Газодинамика охлаждаемых турбин. Венедиктов В.Д. (1014153), страница 26
Текст из файла (страница 26)
5Л). Видйо, что в выходном сечении значение приведенной скорости изменяется от Х,„ = 0,68 у корытца до 0,88 у спинки при средней скорости за решеткой Л~,„= 0,8. Проведеннмй анализ показывает, что расход газа через лопаточный аппарат (а также коэффициент расхода, приведенный расход и др.) следует определять с учетом пространственной картины течения вблизи горлового сечения, Наиболее просто это можно сделать в квазитрехмерной цостановке: интегрируя по высоте вроточной части результаты расчетов методом установления плоского (или в слое переменной толщины) течения в периферийном, среднем и корневом сечениях лопаточного аппарата. Теоретический расход через кольцевую решетку определяется по полиым параметрам рабочего тела перед решеткой (в общем случае переменным по сечению) и его параметрам в горловом сечении по обычной форыуле (6Л) где х, - число лопаток; а - координата поперек потока в горловом сечении; И - высота лопаток„ .Н вЂ” универсальная газовая постоянная Полученный результат следует откорректировать на тощцину вытес.
нения, определенную из расчета пограничного слоя по данным внешнего обтекаиия профилей и торцевых поверхностей межлопаточного канала невязким газом. Как указывалось, при серийном изготовлении сопловых аппаратов иэ.за иеиэбежиого разброса в проходных сечениях (в пределах допусков) погрешность оценки процускной способности лопаточных аппаратов, в частности СА, увеличивается еще больше. Поэтому для определения фактической пропускной способности СА проводят их экспериментальную продувку в модельных условиях на холодном или подогретом воздухе. О евидио отклонение фактического расхода газа через СА от номиналь. ного будет минимальным, если оцеика его проводилась с учетом ростч п раиственной структуры потока в выходиом сечении. При этом отклонение будет определяться только разбросом фактической площади выходного сечения.
Зля обеспечения номинального расхода газа через СА обычно поле допусков выбирается таким образом, чтобы максимальио возможная площадь выходного сечения не превышала номинальной. Тогда обеспечение номинальной площади производится по результатам испытаний, !тэ например, подрезкой выходных кромок на 1...2 мм по длине средней линии профиля. Так, подрезка выходных кромок в СА И на 2 мм по их длине привела к увеличению ллолгади примерно на 4%. Такое сильное влияние лодрезки на площадь горлового сечения объсняется повышенной конфузорностью выходного участка межлопаточного канала. В решетках 6...8 СА 1 такая подреэка практически не приводит к увеличению площади из-эа малой конфузорности канала в зоне горлового сечения.
Поэтому в них следует применять другие мероприятия для коррекции плошади горлового сечения, например, шлифование выходной кромки со стороны корытца и др. В большинстве случаев экспериментальные расходные характеристики кольцевых решеток определяются при работе на выхлоп в атмосферу или в ресивер без какнх-либо устройств на выходе, обеспечивающих близкий к натурному радиальный градиент давления. При продувках трансзвуковых СА обычно считают, что как только в горловом сечении у корня и на периферии возникает скорость звука, аппарат запирается, и дальнейшее увеличение перепада давлений не приводит к изменению приведенного расхода. Исходя из этого, испытания сверхзвуковых сопливых аппаратов (Лил,ю>1,2...1,3) проводят при небольшом сверхзвуковом перепаде давлений.
Однако в подобных случаях из-эа отсутствия радиального градиента давления на выходе под действием поля центробежных снл уже в об. ласти косого среза может возникнуть отрыв потока от втулки, что естественно, приведет к погрешности измерения. Картина течения еще более осложняется при продувке кольцевого СА с докритическим горлом.
Прн работе СА в турбинной ступени вследствие радиального градиента давления на выходе каждое сечение — периферийное, среднее и корневое — работают при различимх значениях Лик Суммарный расход газа через решетку определяется соотношением площадей и значениями Л в каждом сечении. При испытании решетки на выхлоп в атмосферу все сечения лопаток работают при одинаковом значении Лик Естественно, зто приведет к дополнительной погрешности при экспериментальной оценке расхода.
Для уменьшения погрешности экспериментального определения пропускной способности кольцевых СА необходимо при испытаниях обеспечивать близкий к натурному радиальный градиент давления на выходе, а в случае решеток с некритическим горлом — н расчетное значение приведенной скорости на выходе Лц в каждом сечении.
ад. исслВПОВАИВВ пРямОЙ Риаштки С ОДНОСТОРОННИМ ПОДИАТНВМ Одним нз способов снижения потерь в турбинной ступени с относительно короткими лопатками является сужение периферийных обводов проточной части СА по потоку [6, 22, 23). При этом как правило потери в его периферийных сечениях возрастают из-за возникновения радиальных составляющих скорости, направленных вдоль спинки к оси проточной иа Рис. СА (э) л„„ 1— Э вЂ” профнлированааа лластнль части н усиливающих вторичные течения. Однако потери в привтулочных сечениях СА могут цри этом уменьшиться. Кроме того, радиальная составляющая скорости, направленная к оси турбины сохраняется и за СА, что уменьшает радиальный градиент давления в осевом зазоре.
Реактивносп, у втулки при этом возрастает, что благоприятно сказываегся на эффективности корневых сечений РК (иыеющнх как правило малую конфузорность и большой поворот потока). Поэтому суммарные потери в ступенн могут уменьшиться. Исследование проводилось непрямой сопловой решетке с односто- нннм поджатием в меридиоиальной плоскости.
Схема решетки пока. зана на рис. 6.14, а, параметры решетки даны в табл. 5,! (решетка 13). Ре- к спытывалась сначала при плоских отсечных пластинах 1, а затем была установлена профилированная пластина 2, обеспечи аю д стороннее поджатие потока. Относительная высота лопаток на выходе Ат/1~ 0,6; отношение Ит/аэ 3,1; угол решетки на выходе Вне = 17'.
Коэффициент меридиональностн А - (лэ - А1) / бз =-0,16. Измерения проводились в сечении, удаленном от выходных кромок лопаток на расстояние х 1,5а1. . 6.15 п Исследование структуры потока в плоской решетке. На рис.. приведена зависимость профильных потерь 1„от лтм (в среднем сечении по 1М Рис, елт. Распределение ртф! Рабр1 и рт по фронту ае плоскои Решеткои СА Рис. б.15. Зависимость 4 от Ат в плоской рмпетке СА: Рис. 546. расчетные характеристики течение в плоской решетке СА: а — распределение А „ло З; б - аависнмость 1 котА> „ б 47 бб 47 И 77 11 Л Рис.
Гь!3. Расположение следов и кромочннх скачков ае плоской решеткой СА Рб бе 74 т ф„ и У 1Ы вЂ” б7 б Р7 47 03 бо РУ 4б б7 бб РР Рр 5 высоте лроточной части) лри плоских отсечных лластннах. Видно, что на дозвуковых режимах (Ла < 0,95) потери в решетке незначительны н составляют Ь„„= 0,02. Это объясняется в основном ловышенным углом отгиба б = 16, что снижает кромочные потери на дозвуковых режимах. При Лт > 0;95 ловышенный угол отгнба нриводит к значительному перерасшнрению потока у спинки н увеличению волновых лотерь, рас~етное распределение приведенной скорости Льк по обводам профиля в этой решетке лри различных значениях Ли„лредставлено на рис.
6.16, а. Видно, что лрн Лт > 0,95 максимальное лерержшнрение на сливке Л,,„> 1,2. При этом на спинке вблизи кромки возникает интенсивный скачок уплотнения. Это приводит к отрыву потока на спинке вблизи кромки и резкому возрастанию профильных потерь. При Лт,„> 1,08 скачок уходит за пределы профиля и превращается в иитенснвнйй внешнин кромочный скачок с высоким уровнем волновых потерь.
Зависимость коэффициента волновых потерь ьс„(недочитанного по соотношению скоростеи в скачке) от Лаан р л иве ена на рис 6 16 б В диапазоне т,л » - оэ О 9...1 ! к ффициент волновых потерь возрастает от нуля до 0,03. жлолаточ- . 6.14 6локазано расчетное распределение Лм в межло аточНа рис ., лок з ном канале этой решетки при Лт,„- 1,08, Видно, что на тр у н к ет только внешний кромочный скачок; внутренний в выхо ном кромочный скачок полностью отсутствует, Более того, сечении ат лрн этом ч и те ение остается существенно дозвуковым етка относится к (Л, = 0,8...0,84); таким образом, рассматриваемая решетка от решеткам с докритическим горлом.
Схема течения в косом срезе таких решеток показана н» рис. 6.13, а. х поте ь в этой На рис. 6.15 нанесены также составляющие профильных лот р решетке, отери трепи,р д , П ения Ь лодсчитывались по формуле (1,48) на основак в иаиазоне нии расч ета пограничных слоев на лопатке. Посколь у д Лт = 0 95 ..1,1 на слинке лрофиля возникает отрыв потока, э ка эта часть к ир > ют 46 аг РР йг (Р (г гг Лгм Рнс. 6,19.
Зависимость осредиенного по фронту угла 89 потока от Лт и рмпетке СА и среднем сечении: — — — — расчет меняем уствионнения плоского течения вой ь,р(Л~ ) нанесена условно пунктиром. Вследствие большого угла отгиба кромочные потери в этой решетке, как указывалось, невелики. Здесь же показаны ориентировочные значения волновых потерь н потерь, связанных с отрывом потока на спинке лопаток. РаспРеделение относительного полного Рт/Р, и статического Ра/Рт давлений, а также угла выхода потока 89 по фронту за решеткой при различных значениях Л~ показано на рис. 6.!7. Схема расположения следов и кромочных скачков представлена на рнс, 6.18, Рисунки наглядно иллюстрируют неоднородность потока за трансэвуковой решеткой по ее фронту.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
