Газодинамика охлаждаемых турбин. Венедиктов В.Д. (1014153), страница 24
Текст из файла (страница 24)
Помимо уве. лнчеиия вибрационных напряжений это принодит к увеличению потерь в 113 У 7 РГ 76 р гр Гр ур у,ям 77 78 гу 77' д Рис. 6.6. изменение угла потока аз по фрон~у на среднем диеметре (а) и осреднеиного по шагу угла оозока ВЗ по )т (б) за секторной решеткой: ц т — кромочнме скачки рабочем колесе. Данных о влиянии начальной периодической неоднородности потока на потери в рабочем колесе современной газовой турбины недостаточно. Поэтому проведение таких исследований является важной и актуальной задачей. На рис.
6.6, б показано изменение осредненного по шагу угла потока за решеткой () з' по высоте проточной части при различных значениях при. веденной скорости на среднем диаметре )сз,л,р, Видно, что вблизи втулки угол потока заметно больше, чем на перйферии; это объясняется в основном более высоким уровнем приведенной скорости )стаю а также потерь у втулки. 6Л. ИССЛЕДОВАНИИ КОЛЬЦЕВОГО СОЛЛОВОГО АППАРАТА Исследование проводилось на кольцевом сопловом аппарате, составленном из лопаток постоянного сечения. Схема решетки на среднем диаметре показана парис. 6.7,а; параметры приведены в табл.
5Л (решетка 5). Испытания проводились как в иэотермических условиях (лри 7*е ш 1; Т,~ 295К), так и в неизотермических модельных условиях (при Ф у,е= 0,5; тн и 600К). Охлаждающий воэлух выпускался через перфорацию общей площадью г"„=- Г„гг"„и 0,086 на передней части профиля и на корытце; относительный расход составлял т,к„ = 0,04 при давлении в полости перфорации р,о и 1,03. На профиле схематически показано распо- ты ур жу ггр 777 7 уй 775 Рис. 676 Схема течения зе кольцевой решеткойт а — схема решетки насреднемдиамшре,'б — схииа стенда: 1 — рептшка; Э вЂ” поворотная траверса с гребенками; 3 — стойки; о — разнерша кольцевой решетки (вертикальной штриховкой отмечены зоны повышенного давления в сечении измерений на выходе) ложение рядов перфорации.
Кроме того, воздух выпускался через щели ШИРИНОЙ 75 = 0,8 ММ В ВЫХОДНЫХ КрОМКаХ Ов 0,02. В ЩЕЛИ На раССтаяНИИ 2 мм от среза располагались перемычки диаметром 2 мм с шагом в ряду 4 мм. Схема стенда показана на рис. 6.7, б. Выхлопной патрубок эа исследуемой кольцевой решеткой имел коническую форму, так что поток отжи. мат тя наружными стенками к оси канала. Это приводило к воэникнове нию радиального градиента давления, близкого к натурному (но, как показано ниже, не совпадающему с иим в точности).
Поля параметров на выходе измерялись с помощью гребенок, уста. новленных иа поворотной траверсе. Сначала были исследованы поля па. раметров ло всей окружности эа СА. Оказалось, что на сверхзвуковых режимах работы статическое давление по окружности в трех зонах существенно увеличивалось по сравнению с его средним значением на данном радиусе. Это объяснялось налнчием в выходном патрубке трех стоек относительно большого диаметРа пш. ПРи свеРхзвУковых скоРостЯх на выходе )тз,л !,2...1,4 перед стойками на расстоянии соответственно (3...2) д„воэнйкали отошедшие ударные волны, влияние которых распространялось и на сечение измерений.
На развертке соплового аппарата по углу зр (рис, 6.7, в) условно штриховыми линиями показаны эоны повышенного статического давления, возникающие под действием ударных волн. Для исследования эффективности решетки была выбрана эона, лежащая в стороне от указанных возмущений (показанная слева на рисунке). Это эона, составляющая по углу йз примерно 60 была тщательно препарирована для измерения полей стаН5 18с/гби ы р ге 41 д./А* 4 44 4Р А/Ае 4 !р Н !Р Л,М Р' Р Рис. е.з. Расиределеине рз/р 1 (е) и и гlдг 00 до ь ье кольцевои решеткой Рис.
АК Харакгериегикн кольцеиоа рецгмкнг е — саине»моста РГ»/Рт„, се Ьт„,,ег — - — - - ° — аге лм ьависимосгь в толов»ил се!дени; Э- савнсимосгь коеффнцнекга скором» Ч в кольцеаоа рндегке на среднем диамегре ог Ьеь „р цРи ело= Р,5; о „- Р,04 и н - Р,йй - - — — цлмнед Реджке сРеднего се»синд "Ри гге = р тнческого давления на периферии н на поверхности втулки; поля параметров в потоке также нэмерялнсь преимущественно в этом секторе. Результаты измерений покаэалн, что на сверхзвуковмх режимах работы неоднородность статнческого давленяя по фронту за решеткой быстро возрастает, В частности, прн изменения приведенной скорости потока в днапаэоне Л! 1...1,24 отношение рэ„,„/рт,„в пределах шага увелачнвается в диапазоне 1...1,8. иэмененне осредненного по фронту статлческого девлення рт/рг по высоте лопаток прн разлнчных значениях приведенной скорости на среднем диаметре Ле, показано на рнс.
6.8, а. На дозвуковых режимах стетнческое давление за кольцевой решеткой монотонно увеличивается от втулки к пернфернн. Нрн повмшенной сверхзвуковой скоростн потока за решеткой радиальный граддент на значнтельной части длнны лопаток втулки практнческн отсутствовал, Это указывает на возникновение от- у рыва потока от втулки. Возннкновенне отрыва потока от втулки в сеченнн нзмереннй прн высоких эначеннях Лэнса подтверждается картиной .ср распределення полного давления за решеткой по высоте проточной ч»- стн, показанной на рнс. 6.8, б. О возникновении отрыва свндетельствует большой разброс значений рз/рг вблнэн втулки на режиме Лт,р = 1,24. Для режимов Лтнь,р< 1,1...1,15 экспериментальное эначейне Фри8$ близко к натурному. црн повышенных значениях Лнюч выходное 114 устройство не обеспечнвало потребного радиального граднента давлення за решеткой (рнс.
6,9, а), вследствие чего возникал отрыв потока от втулкн, н течение в сечения нзмереннй существенно искажалось, Проведенное нсследоввнне показало, что на сверхзвуковых режимах достоверность результатов нэмереннй вблизи втулки невелика нз-за нозннкаюшего в условнях нспытання отрыва потока у втулки.
(В натурных условиях такого отрыва потока перед рабочим колесом, как указывалось, не возникает). Вместе с тем, на среднем диаметре измеренные значения параметрое, по-видимому, близки к натурным в условиях ступенн, Поэтому нх можно использовать для оценки зффектнвностн исследуемой решетки в первом приближении. Детальный анализ течения за СА по всей высоте проточной части (напрнмер, с целью оптимизации сгупенн в целом) возможен только после обеспечения близкого к натурному градиента осредненного по фронту статического давлення П! по высоте проточной части. На рнс. 6.9, б показана зависимость коэффнцнента скорости 0 на среднем диаметре от Лг,р. Для сравнения на рисунке пунктирной линией показана эавнсимосгь гр(Лг,д) длл плоской решетки средне~о сечения этого СА.
Плоская решетка лспытывалась без выпуска воздуха нз лопаток; уровень профнльных потерь в ней на режимах Лг,„= 1,1 .1,3 составлял 0,07. Увеличение потерь в решетке прн выпуске воздуха через перфорацию 6 = 0.04, согласно данным гл. 7 н 8, составляет 86 0,004; прн выпуске воздуха через шелл в выходных кромках с7е = 0,02 увелнченне потерь составит Ьь = 0,015, Таким образом, с учетом потерь, связанных с выпуском воздуха нз лопаток, уровень потерь в указанном днапазоне л, составят ~„ее+ ь, 0,085...0,09, а козффнцнент скорости в соответствйн с формулой (1.33) гр м 0,955.
Зто хорошо согласуется с экспернмеитальнымн данными, полученными в кольцевом СА на среднем диаметре. Прл уменыленнн Л, до околозвуковых значеннй дополнительные потери, связанные с охлажденном н выпуском воздуха„несколько увелнчнваются. Поэтому можно считать, что по характеру зависимости гр (Л ) в плоской решетке н в кольцевой решетке на среднем диаметре гсд хорошо согласуются между собой. йэ. Расходные хАРАктмристимм ТРАНСЭВРКОВЫХ СОПДОВМХ АППАРАТОП Расход газа через кольцевой соплавой аппарат является одной нэ важнейшнх характеристик, поскольку ошибка в определения расхода может значнтельно изменить режим работы как данной ступенн, так н турбомашнны в целом.
Как показывает практика, расчетная оценка расхода проводятся с погрешностью, достигающей в ряде случаев 3...5%. С одной стороны, зто обусловливается нотроп!постыл модели течения, нспольэуемой в ннженерных расчетах, в которой обычно предполагается, что теченне в окрестносп! геометрического горла СА одномерное н что критическое сечение совпадает с горловым !1,18). С другой стороны, прн сернйном изготовлении сопловых злпзрагол плошадь горлового сечении может изменяться в пределах допусков нногда до + 1.. 2Уь. 1!т с ж Р 4? 4Ф 4Ф 5цк 117 Рис. 6.14, Геомелшосские характеристики решеток СА 1 и Пс а — схема решеток на среднец диаметре; а — иаценеиие а по я ц.х Как показывают экспериментальные исследования и расчеты (см., например, 19)), структура течения в современных турбинных решетках, особенно трансзвуковых, существенно отличается от одномерной, в том числе в зоне горлового сечения и в косом срезе.
В ряде случаев критическое сечение может не совладать с горловым и смещаетсл в косой срез решетки. При этом в горловом сечении скорость остается существенно дозвуковой, вследствие чего расход газа будет меньше вычисленного в предположении, что в горле устанавливается скорость звука. Такие рещетки остаются незапертыми по расхолу и при сверхзвуковых перепадах давления; с увеличением перепада расход газа через решетку продолжает монотонно возрастать.
Подобное явление впервые описано в работе 16) применительно к периферийным сечениям рабочих колес 1в решетках с малым углом поворота потока и большим относительным шагом 1 = 1,1...1,3). Пля анализа этого явления и оценки его влияния на расходные характеристики лопаточных аппаратов рассмотрим результаты сравнительного расчетного и экспериментального исследования двух кольцевых сопловых аппаратов 1 и И, различающихся в основном лишь формой канала в зоне косого среза. Основные геометрические параметры решеток этих СА приведены в табл. 5П 1решетки 6...11); распределение безразмерной ширины межлопаточного канала по его длине Я, а также схема средних сечений этих СА (решетки 7 и 1О) показаны на рис.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
