Грановский А.В. Разработка методов повышения газодинамической эффективности высоконагруженных ступеней охлаждаемых газовых турбин (1015807), страница 5
Текст из файла (страница 5)
На рис.14 представлены схемы перфорации входнойкромки сопловой и рабочей лопаток. При исследовании решеток рассматривалось влияние выпуска19воздуха через отдельные ряды перфорации, для того чтобы оценить какие ряды перфорации наиболеесильно влияют на изменение потерь.сопловая лопаткарабочая лопаткаРис. 14 Схема перфорированной входной кромки лопатокВ частности, на рис. 15-а видно, что при выпуске воздуха через отверстия 1–3 в сопловой лопатке,расположенные на спинке профиля происходит незначительное уменьшение коэффициента ψ.
Привыпуске воздуха через все отверстия 1–10 (рис. 15-б) видно четкое расслоение зависимости δψ отзначений скорости λ2ад. На сверхзвуковых режимах работы наблюдается даже увеличениекоэффициента скорости. Это связано с тем, что характер обтекания входной кромкии,следовательно, величина потерь смешения при λ2ад> 0.9 не изменяются, а располагаемая энергияпотока растет и поэтому коэффициент потерь смешения уменьшается. При выпуске воздуха вколичестве до Gв= 0.03 через ряды 1–6 (рис.
15-в), расположенные преимущественно на спинкепрофиля коэффициент скорости уменьшается примерно на 0.5% при скорости на выходе из решеткиλ2ад= 0.87.Рис. 15 Зависимость δψ от Gв в сопловой лопатке при выпуске воздуха через ряды:а) 1–3; б) 1-10; в) 1-6В рабочих решетках из-за меньшей степени конфузорности и меньшей толщине входной кромкидополнительные потери, связанные с выпуском воздуха через перфорацию, как правило, выше, чем в20сопловых аппаратах. На рис.
16 показано влияние выпуска воздуха через перфорацию в решетах 5 и6 из таблицы 1 в зависимости от расхода воздуха и углов атаки.Рис. 16 Зависимость коэффициента скорости ψ от расхода воздуха через перфорацию в решетках5 и 6 при различных углах атакиПри положительных углах атаки i=0–20º, Gв< 0.02 и λ2ад< 0.8 уменьшение коэффициента скоростине превышает ∆ψ≈0.003 – 0.005. При отрицательных углах атаки влияние выпуска через перфорациюна снижение величины ψ более заметно: при Gв= 0.02∆ψ≈ 0.005 – 0.01.
Это объясняетсяувеличением потерь смешения из-за увеличения скорости основного потока в зоне 3-го и 4-го рядов,расположенных со стороны вогнутой поверхности.. На рис.17 показано изменение коэффициента потерь ζ по высоте лопатки на режимеλ2ад.ср.=1.12 при выпуске воздуха через отверстия на торцевых поверхностях и без выпуска воздуха всекторной решетке (см. рис 9). Суммарное увеличение потерь при выпуске воздуха через торцевыеповерхности составило δζ = 0.015 – 0.02; а локально в средних сечениях δζ ≈ 0.01–0.015.50λ 2ад=1.12h [ mm ]4030G вторц = 0.0G вторц = 0.013201000.040.060.080.1ζ0.120.140.16перифериявтулкаРис.17 Распределение коэффициента потерь ζ по высоте лопатки при выпуске воздуха наторцевых поверхностях ⎯Gв торц.= 0.013 и без выпуска воздуха Gв торц.= 0.21Особенно сильно на изменение потерь повлиял выпуск воздуха на периферии проточной части, гдевоздух на торцевой поверхности выпускается через ряд отверстий 8, расположенных вдоль вогнутойповерхности. В работах различных авторов при анализе способов выпуска воздуха через торцевыеповерхности делается однозначный вывод, что пленочное охлаждение торцевых поверхностейувеличивает потери.
Этот результат указывает, что при защите полок сопловых лопаток при помощипленочного охлаждения минимизация негативного влияния выпуска воздуха на полки являетсяважным аспектом повышения эффективности охлаждаемых лопаток.Расход газа является одной из важных характеристик турбины. Неточное определениерасхода газа может привести к значительной погрешности при определении характеристик турбиныи всей установки в целом, а также неверному распределению параметров по ступеням.
Разнообразиеконструктивных подходов при проектировании лопаток приводит к различному характерупространственного распределения параметров и, следовательно, к погрешности прирасчетахрасхода, особенно, при одномерных подходах. При использовании вязких и невязких трехмерныхметодов расчета расхода повышаются требования к качеству численных методов. В частности, дляполучения необходимой точности вычисления расхода необходимо, чтобы численная схема имелапорядок аппроксимации уравнений не ниже второго; расчетная сетка должна быть адаптированной кособенностям геометрии и потока, численная вязкость должна быть минимизирована, граничныеусловия должны быть безотражательными.
Как показывают экспериментальные исследования,структура потока в лопаточных венцах современных турбин существенно отличается от одномерной.Отличие в расходе для венцов с одной и той же площадью горлового сечения, но с различной формоймежлопаточного канала может составлять 10–12% на дозвуковых режимах и 3–7% на сверхзвуковыхрежимах. В ряде случаев критическое сечение не совпадает с геометрическим горлом лопаточногоаппарата и смещается в зону косого среза кольцевого лопаточного аппарата.
При этом даже приработе лопаточного аппарата на сверхкритических режимах скорость газа в сечении геометрическогогорла остается дозвуковой, поэтому расход газа будет иметь докритические значения. Для анализаэтого явления были проведены расчетные и экспериментальные исследования двух кольцевыхсопловых аппаратов СА1 и СА2, которые отличаются только углами отгиба (распределениемкривизны в косом срезе). В СА1 угол отгиба δ = 2.6° , т.е. спинка за горлом является практическипрямолинейной; .
в СА2 угол отгиба δ = 11° и спинка в косом срезе является выпуклой с плавнымраспределением кривизны. Кроме того разность между конструктивным углом выхода иэффективным углом выхода для СА1 равна β2к – β2эфф = 2.44, а для СА2 β2к – β2эфф = –1.1, т.е. всопловой лопатке СА2 конструктивный угол выхода меньше эффективного угла.
Экспериментальнаяпродувка кольцевых сопловых аппаратов проводилась на установке открытого типа с выхлопом ватмосферу. Расход измерялся при помощи калиброванного сопла, расположенного на подводящей22ветке газового тракта. Испытания обоих лопаточных аппаратов проводились в одинаковых условияхв широком диапазоне изменения перепадов давления. При этом приведенная скорость на выходе насреднем диаметре составляла λ2 ад = 0.95 …..1.25.
Расчетное исследование этих сопловых аппаратовбыло проведено при помощи программы решения пространственной системы уравнений НавьеСтокса (программа 3D NS). На рис. 18 приведены численные и экспериментальные расходныехарактеристики, исследуемых сопловых аппаратов. Видно, что СА1 запирается при λ2ад= 0.90 насреднем диаметре и расчетные результаты хорошо совпадают с экспериментальными данными.G/Gmax1.000.980.96Расчет0.94СА2СА10.920.90λ2aд0.880.70.80.91.01.11.21.3Рис. 18 Расходные характеристики для СА1 и СА2Для СА2 разница в расходе между расчетными и экспериментальными данными не превышает 1%.Качественно обе расходные характеристики для СА2 хорошо согласуются между собой. Для СА2видно, что и на сверхзвуковых режимах расход через этот сопловой аппарат остается докритическим.При λ2ад= 0.90 СА1 запирается, а расход через СА2 на 7% меньше.
При λ2ад= 1.20 разница врасходах составляет 2%. На рис. 19 приведена расчетная картина течения в СА1 и в СА2 на режимеλ2 ад.ср. = 1.20, полученнаяпо программе 3D NS (линии М=const в корневом, среднем ипериферийном сечениях).М=1кореньсерединаперифериякореньа)серединапериферияб)Рис. 19 Расчетная картина течения в корневом, среднем и периферийном сеченияха) - СА1; б)- СА2 при λ2 ад.ср.
= 1.2023На рис. 19-а видно, что звуковая линия пересекает межлопаточный канал во всех трех сечениях вверхпо потоку от геометрического горла и СА1 является запертой и через нее идет максимальный расход.На рис. 19-б видно, что звуковая линия в приведенных сечениях располагается по-разномуотносительно геометрического горла. Это связано с тем, что скорость потока за лопаткой не являетсяпостоянной по высоте и меняется от λ2 ад = 1.32 у корня до λ2 ад = 1.08 на периферии.
В среднем ипериферийном сечениях звуковая линия располагается вниз по потоку от геометрического горла искорость в горле остается дозвуковой. В корневом сечении звуковая линия располагаетсязначительно ближе к геометрическому горлу из-за местной скорости потока за лопаткой в корневомсеченииλ2 ад = 1.32.На рис. 19-б видно также, что след за выходной кромкой и выпуклаяповерхность соседней лопатки в косом срезе образуют сужающийся канал и ускорение дозвуковогопотока продолжается до М=1.
Место, где поток достигает звуковой скорости, является критическимсечением для канала, образованного вязким следом и твердой поверхностью лопатки. Затем этотканал начинает расширяться из-за того, что выпуклая поверхность отходит от вязкого следа и потокстановится сверхзвуковым. Проведенное численное исследование показало, что, несмотря наодинаковую площадь горла, расход газа через эти лопаточные аппараты существенно отличаетсядруг от друга. Этот факт необходимо учитывать при проектировании лопаток, а расчет расхода влопатках, спроектированных на основе трехмерных подходов, должен проводиться при помощитрехмерных расчетных методов, поскольку расчетрасхода одномерными методами можетприводить к значительным ошибкам.Вшестой главе рассматриваются методы повышения газодинамической эффективности иособенности проектирования лопаточных аппаратов газовых турбин.
Исследования трансзвуковыхлопаток показали, что наибольшее воздействие на структуру потока оказывает форма спинки,перераспределяя кривизну которой можно влиять на структуру течения в лопатке и корректироватьобводы профиля на основе корреляции между кривизной спинки и величиной местной скоростипотока.
Из уравнений плоского течения газа, записанных в естественной системе координат, следуетсоотношение dλ/λ = – dR/R = dK/K, где R и К=1/R соответственно радиус кривизны линии тока и еекривизна. Увеличение кривизны поверхности (dR< 0) приводит к увеличению местной скоростипотока (dλ>0) и наоборот, уменьшение кривизны приводит к торможению потока (dR>0; dλ<0).Корректировка профиля лопатки проводится путем решения серии прямых задач методомустановления в итерационном процессе. На каждом шаге в зависимости от уровня скорости ихарактера ее распределения по спинке профиля корректируется распределение кривизны спинки в))соответствии со следующей зависимостью: K i = K i + α( к – ⎯λадi), где K i и K i – исходное и новоезначение кривизны в i–м узле сетки; α = 0.7 – 1.3 коэффициент релаксации ; к = λадi/ λ2ад и ⎯λадi = λадi/λ2ад – заданное и вычисленное на данной итерации значения относительной скорости ⎯λадi в i–ой24точке.
Затем по измененному распределению кривизны восстанавливается контур спинки профиля икорректируется расчетная сетка вблизи спинки. Процесс продолжается до получения решетки сперерасширением потока на спинке порядка ⎯λмакс< 1.1….1.15. Восстановление формы спинки пооткорректированной кривизне проводится путем численного интегрирования методом Рунге-КуттаФельдберга обыкновенного дифференциального уравнения второго порядка, выражающего кривизнуy’’ – K(x)(1+y’2)1.5 = 0. Разработанная методика была применена для повышения эффективности рядалопаточных аппаратов. В частности, на рис.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
