности течения потока в
системе «диффузор — СА турбины», влияние стоек и обтекателей
Исследование поля полного давления на выходе из СА в системе
«диффузор — СА турбины» выполнено траверсированием потока на пяти
радиусах:
- R=5 мм;
- R=8 мм;
- R=21 мм;
- R=37 мм;
- R=39,5 мм (рисунок 2.11).
Для траверсирования использовалась 15-ти точечная шаговая гребенка
полного давления, охватывающая в измерениях шести сопловых лопаток.
Испытания проводились для трех вариантов конструкции переходного
диффузора, отличающихся наличием, отсутствием и комбинацией стоек и
обтекателей в проточной части. Испытания выполнены на 3–5 режимах по
давлению в ресивере Р*РЕС.
Распределение относительного полного давления по высоте проточной
*
*
части за СА Р4 / РРЕС для трех вариантов конструкции переходного диффузора
приведено
на
рисунке
3.8.
Зависимости
90
приведены
на
режиме,
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
соответствующем номинальному режиму работы ГТД (2=0,376). Из графиков
видно,
что
для
исходной
конструкции
наибольшее
полное
давление
зафиксировано на средней высоте лопатки h ≈0,5. От средней высоты к
периферии h ≈0,5–1,0 полное давление умеренно уменьшается, примерно на
величину 3,5 %. От средней высоты к корню h ≈0–0,5 полное давление
уменьшается интенсивно на величину 14 %.
— стойки и обтекатели отсутствуют;
стойками;
— обтекатели заменены
— исходная конструкция.
Рисунок 3.8 — Относительные поля полного давления за СА по высоте
проточной части для трех вариантов конструкции на режиме λ2=0,37–0,38
91
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Такое распределение полного давления по высоте проточной части за СА
объясняется следующим: в верхней части СА давление пониженное в
результате отрыва потока на наружном обводе переходного диффузора,
рисунки 3.5, 3.6, и из-за высоких положительных углов атаки на лопатках СА,
изменяющихся от 170 до 300 с середины канала к периферии, рисунок 3.3.
В корневой части СА резко пониженное давление объясняется, прежде
всего, влиянием на течение геометрии переходного диффузора. Внутренний
обвод переходного диффузора с внутренней полкой СА образуют излом,
рисунки 2.6, 2.11. Угол между внутренним обводом и осью ГТД составляет
около 250. Подвод рабочего тела к СА с таким углом в меридиональной
плоскости приводит к отрыву потока и образованию застойных зон, в
результате, плохому обтеканию сопловых лопаток и сильному ухудшению
аэродинамических характеристик в корневых сечениях СА.
На потери в корне СА оказывают также влияние заниженные поля
полного давления у внутреннего обвода переходного диффузора, рисунок 3.6 и
положительные углы атаки на СА, равные от 50 до 190, рисунок 3.3.
По сравнению с исходной конструкцией (установлены и стойки, и
обтекатели), в варианте переходного диффузора с обтекателями замененными
на стойки, полное давление по всей высоте лопаток СА выше, рисунок 3.8, что
закономерно, и потери меньше. В варианте переходного диффузора без стоек и
обтекателей распределение полного давления по высоте лопаток СА, по
сравнению с исходной конструкцией, изменяется иначе: в периферийной части
СА полное давление выше, что закономерно, а в корневой части, наоборот,
ниже. Пониженное полное давление в корне СА объясняется отсутствием
спрямления потока стойками и обтекателями и наличием, в связи с этим,
больших положительных углов атаки на лопатки СА, что приводит к
повышенным потерям и низкому полному давлению за СА. Настоящее
объяснение подтверждается характером изменения углов потока в следе от
стоек и в ядре потока по высоте проточной части на выходе из переходного
диффузора, рисунок 3.3. Из рисунка видно, что наибольшее спрямление потока
92
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
присутствует в корне и практически отсутствует на периферии. Спрямление
потока в корне на высоте h ≈0–0,2 составляет 100. На высоте h ≈0,2–0,5
спрямление потока снижается с 100 до 40. Соответственно, на эту же величину
уменьшаются положительные углы атаки на лопатках СА, а следовательно,
уменьшаются в них и потери.
3.2 Улучшение
газодинамических
характеристик
конического
переходного диффузора с расположенным на выходе соплового аппарата
турбины, исследование особенностей течения
3.2.1 Метод улучшения газодинамических характеристик конического
переходного диффузора с сопловым аппаратом турбины
Разработанный
метод
улучшения
газодинамических
характеристик
конического переходного диффузора с примыкающим на выходе СА турбины
представлен на рисунке 3.9.
Перед
теоретических
началом
экспериментальных
положений
были
исследований
разработаны
четыре
на
новых
основании
варианта
переходного диффузора с различной формой обводов проточной части, рисунок
3.10: варианты 2, 3, 4 и 5 (вариант 1 — исходная конструкция). В ходе
исследований разработаны дополнительные варианты — 1 а, 2 а, 3 а, 3 б и 3 в.
Сведения по основным вариантам модели переходного диффузора и их
краткие характеристики приведены в таблице 3.3. Первая цифра в обозначении
детали соответствует номеру одного из четырех участков, рисунок 2.8, а
вторая — номеру детали соответствующего варианта. При использовании в
разных вариантах одинаковых деталей номера их сохраняются. В испытаниях
обводы переходного диффузора варьировались, соответственно изменялись
размеры стоек и обтекателей, поэтому использовалось несколько их
комплектов, которые подрезались при переходе от одного варианта к другому.
93
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рисунок 3.9 — Схема метода улучшения газодинамических характеристик
межтурбинного переходного диффузора с расположенной на выходе турбиной
ГТД
Вариант 1 соответствует исходной конструкции переходного диффузора,
рисунки 2.6, 2.8. Исходный переходной диффузор имеет большой угол
раскрытия эквивалентного диффузора  Э  290 , таблица 2.1. Для достижения
минимальных потерь данный угол, согласно исследованиям С.А. Довжика [61],
не должен превышать 200, рисунок 3.11.
94
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
а — вариант 1 (Исходная конструкция);
б — вариант 1а;
Рисунок 3.10, лист 1 — Варианты проточной части переходного диффузора
с различной формой обводов
95
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
в — вариант 2;
г — вариант 2а;
Рисунок 3.10, лист 2
96
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
д — вариант 3;
е — вариант 3а;
Рисунок 3.10, лист 3
97
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ж — вариант 3б;
з — вариант 3в;
Рисунок 3.10, лист 4
98
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
и — вариант 4;
к — вариант 5;
Рисунок 3.10, лист 5
99
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
л — выносной элемент варианта 5.
Рисунок 3.10, лист 6
С учетом этого, а также ограничений на длину и изменение площади на
входе и выходе из переходного диффузора, были разработаны новые его
варианты 2–5, рисунок 3.10. Итоговое значение угла раскрытия эквивалентного
диффузора осталось тем же, в то же время текущие (местные) значения угла
имеют разный характер в средней части канала.
В связи с этим, разработанные варианты 2–5 имеют тенденцию к
поджатию проточной части, рисунок 3.10. Характер изменения их кольцевой
площади FК и углов раскрытия эквивалентного диффузора представлен на
рисунках 3.12 и 3.13. Кольцевые площади получены рассечением переходного
диффузора плоскостями, перпендикулярными оси ГТД. При этом учитывалось
загромождение
(уменьшение)
площади
расположенных в проточной части.
100
за
счет
стоек
и
обтекателей,
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
—  Д  f  э ,  Д  f  э  ;
— вх 3  0,37 ;
— вх1  0,27 ;
— вх 2  0,32 ;
— вх 4  0,42 ; — вх 5  0,47
Рисунок 3.11 — Зависимость КПД и коэффициента восстановления полного
давления диффузора от угла раскрытия эквивалентного диффузора
Область в переходном диффузоре, занимаемая стойками и обтекателями,
обозначена вертикальными линиями. Из рисунка 3.12 видно, что кольцевые
площади вариантов 2–5 на большей протяженности длины переходного
диффузора меньше исходного варианта 1. На рисунке 3.13 показано изменение
угла раскрытия эквивалентного диффузора по длине переходного диффузора.
Изменение угла раскрытия эквивалентного диффузора из-за загромождения
канала стойками и обтекателей учтено аналогичным образом. В новых
вариантах 2–5 текущие значения угла раскрытия эквивалентного диффузора на
большей протяженности длины переходного диффузора меньше, чем в
исходном варианте 1.
101
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— вариант 1;
— вариант 2; — — вариант 3 ;
— вариант 4.
Рисунок 3.12 — Изменение кольцевой площади по длине переходного
диффузора
В варианте 2, по сравнению с исходной конструкцией, изменена вторая
половина переходного диффузора, рисунок 3.10. Двухсторонним поджатием
проточной части реализовано максимальное уменьшение текущего угла
раскрытия эквивалентного диффузора, рисунок 3.13. Из рисунка видно, что в
диапазоне длины L  0,4  0,8 угол интенсивно уменьшается с 350 до 140. В
диапазоне L  0,8  1,0 переходной диффузор раскрывается, плавно сопрягаясь
с СА. В варианте 2 участок 4 внутреннего обвода спроектирован на основании
соображений,
изложенных
ниже.
Исходная
конструкция
переходного
диффузора имеет большой излом между внутренним обводом и втулкой СА
турбины. При испытаниях исходной конструкции за СА в корне был
зафиксирован
провал
модернизированный
эпюры
внутренний
полного
участок
давления.
4
В
связи
переходного
с
этим,
диффузора
спроектирован выпуклым, с «цилиндрическим» участком на выходе (имеет
102
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
«плоскую
площадку»),
рисунок
3.14.
Было
предположено,
что
это,
одновременно с поджатием потока наружным обводом, выровняет поток перед
СА и обеспечит меридиональный угол на входе в СА близкий к осевому.
В варианте 3, по сравнению с вариантом 2, за счет дополнительного
изменения участка 1, рисунок 2.8, выполнено более плавное поджатие
проточной части и на большей ее протяженности, рисунок 3.10. Распределение
кольцевой площади и угла раскрытия эквивалентного диффузора в первой
половине переходного диффузора стали плавными, без резких скачков и
изломов, рисунки 3.12, 3.13. Из рисунка 3.13 видно, что угол раскрытия
эквивалентного диффузора монотонно уменьшается с 340 до 140 в диапазоне
длины L  0,23  0,8 . Во второй половине переходного диффузора кривые угла
раскрытия эквивалентного диффузора и кольцевой площади практически
совпадают с вариантом 2.
— вариант 1;
— вариант 2;
— вариант 3;
— вариант 4;
— вариант 5
Рисунок 3.13 — Изменение угла раскрытия эквивалентного диффузора
по длине переходного диффузора
103
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Таблица 3.3 — Сведения по основным вариантам модели переходного диффузора и их краткие характеристики
ПоследовательОбозначение деталей участков
ность
Участ.1 Участ.2 Участ.3 Участ.4
испытаний
Вариант 1
1.1
2.1
3.1
4.1
(исходный)
Вариант 2
1.1
2.2
3.1
4.2
Вариант 3
1.2
2.3
3.1
4.2
Вариант 4
1.3
2.4
3.1
4.1
Вариант 5
1.4
2.5
3.1
4.3
Кол-во деталей
каждого
участка
Общее кол-во
4
5
1
3
Стойки
Обтекатели
Характеристика варианта
1-й
комплект
1-й
комплект
1-й
комплект
2-й
комплект,
подр. 1-й
раз
2-й
комплект,
подр. 2-й
раз
2-й
комплект,
подр. 3-й
раз
3-й
комплект
Соответствует исходному переходному диффузору
ГТД
Изменены участки 2 и 4
Минимальное количество изменений с максимальным
уменьшением αэ во 2-й половине переходного
диффузора
Изменены участки 1, 2 и 4
По сравнению с вариантом 2, выполнено более
плавное поджатие проточной части наружным
обводом
Изменены участки 1 и 2
Обеспечен максимально допустимый (с точки зрения
потерь) эквивалентный угол раскрытия переходного
диффузора αэ=20 град по всей длине
Изменены участки 1, 2 и 4
Реализована «перекрыша» на входе в переходной
диффузор. Во второй половине переходного
диффузора поджатием обводами уменьшен αэ, но не
так значительно, как в вариантах 2 и 3
2-й
комплект,
подр. 1-й
раз
3-й
комплект
4-й
комплект
13
104
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рисунок 3.14 — Варианты 2 и 3 проточной части переходного диффузора
В варианте 4, по сравнению с исходным вариантом 1, изменен только
наружный обвод, рисунок 3.10. Текущий угол раскрытия эквивалентного
диффузора выполнен равным 200 для минимизации потерь, согласно рисунку
3.11. Увеличиваться до 270 угол начинает перед СА турбины в диапазоне длины
L  0,88  1,0 .
Вариант
реализован
с
постоянным
углом
раскрытия
эквивалентного диффузора по всей длине переходного диффузора, рисунок
3.13, кроме области стоек и обтекателей, где вследствие загромождения этими
элементами уменьшаются кольцевая площадь и текущий угол раскрытия
эквивалентного диффузора, рисунки 3.12, 3.13.
Вариант 5 выполнен с перекрышей на входе в переходной диффузор,
рисунок 3.10. По данным [62] ее применение может снижать потери. В области
перекрыши потери локально увеличиваются, но благодаря ей уменьшается
диффузорность канала и общие потери снижаются. Введение перекрыши
способствует уменьшению скорости потока перед стойками и обтекателями,
105
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
что также положительно влияет на снижение потерь. Во второй половине
переходного диффузора поджатием проточной части обводами уменьшен угол
раскрытия эквивалентного диффузора, рисунок 3.13.
На первом этапе аэродинамических исследований определены расходные
характеристики разработанных новых вариантов переходного диффузора,
отличающихся формой обводов проточной части, рисунок 3.10. Расходные
характеристики
в
короткое
время
позволили
получить
качественную
информацию об объектах исследований. Сравнивая испытуемые варианты с
исходным вариантом 1, по уровню кривых оценивалось, насколько лучше или
хуже исследуемый вариант, по сравнению с исходным. В случае, если кривая
испытуемого варианта проходит выше исходного варианта, потери в нем
меньше, так как при этом выше пропускная способность (приведенный расход
G ПР ) данного варианта, и наоборот. На основании анализа расходных
характеристик принималось решение о проведении дальнейших подробных
исследований и их объеме. В подробных исследованиях определялись
особенности течения и потери на участке «переходной диффузор — СА
турбины», в переходном диффузоре, исследовались поля полного давления по
высоте лопаток перед и за СА турбины и поля статического давления вдоль
наружного и внутреннего обводов переходного диффузора.
3.2.2 Анализ по расходным характеристикам вариантов переходного
диффузора с сопловым аппаратом турбины
На рисунке 3.15 приведены расходные характеристики исследованных
вариантов переходного диффузора, рисунок 3.10, в системе «переходной
диффузор — СА турбины» (потери во входном устройстве не упоминаются, так
как их доля невелика). Номинальный режим работы ГТД (2=0,376), на котором
анализируются исследуемые варианты, на графике отмечен вертикальной
пунктирной линией. Из рисунка видно, что лучшими являются варианты 2 и 3.
106
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— исходная конструкция;
— вариант 3б;
— вариант 2;
— вариант 4;
— вариант 3;
— вариант 2а;
— вариант 3а;
— вариант 5
Рисунок 3.15 — Расходные характеристики вариантов переходного
диффузора с СА турбины
Их расходные характеристики выше исходной конструкции. Варианты 1а,
2а, 3а, 3б, 3в, 4 и 5, согласно расходным характеристикам, хуже исходной
конструкции.
Поджатие проточной части в варианте 2 наружным и внутренним
обводами во второй половине диффузора с применением сильновыпуклой
внутренней проставки, рисунки 3.10, 3.14, позволило повысить пропускную
способность переходного диффузора с СА турбины на 0,3 % и уменьшить
потери, рисунок 3.15.
107
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Выполнение наружного обвода в варианте 3 более плавным, по
сравнению с вариантом 2, рисунок 3.14, позволило повысить пропускную
способность переходного диффузора вместе с СА на 0,6 %, что в два раза
больше, по сравнению с вариантом 2, рисунок 3.15.
Полученные результаты потребовали детального исследования вариантов
2 и 3, в том числе полей полного давления за СА турбины и определения потерь
на участке 2–4, которые приведены в следующих разделах.
Замена внутренней проставки в варианте 3 на менее выпуклую (вариант
3а на рисунке 3.10), привела к увеличению потерь, которые стали даже выше,
чем в исходной конструкции, рисунок 3.15. Это свидетельствует о сильном и
первостепенном влиянии внутренней проставки на течение и потери в системе
«переходной диффузор — СА турбины». Анализ расходных характеристик
вариантов 3 и 3а дает основание полагать, что введение более выпуклой
внутренней проставки в выходной части переходного диффузора улучшает
обтекание СА турбины и снижает потери.
В вариантах 2а и 3б исследованы проточные части с изменением только
наружного или только внутреннего обводов во второй половине переходного
диффузора, рисунок 3.10. В варианте 2а поджатие потока выполнено одной
наружной проставкой, соответствующей варианту 2. Согласно результатам
исследований, вариант 2а оказался значительно хуже исходной конструкции,
рисунок 3.15. Он также хуже варианта 3а, в котором поджатие потока
осуществлялось обоими обводами, внутренний из которых слабовыпуклый. Это
свидетельствует о том, что уменьшение угла раскрытия эквивалентного
диффузора за счет только наружного обвода не приводит к положительному
эффекту, а значительно ухудшает течение и увеличивает потери.
В варианте 3б поджатие потока выполнено одной внутренней проставкой.
Применена сильновыпуклая проставка, показавшая большое положительное
влияние при испытаниях вариантов 2 и 3. Результаты испытаний варианта 3б
свидетельствуют, что он немного хуже исходной конструкции, рисунок 3.15.
Расходная характеристика данного варианта вблизи номинальной точки
108
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
совпала с вариантом 3а, в котором поджатие потока выполнено обоими
обводами, внутренний из которых слабовыпуклый. Испытания варианта 3б
показали
нецелесообразность
поджатия
проточной
части
конического
переходного диффузора одним только внутренним обводом.
Испытания вариантов 2а и 3б показали, что поджатие проточной части
конического переходного диффузора каким-то одним из обводов не приводят к
положительному эффекту, а ухудшают газодинамическую эффективность
конструкции. При этом влияние наружного обвода более отрицательное, чем
внутреннего. В то же время, поджатие проточной части одновременно
наружным и внутренним обводами, дает положительный эффект, что видно из
расходных характеристик вариантов 2 и 3, рисунок 3.15.
Исходя из полученных результатов, сделан вывод о том, что уменьшение
потерь в системе «переходной диффузор — СА турбины» возможно только при
использовании сильновыпуклого внутреннего обвода с одновременным
поджатием потока наружным обводом. Причем выполнение наружного обвода
более плавным, несколько поджимающим проточную часть в области стоек и
обтекателей (вариант 3), позволило повысить пропускную способность
переходного диффузора вместе с СА, по сравнению с выигрышным вариантом
2, в два раза.
В исследованиях исходной конструкции было изучено распределение
статического давления вдоль обводов переходного диффузора, рисунок 3.4. На
наружном обводе получено благоприятное распределение давления, монотонно
увеличивающееся от входа к выходу. На внутреннем обводе зафиксирован
скачек статического давления в области стоек и обтекателей. Исследования
исходной конструкции без стоек и обтекателей не выявили различий в
характере распределения давления, из чего сделан вывод, что скачек
статического давления вызван формой самого обвода, имеющего резкое
изменение кривизны, рисунок 3.10, а не стойками и обтекателями. В связи с
этим, было решено уменьшить кривизну внутреннего обвода в области стоек и
обтекателей и добиться плавного распределения статического давления вдоль
109
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
внутреннего обвода диффузора.
Исследования выполнены на базе двух вариантов: исходного и варианта
3, наилучшего по расходной характеристике. Для этого в вариантах изменена
внутренняя проставка (участок 3 на рисунке 2.8), в результате чего созданы
варианты 1а и 3в, приведенные на рисунке 3.10. Проточная часть первой
половины переходного диффузора при этом стала более поджатой.
Полученное распределение статического давления на внутреннем обводе
вариантов 1а и 3в подтвердило улучшение поля давления на внутреннем
обводе, рисунок 3.16 а. По сравнению с исходной конструкцией и вариантом 3,
эпюра давления улучшилась, стала плавной, монотонно увеличивающейся от
входа к выходу из переходного диффузора, исчез скачек давления,
зафиксированный при испытаниях исходной конструкции. Вместе с этим,
расходные характеристики данных вариантов оказались хуже исходной
конструкции, рисунок 3.15. Объясняется это следующим. Уменьшение
кривизны внутреннего обвода улучшило его обтекание и снизило местные
потери. Однако проточная часть в области стоек и обтекателей стала более
зажатой. Это привело к тому, что скорость потока перед стойками и
обтекателями возросла и потери на них увеличились. В результате, в общем
балансе потерь, потери на стойках и обтекателях оказались выше, чем выигрыш
от улучшения обтекания внутреннего обвода. В итоге суммарные потери
возросли и варианты 1а и 3в оказались хуже исходной конструкции.
Исследования варианта 4, в котором полностью изменен наружный
обвод, рисунок 3.10 показали, что расходная характеристика варианта 4,
рисунок 3.15, значительно хуже исходного варианта и немного хуже варианта
2а, в котором проточная часть поджата одной наружной проставкой участка 2,
рисунок 2.8. Это подтверждает вывод, сделанный при испытаниях варианта 2а,
о нецелесообразности уменьшения угла раскрытия эквивалентного диффузора
за счет только наружного обвода. По всей видимости, есть несколько причин
высоких потерь в варианте 4. Первое, ухудшение обтекания области перехода
внутреннего обвода в СА турбины, чему способствовала увеличившаяся
110
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
скорость течения в данной зоне вследствие поджатия проточной части
наружным обводом. Второе, увеличившаяся скорость течения газа перед
стойками и обтекателями вследствие поджатия проточной части в их области, о
чем
свидетельствует
экспериментально
полученное
распределение
статического давления варианта 4 на наружном обводе, рисунок 3.16 б, что
привело к росту потерь на стойках и обтекателях.
а — на внутреннем обводе вариантов исходная конструкция;
Рисунок 3.16, лист 1 — Распределение относительного статического давления
вдоль обводов переходного диффузора на режиме λ2=0,37–0,38
111
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
б — на наружном обводе вариантов исходная конструкция.
Рисунок 3.16, лист 2
В варианте 5 с перекрышей на входе в переходной диффузор на
наружном обводе (изменены участки 1, 2, 4 на рисунке 2.8), согласно расходной
характеристике, рисунок 3.15, потери сильно возросли. Кривая пролегла
значительно ниже всех исследованных вариантов. Объяснением этому является
большой угол наклона переходного диффузора к оси ГТД (диагональность), в
результате которого отрыв потока от наружного обвода, возникший в месте
перекрыши, развился, что привело к сильному росту потерь и ухудшению
расходной характеристики.
3.2.3 Газодинамические
характеристики
и
особенности
течения
в
переходном диффузоре с сопловым аппаратом турбины
Исследования конструкции с максимальным количеством включенных
элементов имеют большую достоверность, чем исследования каждого элемента
в отдельности, так как позволяют учитывать взаимное влияние элементов.
112
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Исследуемый переходной диффузор имеет большой угол наклона проточной
части к оси ГТД, что обусловливает сильное влияние переходного диффузора
на СА турбины. В связи с этим, главным показателем эффективности в
настоящих
исследованиях
приняты
потери
на
участке
«переходной
диффузор — СА турбины» (участок 2–4 на рисунке 2.8) и поля полного
давления за СА (сечение Г–Г на рисунке 2.11).
В связи с высокой трудоемкостью испытаний, при исследованиях полей
полного
давления
за
СА
выбраны,
согласно
методу
улучшения
аэродинамических характеристик переходного диффузора с расположенной на
выходе турбиной ГТД, рисунок 3.9, варианты 3 и 3в. Вариант 3, как наилучший,
имеющий наименьшие потери по расходным характеристикам, рисунок 3.15.
Вариант 3в как наиболее интересный, в котором исследовано влияние на
потери внутреннего обвода с меньшей кривизной на входе в переходной
диффузор (участок 3 на рисунке 2.8).
На рисунке 3.17 приведены относительные поля полных давлений за СА
для вариантов 3, 3в и исходной конструкции. Графики представлены в виде
зависимостей отношения полного давления за СА к давлению в ресивере от
абсолютной
и
соответствуют
относительной
номинальному
высоты
лопатки
режиму
работы
 
*
P4* Pрес
 f h, h .
ГТД
(λ2≈0,376).
Поля
При
исследованиях исходной конструкции было выявлено интенсивное понижение
полного давления за СА в корневой части на относительной высоте лопатки
h  0  0,5 , рисунок 3.8. Устранение резкого перехода внутреннего обвода в СА
и осуществление подвода газа к СА с минимальным меридиональным углом за
счет одновременного изменения геометрии внутреннего и наружного обводов
переходного диффузора (вариант 3 на рисунках 3.10 и 3.14) привели к
улучшению эпюры полного давления за СА, рисунок 3.17.
113
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рисунок 3.17 — Относительное поле полного давления за СА
на номинальном режиме (λ2≈0,376)
Провал полного давления на относительной высоте лопатки h  0  0,5
был устранен, что позволило получить благоприятное распределение поля
полного давления по всей высоте лопаток. В периферийной части СА поле
полного давления практически не изменилось и совпало с исходной
конструкцией.
Исследования варианта 3в в котором, по сравнению с вариантом 3, была
изменена внутренняя проставка на входе в переходной диффузор проставкой
меньшей кривизны, рисунок 3.10, подтвердили ухудшение эффективности
конструкции, зафиксированное по расходным характеристикам, рисунок 3.15. В
114
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
варианте 3в резкое изменение скорости на внутреннем обводе было устранено,
что видно из распределения статического давления, рисунок 3.16 а. Однако
проточная часть в области стоек и обтекателей стала более зажатой, что должно
было привести к увеличению скорости течения и росту потерь на стойках и
обтекателях. Последнее подтверждает рисунок 3.17, из которого видно, что
уровень относительного поля полного давления за СА варианта 3в по всей
высоте лопаток хуже варианта 3. При этом в корневой части СА h  0  0,5
поле ухудшилось заметно сильнее, чем в периферийной части СА h  0,5  1,0 .
По всей видимости, это вызвано усилившимся отрывом потока перед СА с
сильновыпуклого внутреннего обвода, рисунок 3.14, из-за возросшей на нем
скорости течения газа при поджатии проточной части в первой половине
переходного диффузора. Для оценки точности экспериментов и подтверждения
результатов испытаний варианта 3, были проведены повторные его испытания.
Чтобы оценить повторяемость результатов, испытания проводились через один
вариант после полной переборки модели. Согласно рисунку 3.17, повторно
измеренное поле полного давления за СА в варианте 3 практически полностью
совпало с измеренным первоначально.
Изменение потерь варианта 3 и исходной конструкции в зависимости от
режима на участке 0–4 (входное устройство — «переходной диффузор — СА
турбины») приведено на рисунке 3.18. Величина изменения потерь на участке
2–4 («переходной диффузор — СА турбины») может быть принята такой же,
так
как
во
всем
диапазоне
исследованных
режимов
коэффициент
восстановления полного давления на участке 0–2 (входное устройство)
меняется слабо, рисунок 3.2. Графики представлены в виде зависимостей
коэффициента восстановления полного давления от приведенной скорости на
входе в переходной диффузор  04  f 2 . Зависимости показывают, что
эффективность варианта 3 практически во всем диапазоне исследованных
режимов выше исходной конструкции. Это также было подтверждено
повторными испытаниями. Разница коэффициентов восстановления полного
115
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
давления при повторных испытаниях составила не более 0,2 %. Коэффициент
восстановления полного давления варианта 3 на номинальном режиме
(осредненный по кривым двух испытаний) увеличился, по сравнению с
исходным вариантом, на 0,6 %. Соответственно, относительные потери полного
давления  P переходного диффузора с СА уменьшились на 0,6 %.
— исходная конструкция;
— вариант 3;
— вариант 3 (повтор).
Рисунок 3.18 — Зависимость коэффициента восстановления полного
давления переходного диффузора с СА от приведенной скорости
на входе в переходной диффузор
3.2.4 Газодинамические характеристики и особенности течения газового
потока в переходном диффузоре
На рисунке 3.19 представлены осредненные по высоте проточной части и
по окружности относительные поля полных давлений на выходе из


*
переходного диффузора h, h  f P3* PРЕС
. Поля всех вариантов соответствуют
116
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
номинальному режиму работы ГТД (λ2≈0,376). На рисунке 3.19 а показаны
варианты 1а, 2, 3, 3в, исходная конструкция, на рисунке 3.19 б — варианты 4, 5,
исходная
конструкция.
Из
рисунка
3.19 а
видно,
что
кривые
всех
представленных на нем вариантов 1а, 2, 3, 3в, исходная конструкция на высоте
лопатки h  0,3  0,97 хорошо группируются вдоль одной кривой. В корневой
части на высоте лопатки h  0,1  0,3 картина распределения полей давлений
вариантов 2, 3, 3в иная и отличается от исходной конструкции и варианта 1а
пониженным давлением. Различие полей
давлений
вызвано
влиянием
геометрии внутреннего обвода вариантов 2, 3, 3в, рисунок 3.10.
— вариант 3в;
— вариант 1а; — — вариант 2;
— исходная
конструкция.
а — первый вариант;
Рисунок 3.19, лист 1 — Осредненное относительное поле полного давления на
выходе из переходного диффузора по высоте канала на номинальном режиме
(λ2≈0,376)
117
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
— вариант 5; — — вариант 4;
— исходная конструкция.
б — второй вариант.
Рисунок 3.19, лист 2
В вариантах исходная конструкция и 1а внутренний обвод конический и
его обтекание носит благоприятный характер. В вариантах 2, 3, 3в внутренний
обвод коноидальный, сильновыпуклый и при его обтекании имеет место отрыв
потока
или
предотрывное
состояние,
в
результате
чего
образуются
повышенные потери и давление понижается, рисунок 3.19 а. Однако, как было
видно из приведенных выше совместных исследований переходного диффузора
с СА варианта 3, данное ухудшение поля полного давления перед СА,
118
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
приведшее к некоторому увеличению потерь в самом переходном диффузоре,
оказалось не определяющим, по сравнению с прибавкой эффективности на
участке «переходной диффузор — СА турбины», рисунки 3.17, 3.18, где за счет
улучшения течения в СА потери значительно снизились.
Из рисунка 3.19 б видно, что уровень полного давления вариантов 4 и 5
по всей высоте канала ниже исходной конструкции. Поджатие проточной части
переходного
диффузора
одним
наружным
обводом,
рисунок
3.10,
и
обеспечение угла раскрытия эквивалентного диффузора 200 почти на всей
длине переходного диффузора привело к ухудшению поля полного давления в
центральной части канала h  0,3  0,8 и еще большему ухудшению в корневой
части канала h  0,1  0,3 . Настоящие исследования подтверждают ранее
сделанные
выводы
о
неэффективности
уменьшения
угла
раскрытия
эквивалентного диффузора только за счет наружного обвода.
В варианте 5, по сравнению с вариантом 4 и исходной конструкцией,
полное давление значительно понизилось не только в корневой части, но и по
всей высоте канала h  0,3  0,9 . Полученные результаты показывают, что
введение перекрыши на входе в конический переходной диффузор, рисунок
3.10, не целесообразно и носит резко отрицательный характер.
Для изучения влияния формы обводов конического переходного
диффузора, рисунок 3.10, на потери непосредственно в самом переходном
диффузоре
были
выполнены
устройство — переходной
исследования
диффузор),
на
рисунок
участке
2.11.
0–3
Потери
(входное
в
самом
переходном диффузоре (участок 2–3) выделены, используя характеристику
входного устройства, рисунок 3.2.
На рисунке 3.20 приведены зависимости коэффициентов восстановления
полного давления переходного диффузора от приведенной скорости на входе в
переходной диффузор  23  f 2 . По сравнению с аналогичными графиками
для исходной конструкции, рисунок 3.7, настоящие зависимости получены с
использованием шести, а не восьми приемников полного давления по высоте
119
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
канала на всех используемых для измерений восьми лопатках (сечение В–В на
рисунке 2.11), в связи с невозможностью размещения крайних приемников в
разработанных новых вариантах переходного диффузора по высоте канала,
рисунок 3.10.
Рисунок 3.20 — Зависимость коэффициента восстановления полного
давления переходного диффузора от приведенной скорости на входе в
переходной диффузор
Исследования потерь в переходном диффузоре показали, что переходной
диффузор исходной конструкции по потерям является наилучшим. Остальные
исследованные варианты имеют бóльшие потери. Из рисунка 3.20 видно, что
максимальный разброс коэффициента восстановления полного давления всех
исследованных вариантов не превышает 0,4 %. Исключение составляет вариант
5 с перекрышей на входе в переходной диффузор, рисунок 3.10. Коэффициент
восстановления полного давления этого варианта оказался меньше исходной
120
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
конструкции на 0,9 %. Ниже изложен анализ исследованных вариантов,
выполненный на номинальном режиме работы ГТД (λ2≈0,376) по мере
уменьшения коэффициента восстановления полного давления относительно
исходной конструкции.
Замена внутренней проставки в варианте 1а, рисунок 3.10, проставкой
меньшей кривизны, с целью выравнивания поля статического давления на
внутреннем обводе, рисунок 3.16 а, привели к понижению  23 на 0,13 %.
Получение
благоприятного
распределения
статического
давления
на
внутреннем обводе, но увеличение при этом потерь в переходном диффузоре
объясняется ростом скорости в области стоек и обтекателей. Увеличившаяся
скорость течения привела к усилившимся отрывам потока на стойках и
обтекателях и росту потерь в переходном диффузоре.
В варианте 2, при поджатии проточной части наружным и внутренним
обводами
(вторая
половина
переходного
диффузора),
коэффициент
восстановления полного давления уменьшился на 0,22 %. Уменьшение
текущего угла раскрытия эквивалентного диффузора  Э привело к росту
потерь в переходном диффузоре, из чего можно сделать вывод, что в исходной
конструкции отсутствуют сильные отрывы потока от обводов. Вариант 3в по
коэффициенту восстановления полного давления практически совпал с
вариантом 2. Его конструкция отличается от варианта 2 первой половиной
переходного диффузора, где проточная часть несколько поджата внутренним и
наружным обводами. По потерям в переходном диффузоре варианты 3в и 2
равнозначны.
Вариант 3а по потерям немного хуже вариантов 3в и 2. При
сопоставлении вариантов видна тенденция: поджатие проточной части
конического переходного диффузора сильнее наружным и слабее внутренним
обводом (относительно исходной конструкции) приводит к большему росту
потерь, чем при равномерном поджатии проточной части обоими обводами.
Коэффициент восстановления полного давления варианта 3а меньше исходной
конструкции на 0,24 %.
121
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Проточная часть варианта 3 близка к варианту 2 и отличается небольшим
участком наружного обвода, расположенного в области стоек и обтекателей.
Участок наружного обвода введен для обеспечения равномерного изменения
кольцевой площади и текущего угла раскрытия эквивалентного диффузора по
длине переходного диффузора, рисунки 3.12, 3.13. Однако, как видно из
рисунка 3.20, коэффициент восстановления полного давления варианта 3
снизился по отношению к варианту 2 на 0,08 % и исходной конструкции на
0,3 %, что еще раз подтверждает отрицательное влияние уменьшения площади
проходного сечения переходного диффузора в области стоек и обтекателей.
В вариантах 2, 3, 3в внутренний обвод второй половины переходного
диффузора коноидальный, сильновыпуклой формы и при его обтекании
возможен отрыв или предотрывное состояние, о чем свидетельствуют графики
с пониженным полем относительного полного давления у корня, рисунок
3.19 а. Это является главной причиной роста потерь в вариантах 2, 3, 3в,
уровень которых больше, чем в исходной конструкции и варианте 1а, рисунок
3.20.
Использование проточной части варианта 3, также как и варианта 2,
несколько увеличило потери в самом переходном диффузоре, однако
суммарные потери в системе «переходной диффузор — СА турбины» были
снижены, о чем свидетельствуют результатов исследований, приведенные на
рисунках 3.15, 3.17 и 3.18. Уменьшение потерь достигнуто за счет создания при
помощи
обводов
переходного
диффузора
благоприятного
течения
с
уменьшенной меридиональной составляющей угла к оси ГТД на входе в СА
турбины.
В варианте 4 при поджатии проточной части на большей длине
переходного диффузора одним только наружным обводом с выдерживанием
 Э  200 коэффициент восстановления полного давления снизился на 0,4 %.
Объяснение этому — поджатие переходного диффузора в области стоек и
обтекателей,
на
которых
увеличилась
скорость
и
возросли
потери.
Исследования варианта 4 подтвердили результаты, полученные в [63], где
122
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
сделан вывод о том, что раскрытие переходного диффузора наружным обводом
в области стоек и обтекателей уменьшает потери в переходном диффузоре.
Вариант 5 с перекрышей на входе в конический переходной диффузор,
рисунок 3.10, показал наибольшие потери среди всех исследованных вариантов.
По сравнению с исходной конструкцией, его коэффициент восстановления
полного давления снизился на 0,9 %. Из чего можно сделать вывод, что в
переходных диффузорах с большим углом наклона проточной части введение
перекрыши для уменьшения диффузорности канала неэффективно.
Аналогично, как и в исследованиях переходного диффузора с СА,
рисунок 3.17, 3.18, в исследованиях переходного диффузора были выполнены
повторные испытания одного из вариантов, целью которых было определение
точности и повторяемости экспериментов. Для проведения эксперимента
выбран вариант 3, как наилучший из исследованных. Испытания выполнены
через один вариант, после полной разборки–сборки модели. Как видно из
рисунка 3.20, повторные результаты испытаний варианта 3 с достаточно
высокой точностью совпали с выполненными первоначально.
3.3 Исследование влияния углов установки стоек и обтекателей на
потери в переходном диффузоре с сопловым аппаратом турбины
Наличие закрутки потока на входе в переходной диффузор с
расположенными в нем стойками и обтекателями может приводить к
дополнительным потерям. Уменьшение потерь в этом случае возможно при
подстройке стоек и обтекателей под углы натекания потока [11, 58].
В исследуемом коническом переходном диффузоре расположено шесть
стоек и три обтекателя. Исходя из известного угла потока на входе в
переходной диффузор  2  200 и рекомендаций относительно оптимального
угла натекания на стойки и обтекатели iопт  100 [11, 64], для проведения
исследований выбраны три положения стоек и обтекателей в проточной части
123
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
относительно оси ГТД:   00 ,   100 ,   200 , рисунок 3.21.
Рисунок 3.21 — Исследуемые варианты углов установки стоек и обтекателей
Для проведения исследований использована проточная часть варианта 3,
наилучшего из исследованных вариантов в системе «переходной диффузор —
СА турбины». Оценка эффективности вариантов выполнена по измеренным
расходным характеристикам в системе «переходной диффузор — СА». Из
124
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
графиков, приведенных на рисунке 3.22 видно, что расходные характеристики
всех вариантов группируются вдоль одной кривой. Из чего можно сделать
вывод, что подстройка обтекателей в коническом переходном диффузоре под
угол натекания потока практически не влияет на потери в системе «переходной
диффузор — СА турбины».
— исходная конструкция;
— вариант 3 (   00 );
— вариант 3(   100 );
— вариант 3 (   200 );— — 2  0,376
Рисунок 3.22 — Расходные характеристики переходного диффузора с СА
при различных углах установки стоек и обтекателей
125
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Полученные
результаты
объясняются
следующими
причинами.
Повышенные углы атаки на стойках и обтекателях i  200 , присутствующие в
исходной конструкции (угол установки стоек и обтекателей   00 ), вызывают
на них рост потерь. С другой стороны, стойки и обтекатели выполняют роль
выравнивающей решетки и, благодаря им, уменьшаются положительные углы
атаки на лопатках СА турбины, соответственно, снижаются в нем потери. При
подстройке стоек и обтекателей под угол натекания потока потери на них
уменьшаются, однако при этом поток в переходном диффузоре не спрямляется
и положительные углы атаки на лопатках СА турбины возрастают,
соответственно, возрастают в нем потери. Таким образом, при изменении углов
установки стоек и обтекателей и подстройки их под углы натекания потока
происходит перераспределение потерь в системе «переходной диффузор — СА
турбины», в результате чего суммарные потери остаются примерно на одном
уровне.
По результатам исследований можно сделать вывод, что подстройка
стоек и обтекателей в коническом переходном диффузоре под угол натекания
потока (величиной до 200) практически не влияет на потери в системе
«переходной диффузор — СА» и ее применять нецелесообразно.
Вместе с тем, следует отметить, что данные результаты справедливы для
случая с одинаковым направлением вращения ТНД и ТВ, где имеют место
положительные углы атаки на СА турбины. При разном направлении вращения
ТНД и ТВ углы атаки на СА турбины будут отрицательными, их влияние на
потери будет менее значительным [64] и в общем балансе потерь может иметь
место выигрыш от изменения углов установки стоек и обтекателей.
126
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Заключение
На основании вышеизложенного можно сделать следующие выводы.
1. По результатам экспериментальных исследований установлено сильное
влияние межтурбинного переходного диффузора с коническими обводами на
характеристики расположенного за ним СА турбины, проявляющееся в отрыве
потока в корне СА, это означает, что оптимизацию переходного диффузора
следует выполнять совместно с примыкающими к нему на выходе элементами
турбины. Иначе, оптимизированный отдельно переходной диффузор, может не
показать положительных результатов при работе в составе ГТД.
2. Для проектирования и модернизации ТРДД и наземных установок с
конвертированными авиационными ГТД, имеющими в составе конструкции
межтурбинный переходной диффузор с коническими обводами, рекомендуется
использовать
разработанный
метод
проектирования
межтурбинного
переходного диффузора с СА турбины, заключающийся в применении
специальной коноидальной формы обводов переходного диффузора. Для
достижения минимальных потерь в системе “переходной диффузор – СА
турбины” коноидальный внутренний обвод диффузора должен быть образован
на выходе “цилиндрическим” участком длиной
LЦ  0,12  0,15  L Д , а
коноидальным наружным обводом необходимо производить поджатие потока к
внутреннему обводу, рисунок 3.14. В этом случае, даже при большом угле
наклона и короткой длине переходного диффузора, достигается уменьшение
меридионального угла течения на выходе из диффузора, поток входит в СА под
углом близким к оси ГТД, благодаря чему ликвидируется отрыв и застойная
зона течения в корне СА и снижаются в нем потери. Одновременно снижаются
потери в последующих венцах турбины благодаря улучшению поля полного
давления в корневой части турбины.
3. При проектировании (модернизации) переходного диффузора со
стойками и обтекателями, расположенными в первой половине диффузора, для
уменьшения в нем потерь рекомендуется раскрывать проточную часть
127
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
наружным обводом, начиная от входа в диффузор, как это сделано во всех
вариантах, приведенных на рисунке 3.10, за исключением варианта 4. Для
достижения наименьших потерь в переходном диффузоре внутренний обвод
должен быть спрофилирован таким образом, чтобы обеспечить близкий к
линейному рост кольцевой площади от входа в диффузор до выхода из стоек и
обтекателей с учетом загромождения ими канала.
4. В
исследованиях
характеристик
межтурбинного
переходного
диффузора с коническими и коноидальными обводами, при уменьшении угла
раскрытия эквивалентного диффузора  э не удалось достичь уменьшения
потерь в диффузоре, рисунок 3.20, из чего следует, что даже при больших  э
(до 300) в коническом переходном диффузоре вполне может иметь место
течение без сильных отрывов и больших потерь и в случае необходимости
допустимо проектирование переходного диффузора с углами  э до 300.
5. Исследования межтурбинного переходного диффузора с коническими
обводами и расположенным за ним СА турбины показали, что применение
перекрыши на наружном обводе, на входе в диффузор (вариант 5 на рисунке
3.10) значительно увеличивает потери в конструкции, рисунок 3.15, и
применение ее крайне неэффективно.
6. Проектируя проточную часть турбины, необходимо достоверно знать
какая величина потерь будет присутствовать в узле при применении того или
иного варианта конструкции. Для этого важна экспериментально полученная
информация о потерях в элементах турбины. Исследования различных
вариантов межтурбинного переходного диффузора с коническими обводами,
степенью диффузорности
n  2,1, относительной длиной
L  1,1 , углом
раскрытия эквивалентного диффузора  Э  290 и приведенной скоростью на
входе вх  0,376 (номинальный режим в рассматриваемом случае) показали,
что потери полного давления в переходном диффузоре с шестью стойками и
тремя обтекателями (профили сечений и переходной диффузор показаны на
рисунке 2.6) составляют 2,1 %, в варианте с обтекателями замененными на
128
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
стойки 1,75 % и варианте без стоек и обтекателей 1,6 %.
7. При проектировании (модернизации) межтурбинного переходного
диффузора с коническими (коноидальными) обводами и углом входа потока до
200, подстройка стоек и обтекателей под угол натекания потока не
целесообразна, так как практически не влияет на потери в системе «переходной
диффузор — СА турбины».
129
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Список использованных источников
1 Скибин, В. А. Работы ведущих авиадвигателестроительных компаний
по созданию перспективных авиационных двигателей (аналитический обзор) /
В. А. Скибин, В. И. Солонин. – М. : ЦИАМ, 2004. – 424 с.
2 Осипов,
Е.
В.
Экспериментальный
метод
совершенствования
характеристик переходного диффузора с расположенной за ним турбиной ГТД
/ Е. В. Осипов, И. А. Кривошеев // Вестник ВГТУ. Изд. ВГТУ, Воронеж. – 2010.
– Т.6, №4. – С. 125–130.
3 Телионис,
Д.
П.
Отрывные
и
безотрывные
нестационарные
пограничные слои. Обзор / Д. П. Телионис // Теоретические основы
инженерных расчётов. – 1979. – №1. – С. 142–161.
4 Симпсон, Р. Л. Обзор некоторых явлений, возникающих при отрыве
турбулентного потока / Р. Л. Симпсон // Теоретические основы инженерных
расчётов. – 1981. – №4. – С. 131–149.
5 Чжен, П. Отрывные течения: в 3 т. – Москва, Мир, 1972. –Т.1 – 300 c.
6 Строн, Р. К. Метод расчёта плоских и осесимметричных диффузоров,
основанный на определении запаса по отрыву / Р. К. . Строн, С. Дж Клайн //
Теоретические основы инженерных расчётов. – 1983. – №1. – С. 115–121.
7 Хокенсон, Г. Расчёт оптимальных диффузоров обратным методом и его
экспериментальное подтверждение / Г. Хокенсон // Теоретические основы
инженерных расчётов. – 1979. – №4. – С. 186–191.
8 Харша, П. Т. Анализ турбулентного безотрывного течения в дозвуковых
диффузорах / П. Т. Харша,
Х. Н. Глассман // Теоретические основы
инженерных расчётов. – 1976. – №2. – С. 287–289.
9 Гоуз. Расчёт максимального восстановления давления в плоских
диффузорах / Гоуз, Клайн // Теоретические основы инженерных расчётов. –
1978. – Т.100, №4. – С. 130–138.
10 Адкинс. Короткий диффузор с низкими потерями давления / Адкинс //
130
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Теоретические основы инженерных расчетов. – 1975. – №3. – С. 113–118.
11 Оптимальная конфигурация опоры в кольцевых диффузорах с
изменяемой закруткой потока на входе / Сэноо, Кавагути, Кодзима, Ниси //
Теоретические основы инженерных расчётов. – 1981. – Т.103, №2. – С. 236–240.
12 Дыскин, Л. М. Течение закрученного потока в кольцевых диффузорах
/ Л. М Дыскин // Известия ВУЗов. Энергетика. – 1971. – №8. – С. 118-122.
13 Пономарев, Н. Улучшение газодинамических характеристик входных
и выходных устройств промышленных газотурбинных установок / Н.
Пономарев // Газотурбинные технологии. – 2000, май-июнь. – С. 16–19.
14 Мигай, В. К. Проектирование и расчёт выходных диффузоров
турбомашин / В. К. Мигай, Э. И. Гудков. – Л. : Машиностроение, 1981. – 272 c.
15 Дейч, М. Е. Аэродинамика диффузоров и выхлопных патрубков
турбомашин / М. Е. Дейч, А. Е. Зарянкин. – М. : Энергия, 1970. – 384 c.
16 Гаркуша, А. В. Аэродинамика проточной части паровых турбин / А. В.
Гаркуша. – М. : Машиностроение, 1983. – 184 c.
17 Экспериментальные исследования двухступенчатого турбинного
отсека с переходным патрубком между ступенями / И. Г. Гоголев, Р. В.
Кузьмичев, А. М. Дроконов, А. А. Кочегаров // Теплоэнергетика. – 1984. – №7. –
С. 62-64.
18 Гоголев, И. Г. К вопросу оценки влияния турбинной ступени на
потери энергии в кольцевом диффузоре с профильными стойками / И. Г.
Гоголев, А. М. Дроконов, Е. М. Дроконов // Известия ВУЗов. Энергетика. – 1973.
– №4. – С. 9–12.
19 Богомазов, Р. Н. Из опыта исследования и отработки патрубков
осевых турбомашин / Р. Н. Богомазов, Л. А. Дорфман // Энергомашиностроение.
– 1961. – №1. – С. 8-12.
20 Янг. Диффузоры Гриффитса / Янг. – 1979. – №4. – С. 180–185.
21 Геометрические и аэродинамические характеристики межкаскадных
переходных каналов авиационных ТРДД и энергетических ГТУ / А. Е. Ремизов,
131
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
И. А. Кривошеев, О. О. Карелин, Е. В. Осипов. – М. : Машиностроение, 2012. –
262 с.
22 Лохманн, Р. П. Закрученное течение в кольцевых диффузорах с
коническими стенками / Р. П. Лохманн, С. И. Марковски, Е. Т. Брукман //
Теоретические основы инженерных расчетов. – 1979. – № 2. – С.143–149.
23 Howard, J. H. Performance and flow regimes for annular diffusers/ J. H.
Howard, A. B. Thornton-Trump, H. J. Henseler // ASME. Paper 67-WA/FE-21.
24 Sovran, G. Experimentally determined optimum geometries for rectilinear
diffuser with rectangular, conical or annular cross-section / G. Sovran, E. D. Klomp //
Fluid Mechanics of Internal Flow. – Elsevier. New York, 1967. – Р. 270–319.
25 Богомолов, Е. Н. Исследование аэродинамики диффузорных течений
применительно к задачам проектирования межтурбинных переходников / Е. Н.
Богомолов // Вестник РГАТА им. П. А. Соловьева. – 2007. –№ 2 (12). – С.3–30.
26 Ремизов, А. Е. Формирование облика проточной части базового ТРДД
семейства на ранней стадии проектирования / А. Е. Ремизов, В. А. Пономарев //
учеб. пособие. – Рыбинск : РГАТА, 2008. – 172 с.
27 Буров, М. Н. Экспериментальное исследование межтурбинных
переходных каналов с целью совершенствования формы их меридиональных
обводов : дис… канд. техн. наук: 05.07.05 / М. Н. Буров. – Рыбинск : РГАТА,
1998. – 164 с.
28 Кащеев,
А.
В.
Совершенствование
методов
проектирования
диффузоров газотурбинных двигателей на основании результатов исследования
особенностей течения воздуха в таких каналах : дис… канд. тех. наук: 05.07.05 /
/ А .В. Кащеев – Рыбинск : РГАТА им. П. А. Соловьева, 2007. – 167 с.
29 Ледовская, Н. Н. Некоторые способы повышения эффективности
кольцевого диффузора с большим углом раскрытия / Н. Н. Ледовская // Труды
ЦИАМ, 1984. – № 1112. – С.1–13.
30 Богомолов, Е. Н. Исследование особенностей течения потока воздуха в
кольцевых диффузорных каналах газотурбинных двигателей / Е. Н. Богомолов,
132
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
А. В. Кащеев // Авиационно-космическая техника и технология. – 2006. – № 7
(33). – С.42–44.
31 Рено. Характеристики и расчет плоских диффузоров с прямолинейной
осью / Рено, Джонстон, Клайн // Теоретические основы инженерных расчётов. –
1967. – №1. – С. 160–172.
32 Рено. Метод определения характеристик плоских безотрывных
диффузоров / Рено, Джонстон // Теоретические основы инженерных расчётов. –
1967. – №3. – С. 216–231.
33 Moore, C. A. Some Effects of Vanes and of Turbulence on TwoDimensional Wide-Angle Subsonic Diffusers / C. A. Moore, S. J. Kline // NACA TN
4080. – 1958, June – С. 84-91.
34 Исследование аэродинамики переходных патрубков прямоточных ГТУ
на базе турбореактивных двигателей / А. Н. Шерстюк, А. И. Соколов, В. В.
Чижов, В. П. Лысенко, Г. М. Смирнов // Теплоэнергетика. – 1980. – №3. – С.
38–40.
35 Лефевр, А. Процессы в камерах сгорания ГТД / А. Лефевр. – М. : Мир,
1986. – 566 с.
36 Левин, Е. М. Эффективность кольцевых диффузоров с предотрывным
состоянием пограничного слоя / Е. М. Левин // Энергомашиностроение. – 1975.
– №5. – С. 44–45.
37 Kline, S. J. On the nature of Stall / S. J. Kline // Trans. ASME. – Vol. 81. –
1959. – № 3. – Р. 305–320.
38 Дейч, М. Е. Техническая газодинамика / М. Е. Дейч. – Л. :
Госэнергоиздат, 1961. – 670 с.
39 Сандборн. Модели потока при отрыве пограничного слоя / Сандборн,
Клайн // Техническая механика. – 1961. – №3. – С. 3–17.
40 Ассасса. Интегральный метод расчета турбулентного пограничного
слоя при наличии отрыва / Ассасса, Папаилиоу // Теоретические основы
инженерных расчётов. – 1979. – Т.101, №1. – С. 231–238.
41 Герхарт. О расчете течений с оторвавшимися пограничными слоями
133
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
при заданном распределении давления / Герхарт // Ракетная техника и
космонавтика. – 1974. – №10. – С. 142–143.
42 Плетчер. Расчет несжимаемого турбулентного отрывного течения /
Плетчер // Теоретические основы инженерных расчётов. – 1978. – Т.100, №4. –
С. 139–146.
43 Макнэлли. Обзор методов расчета внутренних течений в применении к
турбомашинам / Макнэлли, Сокол //Труды американского общества инженеров
механиков. Серия: Теоретические основы инженерных расчетов. - 1985. –
T.107.№1 – С. 103-122.
44 CFX Update – UK AEA Technology, Harwell Laboratory. – Harwell. –
1997. – №13. – 16 p.
45 FLUENT News. – Fluent Inc. – 1997. – 6, №1. – 16 p.
46 Ершов, С. В. Комплекс программ расчета трехмерных течений газа в
многоступенчатых турбомашинах «FlowER»: свидетельство о государственной
регистрации прав автора на разработку, ПА №77. Государственное агентство
Украины по авторским и смежным правам, 19.02.1996 / С. В. Ершов, А. В.
Русанов.
47 Солодов, В. Г. Научно–прикладной программный комплекс MTFS®
для расчета трехмерных вязких турбулентных течений жидкостей и газов в
областях произвольной формы :
сертификат гос. регистрации авт. прав,
УГААСП, №5921, 16.07.2002 / В. Г. Солодов, Ю. В. Стародубцев.
48 Поляков, И. В. Анализ параметров течения в межтурбинном
переходном канале с использованием численного моделирования / И. В.
Поляков, А. Е. Ремизов // Авиационно–космическая техника и технология. –
2006. – №7(33). – С. 25–29.
49 Иванов, М. Я. Расчет трехмерного течения вязкого газа в прямой
решетке профилей / М. Я. Иванов, В. Г. Крупа // Изв. АН СССР. Механика
жидкости и газа. – 1993. – № 4. – С. 58–68.
50 Маханев,
В.
Т.
Некоторые
результаты
экспериментального
исследования переходных патрубков осевых турбомашин / В. Т. Маханев, Ю.
134
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
В. Стрункин, В. Н. Тарасов // Высокотемпературные охлаждаемые газовые
турбины двигателей летательных аппаратов. – Казань : КАИ, 1984. – C. 64–69.
51 Оптимизация переходного диффузора между турбиной низкого
давления и силовой турбиной газотурбинного двигателя ДН80 / Б. В. Исаков, А.
В. Котов, Е. В. Осипов, А. А. Усатенко // Авиационно–космическая техника и
технология. – 2008. – № 7(54). – С. 110–119.
52 Юдин, Ю. А. Повышение эффективности выхлопных патрубков ЦНД
паровых турбин с помощью широко режимного дефлектора / Ю. А. Юдин, А.
В. Лапузин // Вестник Национального технического университета «ХПИ». –
2005. – № 6. – С. 60–64.
53 Бардина. Метод расчета течений в плоских диффузорах / Бардина,
Лирио, Клайн, Ферзигер, Джонстон // Теоретические основы инженерных
расчётов. – 1981. – №2. – С. 260–267.
54 Эшджаи. Неустойчивый отрыв потока и максимальное восстановление
давления в двумерных диффузорах с прямолинейными стенками / Эшджаи,
Джонстон // Теоретические основы инженерных расчетов. – 1980. – №3. – С.
97–106.
55 Богомолов, Е. Н. К расчету параметров степенного профиля скорости
турбулентного пограничного слоя / Е. Н. Богомолов // Изв. вузов. Авиационная
техника. – 2003. – №3. – С. 74–76.
56 Богомолов, Е. Н. О степенной интерпретации логарифмического
распределения скорости в турбулентном пограничном слое / Е. Н. Богомолов //
Изв. вузов. Авиационная техника. – 2001. – №4. – С. 64–66.
57 Гладков, Ю. И. Исследование влияния переменной по радиусу входной
закрутки потока на эффективность межтурбинных переходных каналов ГТД :
дис… канд. тех. наук : 05.07.05. / Ю. И. Гладков. – Рыбинск : РГАТА им. П. А.
Соловьева, 2009. – 150 с.
58 Особенности обтекания опорного венца кольцевого диффузора ГТД
при входной закрутке потока / В. Г. Солодов, Ю. В. Стародубцев, Б. В. Исаков,
135
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
В. Т. Федан // Вестник Национального техн. университета «ХПИ». – 2005. –
№6. – С. 31–38.
59 Харитонов, А. М. Техника и методы аэрофизического эксперимента : в
2Ч. – Ч.1. Аэродинамические трубы и газодинамические установки : учебник /
А. М. Харитонов. – Новосибирск : Изд-во НГТУ, 2005. – 220 с.
60 Ресурсный центр в области авиастроения. – М. : Московский
авиационный институт, 2009. – 125 с.
61. Довжик,
С.
А.
Исследование кольцевых
диффузоров
осевых
турбомашин / С. А. Довжик, А. И. Морозов // Промышленная аэродинамика. –
1961. – №20. – С. 87–93.
62 Гоголев, И. Г. Аэродинамические характеристики ступеней и
патрубков тепловых турбин / И. Г. Гоголев, А. М. Дроконов. – Брянск :
Брянское областное издательство «Грани», 1995. – 258 c.
63 Исаков, Б. В. Оценка возможности уменьшения потерь полного
давления в переходном канале между турбинами / Б. В. Исаков, В. В.
Петельчиц, А. А. Усатенко // Известия Академии инженерных наук Украины. –
1999. – №1. – С. 185–188.
64 Газовые турбины двигателей летательных аппаратов / Г. С. Жирицкий,
В. И. Локай, М. К. Максутова, В. А. Стрункин. – М. : Машиностроение, 1971. –
620 с.
136
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа