/
Author: Мигай В.К. Гудков Э.И.
Tags: общие характеристики теплоэнергетика теплотехника машиностроение гидравлика газодинамика газовые турбины турбомашины
Year: 1981
Text
ББК 31.363 + 31.76
М57
УДК 62-135
р е Il е н 3 е н т д_р техн. наук В. r. Тырышкин
Миrай В. К., rудков э. И.
М57 Проектирование и расчет выходных диффузоров
турбомашин. Л.: Машиностроение. Ленинrр.
отд-ние, 1981. 272 с., ил.
В пер.: 90 коп.
в книrе изложены методы расчета и оптимальноrо проектирова.
иия выходных диффузоров основных типов турбомашин: осевых ком-
прессоров, паровыХ и rазовых турбин. Значительное вин манне уде-
лено проектированию выхлопных патрубков цнд паровыХ турбин.
Разработаны новые методы профилировання проточной часТи компрес-
сорных диффузоров.
Книrа предназначеиа для ииженерно-технических работников
коиструкторских бюро и исследовательских лабораторий турбострон-
тельных заводов.
30301 283
M 038(01) 81
283 81.
2301020000
ББК 31.363 + 31.76
6П2.23 + 6П5.7
ИБ Ng 2414
Виктор Константиновнч миr АЙ.
Эдуард Ильич rY дков
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И РАСЧЕТ
ВЫХОДНЫХ ДИФФУЗОРОВ УУРБОМАWИН
Редактор В. М. Рошаль
Художественный редактор С. С, Венедиктов
Переплет художника И. М. Сенскосо
ТехническиЙ редактор Т. П. Малашкина
Корректор Т. н. rринчук
Сдано в набор 28.10.80. Подписано в печать 09.04.81. М-28865.
Формат 84Х 108'/.2' Бумаrа типоrрафская Н. 2'
rарнитура литературиая. Печать высокая.
Усл. печ. л. 14,28.' Уч.-изд. л. 15,37. Тираж 1370 экз. Заказ 357.
Цена 90 коп.
Леиииrрадское 'отделение издательства «МАШИНОСТРОЕНИЕ»
191065, Леиинrрад, Д-65, ул. Дзержинскоrо, 10.
Леннвrрадская типоrрафня Н. 6 ордена Трудовоrо ,KpacBoro Знамени
ЛеIlииrрадскоrо объединения «Техническая кииrа» ИМ. Евrении СОКОЛОВОЙ
Союзполиrрафпрома при rосударственном комитете ссСР
IIО делам издательств, полиrрафии и книжной торrовли,
193144, Ленииrрад, C-l44, ул. Моисеенко, 10.
,, 'iI
:1 ::: ,, ::;}' r, .; (: !!t. ; .дательство «Машиностроение», 1981 r.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Наблюдающееся в последнее время увеличение мощ
ностей энерrетических установок предъявляет повышен.
ные требования к экономичности и надежнссти отдельных
элементов энерrооборудования и, в частности, выходных
диффузоров и патрубков турбомашин.
Анализ возможных путей повышения эффективности
осевых турбомашин показывает, что в связи с достиrнутоЙ
к настоящему времеIj:И высокой степенью совершенства
лопаточноrо аппарата резервы да.льнейшеrо увеличения
ero к. п. д. сравнительно невелики. В то же время выход-
ные диффузоры и патрубки, в которых имеются необра-
тимые потери давления, связанные с интенсивными отры-
вами потока, характеризуются значительными резервами
повышения их эффективности. Как показывают расчеты,
уменьшение коэффициента полных потерь п выхлопноrо
патрубка части низкоrо давления Bcero на 0,1 обеспечи-
вает прирост к. п. д. паровой турбины на величину при-
. мерно 0,15 %, а то же уменьшение I1 наrнетательноrQ
патрубка компрессора увеличение к. п. д. rазотурбин
ной установки примерно на 0,1 %. Поэтому понятен
интерес, который проявляется в нашей стране и за рубе-
жом к данной проблеме. В частности, специалисты США
считают, что из большоrо числа факторов, за счет которых
в ближайщие [оды будут улучшаться экономические по
казатели мощных паротурбинных блоков, одним из важ
нейших ЯЫIяется совершенствование аэродинамики и
конструкции выхлопных патрубков [13 J.
Надежность работы турбомашины в значительной
степени зависит от аэродинамических характеристик
1*
3
выходноrо патрубка. Окружная неравномерность полей
скоростей и давлений влияет на вибрационные характе..
ристики рабочих лопаток последних ступеней, а также
на условия работы конденсатора или камеры сrорания. Все
это определяет актуальность рассматриваемоrо вопроса.
Настоящая книrа написана в основном по результатам
исследований диффузоров и патрубков, выпJlненныыx в фи-
зико-техническом отделе НПО ЦКТИ, с использованием
материалов, полученных в друrих орrанизациях (ПО ХТ3,
ПО ЛМ3, ПО ТМ3, ПО Н3Л, МЭИ, ИТТФ АН УССР,
ЦАrИ) .
'в книrе изложены рекомендации по оптимальному
аэродинамическому профилированию диффузоров и пат-
рубков, разработанные на основе большоrо эксперимен-
тальноrо материала. Приведены также методики расчета
потерь с учетом rабаритных оrраничений. В качестве
примеров практическоrо использования разработанных
методик и рекомендаций приводятся результаты отра-
ботки диффузоров и патрубков для конкретных осевых
турбомашин, а также анализируются типовые конструк-
ции выхлопов ряда отечественных паровых турбин. Диф-
фузоры центробежных машин, rеометрические характе-
ристики и принципы ПРОфИЛИРQвания которых суще-
ственно отличны от таковых для кольцевых каналов,
в настоящей работе не рассматриваются.
В книrе использованы экспериментальные данные,
полученные авторами, а также под их руководством со-
ТРУДНиками НПО ЦКТИ И. С. Носовой, Н. Ю. Лапеки-
ной при участии И. А. Алексеева, 3. Н. Сафоновой,
В. С. AreeBa, Л. Н. Слободской и В. А. Воронина.
Использованы также конструкторские разработки пат-
рубков, выполненные под руководством Ю. С. Сачкова.
Всем этим товарищам авторы приносят искреннюю бла-
[одарность.
При постановке задач исследований по аэродинами-
ческому совершенствованию выхлопных диффузоров и
патрубков паровых турбин большую роль сыrрали проект-
но-конструкторские разработки новых типов ЦНД, вы-
полненные в последнее время ПО ХТ3. Авторы считают
своим долrом поблаrодарить руководство СКБ завода
за помощь в орrанизации этих работ, а также непосред-
ственных участников совместных исследований сот-
рудников СКБ Ю. Э. Юшкевича и В. А. Конева.
Ооновные уоловные обозначения
а скорость звука, вы-
сота турбулизирую-
щеrо ребра, rлубина
канавки системы по
перечноrо оребрения,
маJ1ая ось ЭJIлипса;
Ь ширина канавки си
стемы поперечноrо
оребрения, большая
ось ЭЛJIипса;
ьк ширина KopHeBoro ce
чения лопатки по
СJIедней ступени;
В ширина (поперечный
rабарит) патрубка,
барометрическое дав-
ление;
В 1 ширина выходноrо се-
чения патрубка;
d ДИЮlетр BHYTpeHHero
обвода (обтекателя)
KOJIbIleBOro диффу-
зора;
d d,,7Df{ ВТУJ1Очное
отношение кольце
Boro диффузора;
D диаметр наружноrо
обвода (обечаики)
KO,1biIeBoro диффузо-
ра;
D :--= DK/Df{ радиаль
ность осерадиаJIьноrо
диффузора;
D ср . п средний диаметр по
, СJIедней ступени;
f площадь;
G массовыи расход pa
бочеrо теJIа;
h восстаНОВ,'1енныи в
диффузоре теПJ10пе
репад (работа), пол
ное даВJIение, высота
уступа за внезапным
расширением, pac
стояние между BbIXOk
ными кромками коль
Ilевых направляю
ЩИХ J10паток;
Н расстояние от BbIXOk
нои кромки колыl--
вой направляющей
JIопатки до ТОРIlОВОЙ
стенки патрубка;
Но раСПОJIаrае.мыи теп
J10перепад (работа);
Н 1 высота нижнеи поло
вины патрубка;
Н кр высота крышки пат
рубка;
k показате,'1Ь адиабаты,
КОЭффИIlиент HepaB
номерности профиля
скорости;
k и отношение коэффи
Ilиентов ПОJ1l!ЫХ по
терь изоуrОJ1ьноrо
диффузора и имею
щеrо равные с ним
rабариты диффузора
с промежуточным
поджатием;
1 ширина проходноrо
5
сечения n.10CKOrO и
колыlвоrоo диффу
зоров;
11 17;
'1 '3 характерные размеры
сборной камеры пат-
рубка (см. рис. 5.1
5.4);
L длина (осевой rаба-
рит);
L == LlD и удлинение;
М == w/a ЧИС,10 Маха;
п == р к / р н степень pac
ширениЯ;
п; п' зиачения степеии рас-
ширения в экстре-
мальных точках кри-
вой п (S)(CM. рис. 2.7);
ii степень заПО.1lrения
сечения потоком;
N КОэффИIlиент кине
тической энерrии,
мощность;
р статическое давление;
р == p/q коЭФФИIlиент
давления;
р* давление полноrо тор-
можения;
рб избыточное даВ,1ение
в ресивере аэростенда;
q скоростной нанор,
приведенный рас-
ход;
Q объе IIIЫЙ расход ра-
бочеrо тела;
r радиус (координата);
R радиус (размер), уни
версальная rазовая
постоянная;
R 1 ; R 2 радиусы окружно-
стей, дуrами которых
образованы поворот
ные участки обводов
соответственно обте
кателя и обечайкиосе-
радиальноrо диффу
зора;
R е == wl/v число Рей-
нольдса;
S длина средней линии
криво.шнейноrо Ka
нала, криволинейная
координата (вдо.1Ь JЩ
6
нии тока), осевая ко-
ордината (для nJIOCKO-
ro и коническоrо диф
фузоров);
Т те:-.шература потока;
Т* температура TOpMO
жения;
u неРИ:-'lетр сечения;
w' нульсаIlионная со-
ставляющая скоро-
сти;
w скорость потока;
wn нормальная состав-
.тIяющая скорости;
х; у декартовы коордииа-
ты (продольная и нор-
ма,1ьная соответ-
ственно);
а уrол наклона сред-
ней линии колыlвоrоo
диффузора;
а 1 ; а 2 входные уrлы накло-
на обводов обтекателя
и обечайки колыlво--
ro диффузора;
уrол раскрытия диф
фузора с прямолиней-
ными стенками, уrол
скоса ТОРIlОВОЙ (внут-
ренней) стенки пат
рубка;
1; 2 выходные уrлы HaK
лона обводов обте
кателя и обечайки осе-
радиальноrо диффу-
зора;
r s; 1"Js; fs критерии отрыва;
б толщина поrранич
Horo слоя;
б* толщина вытеснения;
б* * толщина потери им
пульса;
;r относительная пло-
щадь вытеснения;
дh потери полноrо дав-
ления;
дh с теплоперепад, соот-
ветствующий кине-
тической энерrии по-
тока;
1; степень (интенсив-
ность) турбулентно-
сти;
30; В 1 ; е 2 ! относительные дaB
ления;
КОЭФФИIlиент внут-
ренних потерь (по-
терь полноrо напора);
B. с КОЭФФИIlиент потерь
с выходной скоростью;
п КОэффИIlиент полных
потерь;
'I'J к. п. д.;
е лока.'1ЬНЫЙ уrол рас-
крытия криволинейно-
ro диффузора, уrол
между координатны
ми .'1иниями;
Х кривизна линий тока,
КОЭФФИIlиент формы
(отношение R 1 /R 2 )
диффузора с проме
жуточиым поджатием;
л относительная ско-
рость;
v КОЭФФИIlиент кине-
матической вязкости;
КОЭффИIlиент BOCCTa
новления давления;
Индексы
б.о безотрывный;
в.р внезапное расшире-
ние;
в.С выходная скорость;
Д диффузор;
и изоуrольный;
ид идеальный;
к конечный (выход), ко-
зырек;
кр крышка патрубка;
л лопатка;
н начальный (вход);
ном номинальный;
опт оптимальный;
отр отрыв;
n патрубок, полный;
р плотность движущеЙ
ся среды;
(] уrол между образу'
ющими .'10l\1аНЫЙ обвод
диффузора или ло
патки (см. рис. 4.18);
't w напряжение трения
на стенке;
<р полярная координа-
та, коЭФфИIlиент смяr-
чения (полноты)
удара;
'ф ФУНКIlИЯ тока, yro.'1
заострения выходных
кромок паправляю
щих лопаток и ребер.
КОэффИIlиент нерав-
номерности давления;
ю интеrральныЙ коэф-
ФИIlиент неравномер-
ности поля скоростей;
Юр коэФФИIlиент окруж-
ной неравномерности
поля давлений на вхо-
де в диффузор (пат-
рубок).
пов поворотный участок
диффузора;
пр приведенный, пря-
молинейный;
пред предельный;
рад радиальный участок
диффузора;
расч расчетный;
см смоченный;
ср средний;
Il Ilентр;
Щ щель;
эксп экспериментальный;
rnах максимальный;
rnin минимальный;
t теоретнческий.
Принятые сокращения
rTY rазотурбинная установка;
ИТТф АН УССР Институт технической теплофизики Академии
наук УССР;
МВТУ Московское высшее техническое училище
им. Н. Э. Баумана;'
7
МЭИ Московский энерrетический инс1ИТУТ;
НПО ЦКТИ IIаучно-производственное объединение по !lссле
дованию и проектированию энерrетическоrо обо-
рудования им. И. И. Ползунова;
ПО ЛМЗ Производственное объединение турбостроения
«Ленинrрадский метадлический завод»;
ПО НЗЛ Производственное объединение «Невский завод»
И I. В. И. Ленина;
ПО Тl\\З Производственное объединение «Турбомоторный
завод» им. К. Е. ВОРОШll.'юва;
ПО ХТЗ Производственное объединение турбостроения
«Харьковский турбинный завод» им. С. М. Кирова;
ЦАrи Центра.'lЬНЫЙ аэродинамический !lНСТИТУТ'
им. Н. Е. Жуковскоrо;
ЦНД IlИЛИНДР низкоrо давления.
;r ЛАВА I
АЭРОДИНАМИКА ПОТОКА
И МЕТОДЫ СНИЖЕНИЯ ПОТЕРЬ В ДИФФУЗОРАХ
1.1. Клаосификация диффузоров
Диффузорами называются аэродинамические устрой-
ства, предназначенные для преобразования кинетической
энерrии потока в потенциальную (уменьшения скорости,
повышения давления) с возможно большей эффективно-
стью. Они представляют собой каналы, расширяющиеся
при дозвуковых скоростях И суживающиеся при сверх-
звуковых. Диффузоры подразделяются на прямоуrоль
ные (плоские), конические и кольцевые (рис. 1.1). Они
MorYT выполняться с прямолинейными или криволиней-
ными образующими. Известны также ультрадиффузоры
(или кинематические диффузоры) [47], в которых не
происходит восстановления давления, а осуществляется
лишь разворот потока (рис. 1.1, д), однако они не нашли
ШИрокоrо распространения и здесь не рассматриваются.
Для турбиностроения наибольший интерес представ-
ляют Ко.'Iьцевые диффузоры, используемые в осевых тур-
бомашинах для торможения потока, выходящеrо из по
следней ступени. Применение прямолинейных и слабо-
изоrнутых кольцевых диффузоров оrраничено вследствие
необходимости значительноrо увеличения осевых rаба
ритов выхлопов. Поэтому обычно выходные патрубки
ВЫПОЛНяют с осерадиальными диффузорами (рис. 1.1, с),
которые представляют собой криволинейный кольцевой
ДИФ'Рузор, разворачивающий поток на <:ю о .
9
а)
"' ...;<
...."
S
L
о) /3/2 /30/2
"
'" с>::
с>::
.
,S .,
............... с>::
Х L
F OTP
В)
...} ..}
CXf
'" . . '"
I=::j
L
\ '
1
д) }}
'l'ftf
'= -=
"
'"
"
I=::j
Рис. 1.1. Типы диффузоров: а плоский; б конический с прямолиней
альный (1 осевая JIИНИЯ; 2 обечайка; 3 средняя линия; 4 обте
торами; з КРИВО.1Инейный конический с отсосом поrраничноrо слоя
системой самоотсоса (2) поrраничноrо СiIОЯ; к диффузор с поперечным
кавернами; м диффузор с внезапным
Для описания rеО:\1етрии осерадиальных диффузоров
в настоящей работе принята терминолоrия ЦАrи [22],
как наиболее удобная применительно к условиям стен-
довых испытаний. Соrласно эТой системе, основными [ео-
метрическими параметрами кольцевоrо диффузора яв-
ляются втулочное отношение d == dи/D н (рис. 1.1, 2),
удлинение [== I-ID II , радиальность jj == Dк!D и и сте.
10
ж)
T\
!
",1
1'::>1
i
и)
'&
л)
...}
м)
'"
"'"
ными стенками; в коJIыlвойй с ПРЯМОJIинейными стенками; z осеради
кате.'1Ь); д кинематический; е ступенчатый; ж диффузор с дефJIек-
(диффузор rриффитса); u диффузор со ступенчатым смеситеJIем (1) и
оребрением (1 IlИJIиндрическая вставка); л диффузор с вихревы и
расширением и отсосом поrраничноrо слоя
пень расширения п == F H IF lI , rдe Р н и Р к площади
входноrо и выходноrо сечений диффузора 1.
1 Для перехода к распространенным в практике турбиностроения
rеометрическим параметрам последних ступеней D ср. н/ [н; L! [н;
DK/D cp . н можно использовать соотношения:
Dcp. н I + iI. L 2[. D K 2D
I d ' I d ' Dcp'H I+d .
II
Внутренний обвод кольцевоrо диффузора обычно назы-
вают обтекателем, наружный обвод обечайкой. За осе-
вую линию принимают ось турбомашины. Средняя ли-
ния S определяется как rеометрическое место центров
окружностей, вписанных в контур диффузора. За ширину
проходноrо сечения диффузора принимается линия А В
(рис. 1.1, е), соединяющая точки касания данной окруж-
ности с обводами обтекателя и обечайки.
Проточную часть осерадиальноrо диффузора условно
можно считать состоящей из трех участков: oceBoro, [де
основное торможение потока осуществляется при ero
движении в осевом направлении, радиальноrо, [де поток
движется в радиальном направлении, и ПОВОрОТноrо, rдe
происходит поворот потока на 90
Для определения формы обтекателя и обечайки введем
входные уrлы наклона образующих СХ 1 и СХ2 И радиусы R
и R 2 окружностей, дуrами которых оrраничен поворот-
ный участок (рис. 1.1, е).
Осерадиальные диффузоры удобно разделить на три
класса по типам турбомашин. Это вызвано тем, что для
компрессорных и паротурбинных диффузоров, в отличие
от rазотурбинных, характерно резкое оrраничеиие oc
вых размеров. В то же время значительная разница во
втулочных отношениях d компрессорных и паротурбин-
ных диффузоров вызывает существенное различие их
rеометрии. Меридиональное сечение компрессорноrо диф.
фузора представляет собой узкий и достаточно длинный
канал (Sп/lи == 6 + 10, [де Sп полная длина средней
линии), а паротурбинноrо широкий и короткий (Sп/lи ==
== 2 +3). Очевидно, что в столь различных каналах
физическая картина течения будет также неодинакова.
Эrо, в свою очередь, приводит к тому, что оптимальные
соотношения rеометрических параметров и способы улуч-
шения рароты для диффузоров различных типов будут
разными.
. При классификации в качестве основной характери-
стики естественно принять втулочное отношение, так как
каждому типу турбомашины соответствует сВой диапа-
зон изменения данноrо параметра, определяемоrо отно-
ситсдьной длиной лопатки последней ступени. Выходные
диффузоры осевых компрессоров (компрессорные диффу-
зоры) характеризуются втулочным отношением d == 0,7 +
+0,9, диффузоры выхлопных патрубков ЦНД паровых
12
, турбин 1 значением d == 0,42+0,52. rазотурбинныедиф-
фузоры занимают промежуточный диапазон: d == 0,5+0,75.
Поток в диффузорах, применяемых в выходных пат
рубках турБО:vIашин, в большинстве случаев носит отрыв-
ной характер. Поэтому безотрывные диффузоры в данной
книrе не рассматриваются. Они обстоятельно рассмотрены,
например, в работе [21], в которой изложены и совре-
менные методы расчета, основанные на теории поrранич-
Horo слоя. Отрыв потока от стенок ди<t;фузора всеrда сопро-
вождается повышенными потерями давления. Д.'IЯ их
уменьшения необходимо стремиться к снижению интенсив-
ности отрывных явлений и смещению точки отрыва вниз
по потоку. Аэродина!vlика отрывных течений не поддается
'теоретическим расчетам, хотя в последнее время появи
лись работы, основанные на приближеllНЫХ теоретиче-
ских подходах (они будут рассмотрены в 11. 1.6). Ука-
занные методы расчета касаются только простейших KaHa
лов. Более сложные (в частности, осерадиальные) диффу-
зоры при существующем уровне теоретических знаний
пока не MorYT быть спроектированы чисто расчетным пу-
тем, а их исследование и аэродинамическое совершен-
ствование проводится экспериментально. Именно это
направление получило наибольшее развитие в настоящей
работе. Наиболее общие особенности аэродинамики по-
тока в отрывных диффузорах рассмотрены на примере
плоских и конических диффузоров.
Прежде чем перейти к изложению OCHoBHoro материала,
остановимся на некоторых вопросах методическоrо xapaK
тера, связанных с выбором системы аэродинамических
коэффициентов и методикой их экспериментальноrо опре-
деления.
1.2. Аэродинамические характеристики
выходных диффузоров и патрубков
ПрOL есс изменения параметров потока в выходном
тракте турбины условно изображен на рис. 1.2. Линия ОН
отражает' процесс расширения в лопаточном .аппарате.
Во входно:vI сечении патрубка параметры полноrо тормо-
жения опре деляются точкой Он, статические параметры
:J, Следует отметить, что диффузоры частей BЪicoKoro и среднеrо
Давления по своим rеомстрическим параметрам соответствуют компрес
сорному или rазотурБИНIIОМУ типам.
13
точкой Н. В выходном сечении соответствующие пара
метры потока опредеJ1ЯЮТСЯ точками Он и К. При фик-
сированных конечных параметрах потока установка за
последней ступенью турбины или компрессора эффектив-
Horo диффузора, создающеrо Вос-
становление давления (h > О),
в первом СJlучае увеличивает
располаrаемый теплоперепад от
значения Но до Но, обеспечивая
дополнительную мощность, а во
втором поВышает к. п. д. ком-
прессора за счет снижения зат-
рат энерrии на ero привод.
Для ВЫХЛОlIноrо патрубка ос-
НОВной энерrетической характе-
ристикой, наиболее полно опре-
деляющей степень ero аЭрОДИНа-
мическоrо совершенства, явля-
ется коэффициент полных
потерь, который характеризует
суммарный уровень внутренних
потерь Дh и потерь с ВЫходной
скоростью Дh сн (рис. 1.2);
п == (Дh + Дhсн)!дh сн ,
r{
Он
..<::
Рис. 1.2. Рабочий процесс
диФФУ30рноrо выходноrо па-
трубка в i S'диаrрамме
[де 6h CH теплоперепад, соот-
ветствующий кинетической энер-
rии потока во входном сечении.
В общем случае коэффициент полных потерь может
быть вычислен по формуле
I (PK/p:')<k l)/k
п "= I (рн/ р:.) (k l)jk '
(l.I)
[де р статическое даВ.'Iение; р* давление полноrо
торможения; k показатель адиабаты.
Для оценки эффективности патрубков и диффузоров
используются также и друrие аэродинамические харак-
теристики; коэффициент восстановления давления (энер-
rии) , показывающий, какая часть ВХОДной кинетической
энерrии преобразуется в патрубке в дополнительный
теплоперепад h; коэффициент внутренних потерь ; ко-
эффициент потерь с выходной скоростью B. с И к. П. д. '1),
14
определяемый отношением действительноrо восстановле-
ния статическоrо давления к теоретически возможному:
== hjt1..h си ; == t1..h/t1..h си ;
B. с == t1..h c !{/t1..h c ]f; 11 == h/(h + t1..h).
Под выражением «потери полноrо давления (энерrии)>>
подразумеваются потери кинетической энерrии (распо
лаrаемой работы), связанные снеобратимым переходом
ее части в тепловую форму. В реальных условиях бла
rодаря диссипации механической энерrии прирост стати-
ческоrо давления всеrда меньше рассчитанноrо по уравне-
нию Бернулли на абсолютную величину внутренних
потерь I1h:
(Рк Рн)действ == (РК р,r)ид 6h == (р/2) (w W ) t1..h,
[де р плотность; W скорость движущейся среды.
Если течение в патрубке происходит при малых ско-
ростях и поток можно считать несжимаемым (М ===
=== WП/а Н 0,5, [де М число Маха; а скорость звука),
то введенные коэффициенты можно представить в ВИде
11 === Р: Р к . == Рк Ри . == Р: P ; ]
qп' qп' qи (1.2)
qK. 'n PK PH
"'в. С === q;; , . J qп qK '
rдe q === pw 2 /2 скоростной напор.
Рассмотренные характеристики связаны между собой
следующими соотношениями:
== 1 п; == IJ B. с; 11 == (l п)!(1 B. с),
1(ля оценки уровня неравномерности полей скоростей
в контрольных сечениях вводится интеrральный коэф
фициент неравномерности, который позволяет количе-
ственно учесть особенности распределения скоростей по
сечению без привлечения дополнительных коэффициентов:
(J) == (W max W mJn)/W cp ' (1.3)
Здесь w cp === Q/F среднерасходная скорость по сечению
полной площади Р; Q объемный расход рабочеrо тела;
W maX избыточная скорость, выисляемаяя для об.тrастей
с общей ПЛощадью F l' [де нормальная составляющая ско-
15
рости W n W cp ; W m1n дефектная скорость, вычисляе-
мая для областей с общей площадью Р 2 , [де w n W cp :
tЮ mах f WWndP / J wndF; W m1n J WWndF / f wndF.
1.3. Методики экспериментальноrо определения
аэродинамических характеристик диффуэоров
и патрубков
в практике аэродинамических испытаний выходных
патрубков используют две методики экспериментальноrо
определения их энерrетических характеристик: травер.
сирования и интеrральную. Методика траверсирования
предполаrает подробное измерение локальных параме-
тров потока во входном и выходном сечениях. При исполь-
зовании интеrральной методики характеристики потока
в контрольных сечениях определяют приближенно, ис-
ходя из предположения, что они остаются постоянными
по всему рассматриваемому сечению. При этом доста-
точно измерить массовый расход рабочеrо тела G, избы-
точное давление в ресивере аэростенда Р6 и давление РН
на входе в модель, которое может быть найдено расчет-
ным путем с использованием rазодинамических функ-
ций [21].
В натурных условиях параметры потока во входном и
выходном сечениях выходноrо патрубка характеризуются
резкой неравномерностью. Поэтому наиболее достовер-
ные значения энерrетических характеристик патрубков
MorYT быть получены только по результатам испытаний,
проводимых по методике траверсирования. Результаты
измерений полей скоростей и давлений в контрольных
сечениях используют для вычисления входящих в фор-
мулы (1.1) и (1.2) осредненных величин: статическоrо
давления, давления торможения и CKOpocTHoro (динами-
ческоrо) напора. Осреднение производится по общеприня-
тому в rазодинамике способу [63]:
i ==, (I/Q) S x(F)wn(F)dF, (1.4)
F
[де х л юбая осредняемая величина 1.
1 Ве.IIИЧИНУ, осредпенную подобным образом, иноrда называют
средневзвешенной .
16
Следует отметить, что методика траверсирования весьма
трудоемка, а точность определения аэродинамических
коэффициентов при ее использовании зависит от схемы
измерений (количества траверсируемых точек, качества
измерительных приборов, ,заrромождения потока при-
борами и т. п.).
Если испытания проводят с целью сравнительной
оценки эффективности различных модификаций отраба-
тываемой конструкции патрубка, то рекомендуется при-
менять БОJ1ее простые интеrральные методики. В этом
случае в контрольных сечениях статическое давление или
определяют по результатам измерений в дренажах, или
вычисляют косвенным путем, а динамический напор мо-
жет быть рассчитан по среднерасходной скорости. Неучет
реальной неравномерности параметров потока на входе
и выходе из патрубка приводит к тому, что интеrральный
коэффициент полных потерь оказывается выше, чем
определяемый по методике траверсирования коэффи-
циент П. Интеrральные коэффициенты внутренних потерь
' и потерь с выходной скоростью . с также отличны от
соответствующих величин и B. С'
Использование в расчетах среднерасходных скоростей
обращает последний коэффициент в rеометрическую харак-
теристику, так как при этом . с === l/n 2 , [де п степень
расширения патрубка.
Частным случаем интеrральной методики, обеспечи-
вающим пониженную разницу между значениями
и т является следующая схема измерений, разработан-
ная в МЭИ.
Определяют четыре величины: давление торможе-
ния р: в подводящем тракте перед патрубком (в ус-
ловиях стендовых испытаний оно равно давлению в напор-
ном ресивере), статическое давление р" в выходном сече-
нии (если выхлоп из патрубка осуществляется в атмо-
сферу, то р" === В, [де В барометрическое давление),
расход G рабочеrо тела через патрубок и температуру
торможения Т* (в стендовых условиях это темпера-
тура в ресивере). Необходимую для определения коэф-
фициента полных потерь величину Рю измерение кото-
рой при помощи дренажных отверстий дает большую
поrрешность в условиях резкой входной неравномерности
потока, можно рассчитать по формуле рн === еlР:' [де
относительное давление е 1 определяется из rазодинами-
17
ческих таблиц в зависимости от приведеннorо расхода [6]:
=== [ ..!!... ( ) (k+l)/(k l) J O.5 а VF
qи R k + I р' .
нР н
Испытания .различных вариантов диффузоров и пат-
рубков показали, что определенные по данной методике
коэффициенты имеют поrрешность + 1 О % по отноше-
нию к определенным по етодике траверсирования.
При использовании интеrральной методики МЭИ дЛЯ
патрубков, установленных за турбинной ступенью, изме
'"
рение параметров потока во входном сечении Ри и рн
затруднено и их рекомендуется определять косвенным
путем с использованием статическоrо давления Рк' изме-
peHHoro в выходном сечении патрубка. Давление тормо-
жения P и приведенный расход qK вычисляют по фор-
мулам:
P == рк + G2RT*j(F PK);
[ ( k 1 Yk+l )/(k I) J o.5
aVt*
ркр;
q
K
Для предварительной оценки приведенноrо расхода
используется выражение qп =-= qI,eoп, [де величина е о ==
== p /p: в первом приближении может быть принята'
равной единице. Затем из rазодинамических таблиц по '
величине qff находят относительную потерю давления
е 1 == Рн/Р: и относительную скорость Л Ю а по!величине
f,2t == I;.opjp теоретическую скорость "'к/' Коэффициент
полных потерь патрубка вычисляе-тся по формуле
== л /jМ
и используется для нахождения BToporo приБJIИжения
величины
е о == 1 ( 1 ,3jп 2 )( 1 еl)'
Найденное значение Во позволяет УТОЧЮLТь вели-
чину . Указанный процесс повторяется до получения
заданной точности совпадения соседних приближений.
Друrим примером уточнения интеrральной методики
ЯВJIяется предложенный, в НПО ЦКТИ способ, который
основан на нахождении входноrо профиля скорости путем
решения с помощью ЭВМ прямой осесимметричнои задачи
в рамках теории идеальной жидкости [23]. Для описа-
18
ния течения в диффузоре ИСПОЛЬЗ0валась система, Состоя
щая из уравнения движения
дw S ' n е дw С S е + d (hjp) S ' n е
ду XW 1 == дS о r d1jJ 1 ,
уравнения неразрывности
у
Ф '== f rw Sin е d!!
о
и уравнения Бернулли
р/р + w 2 /2 == h/p == idem,
[де х КрИВИЗНа линий тока s; е уrол между Линиями
тока S и полуФиксированными КООрДИНатными линиями у;
r радиус; Ф функция тока; h == р + q Полное дав-
ление.
Такая задача была поставлена и запроrраммирована
А. З. Серазетдиновым [201. Сравнение профилеЙ скоро-
стей и давлений, Полученных расчетом и эксперимен_
тальным путем, обнаружило их хорошее совпадение, тем
Лучшее, чем выше эффективность диффузора.
Недостатком данной методики Является то обстоятель_
ство, что она применима лишь для диффузоров. В патруб-
ках, [де осевая симметрия Потока нарушается, расчет-
ный профиль скорости уже не отражает реальной картины,
и в этом Случае УТочненная интеrральная методика уже не
может быть ИСпользована.
Для преодоления указанноrо недостатка в НПО ЦКТИ
была разработана так называемая меТодика линейноrо
СКоса, котор я поЗволяет отказаться от траверсирования
входноrо сечения и оrраничиться замерами давления на
стенках. Метод основан на линейной аппроксимации рас-
пределения статическоrо давления по входному сечению.
Замеры указанных полей как для компрессорных, так и
для паротурбинных патрубков свидетельствуют о возмож
ности подобноЙ аппроксимации с ПрИеМ.'Iемой поrреш-
НОстью. В итоrе для наХождения коэффициента потерь
ДОстаточно опреде.'lИТЬ интеrральные характеристики G
и Рб И измерить давление на стенках во входном сечении.
Необходимые для расчета по обычноЙ методике траверси-
рования значения статическоrо давления на остальных
заданных радиусах определяют линейной интерполяцией.
19
с целью проверки предложенных методик были про-
ведены контрольные испытания ряда паротурбинных диф-
фузоров 1 (изолированных и в системе патрубка), для
которых разница между коэффициентами, определенными
по интеrральной методике и методике траверсирования,
максимальна. Результаты экспериментов представлепы
в табл. 1.1. Как видно, предложенные методики уточ-
ненная интеrральная (с использованием расчетноrо про
филя скоростей) и методика линейноrо скоса обеспе-
чивают поrрешность измерений по отношению к коэф-
фициенту I1 не более 5%, тоrда как раЗНИIIа между коэф-
фициентами п и составляет 10 20%.
ТаБЛИIlа 1.1
Сравнение характеристик моделей,
определенных по методикам траверсирован и я (Ьп)'
интеrральиой (b ), уточненной интеrральной (b )
. ( т )
И методике линеиноrо скоса Ьп
-
Диффузор в си-
Коли- Изолированный д"ФФузор стеме патрубка
Вариаит с нижним BЫ
днффу- чество Х...'IОПО.м
зора (см. направ
рис. 4.1) .rlЯЮЩИХ I I I I I
oI10паток , b m ."
Ь п Ь П Ь П Ь П Ь П Ь П
I Нет 1,43 1,55 1,36 1,51 1,26 1,38 1,29
2 » 1,04 1,24 1,02 0,97 0,94 1,05 0,95
2а » 1,37 1,55 1,31 1,41 1,21 1,36 1,24
3 » 0,98 1,13 1,00 0,93 0,815 0,93 0,84
3 1 * 0,95 1,07 0,96 0,90 0,79 0,91 0,81
3 2 * 0,83 0,90 0,80 0,84 0,70 0,80 0,73
. Направляющие лопатки укороченные (см. рис. .8).
Специальное исследование rраниц применимости ме-
тодик модельных испытаний показало, что Д.'lя компрес-
сорных и rазотурбинных диффузоров и патрубков поrреш-
ность при использовании интеrральной методики не пре-
вышает 3 %. Для паротурбинных моделей указанная ве-
личина достиrает 1 O 20 % и пренебреrать ею уже нельзя.
1 rеО lетрические характеристики испытанных вариантов диффу-
зоров при ведены в п. 4.1.
20
,Такое различие объясняется тем, что в rазотурбинных
диффузорах блаrодаря значительной протяженности осе.
Boro участка влияние поворота потока во входном сече-
нии проявляется слабо и поле скоростей отличается высо-
кой степенью однородности. В компрессорных моделях
влияние радиальной неравномерности потока, хотя она и
велика, на осредненные характеристики почти не ощу-
щается блаrодаря весьма малой относительной ширине
канала IH/Dll" В более широких паротурбинных каналах
скос потока на входе приводит к тому, что большая часть
расхода направляется через периферийные сечения, в ре-
зультате чсrо действительная кинетическая энерrия ТЕче-
ния оказывается заметно больше вычисленной по средне-
расходной скорости.
На основании этих данных экспериментальное иссле-
дование выходных диффузоров и патрубков компрессор-
Horo и rазотурбинноrо типов (см. rлавы 2 и 3) проводилось
.с использованием обычной интеrральной методики. По-
лучающаяся при этом незначительная поrрешность соз-
дает некоторый запас при переносе модельных результа-
тов на натуру. Испытания же паротурбинных моделей
(см. rлавы 4 и 5), за особо оrоворенными исключениями,
проводились путем траверсирования входноrо сечения
в 48 фиксированных точках, длячеrо был изrотовлен
спеuиальный вращающийся координатник.
Приводимые в книrе экспериментальные данные в ос.
новном получены путем модельных испытаний в условиях
paBHoMepHoro oceBoro потока на входе при следук:щих
значениях ЧИС.7!а Маха: 0,46 д.'!я компрессорных, 0,38
для rазотурбинных и 0,25 для паротурбинных моделей.
Особенности работы выходных устройств при изменении
режимных параметров и условий входа для каждоrо из
исследуемых типов диффузоров рассмотрены отдельно
в соответствующих rлзвах.
1.4. Структура потока в отрывных диффузорах
Проблема отрыва потока получила физическое объяс-
нение на основе теории поrраничноrо слоя. Для возник
новения отрыва нсобходимо на.'!ичие положительноrо
rрадиента давления др/дх вдоль обтекаемой поверхности
и си.'! трения. При расширении канала в диффузоре проис-
21
ходит, соrласно уравнению Бернулли, повышение стати
ческоrо давления, причем до точки отрыва поле давления
практически постоянно по сечению, а скорость потока
по длине KaHa.'Ia понижается. В ПОI'раничном слое вслед
ствие трения в пристенной об.'Iасти скорость, а следова
тельно, и кинетическая энерrия, меньше, чем в ядре по
тока. В каком-то сечении канала запаса кинетической
энерrии в пристенных слоях становится уже недостаточно
для преодоления положительноrо I'радиента давления, и
поток отрывается от обтекаемой поверхности. [стественно,
что эти процессы взаимосвязаны, так как положительный
rрадиент давления возникает при отсутствии устойчивых
отрывов потока.
Отрыв потока от стенок конических диффузоров с yr
лами раскрытия до значений ;:::j 35+400 имеет, как пра
вило, несимметричный по периметру характер со срывом
вихрей, частота которых уменьшается с уве.'Iичением .
Отрыв начинается в той области, rдe скорость по пери-
метру наименьшая. На противоположной стороне отрыв
потока не наблюдается. При возникновении отрыва даль-
нейшеrо повышения давления практически не происхо-
ди . При отсутствии неравномерности полей скоростей
по периметру отрыв потока от стенки возникает попере-
менно (перемежающийся отрыв).
Ясно, что более заполненные профили скорости (TYP
булентное течение) характеризуются большим запасом
кинетической энерrии, чем менее заПОJ'Iненные профили
при ламинарном характере движения. Поэтому турбу
лентные потоки преодолевают без отрыва более высокие
положитеJ'Iьные rрадиенты давления.
Область отрыва поrраничноrо слоя весьма сложна и
может быть разделена на зону перемежающеrося отрыва
и зону устойчивоrо отрыва. Устойчивый отрыв требу-ет,
чтобы вдоль всей линии отрыва производная (дw/ду)у о
непрерывно стремилась к нулю как во времени, так и
в пространстве. Вверх по течению от зоны установивше-
rося отрыва вблизи поверхности можно наблюдать пере-
межающиеся полосы противотока. Область перемежаю-
щеrося отрыва иноrда отождествляется с областью тур-
булентноrо отрыва. Однако несмотря на то, что среднее
касательное напряжение на стенке при перемежающемся
отрыве быстро уменьшается, оно не может стать равным
нулю до тех пор, пока не будет достиrнуто состояние пол-
22
Horo отрыва. Теоретическая оценка профиля скорости при
перемежающемся отрыве в настоящее время невозможна.
Точка отрыва поrраничноrо слоя определяется равен-
ством нулю производной скорости У стенки: (дw/ди)у о ==
== О. Это условие приводит при. анализе отрывных про-
филей скоростей, характеризующихся слабым заполне
нием, к определенным соотношениям характеристик по-
rраничноrо слоя [21 J. Так называемый параметр Бури
в точке отрыва принимает значения
rs == (Re**)m (dwo/dx) б**jw о == 0,025 --7- 0,12.
Параметр Лойцянскоrо принимает значения
fs == 153,2 (Re.*)1/6 (awo/dx) б**/w о == 2 --7- 3.
Параметр rрушвитца в точке отрыва равен
'l']s == 1 (w/wo) ij.. == 0,8.
По методу Стрэтфорда отрыв определяется условием
( d ) 0,5 .
рl.25 Х /х . (10 6 R?) O.l == 0,4.
В этих формулах ZQ;, W o скорости: текущая и на внеш
ней rранице поrраничноrо слоя; х продольная KOOp
дината; у нормаль; б** толщина потери Импульса;
р относительное давление.
Методы, основанные на использовании рассмотренных
параметров, нашли широкое распространение при pac
четах поrраничноrо слоя. Однако новейшие исследования
в этом направлении rоворят о том, что однопараметрич-
ность в предотрывной области нарушается и необходимо
использовать двух- или трехпараметрические методы [77 J.
Структура потока в диффузорах и коэффициенты со-
противления зависят от уrла раскрытия , степени pac
ширения п == F,,/F m формы диффузора, толщины поrра-
ничноrо слоя и формы профиля скорости на Входе, режима
течения (по критериям Re и М) и степени начальной TYP
булентности. При увеличении уrла раскрытия диффузора
установившееся течение преобладает практически до тех
пор, пока коэффициент восстановления давления не до.
стиrнет максимальноrо значения. После этоrо поток
становится неустойчивым с интенсивными пульсациями и
завихренностью. При дальнейшем увеличении можно
наблюдать три существенно различных режима течения.
23
После безотрывноrо режима наблюдается режим Tp(,X
MepHoro нестационарноrо отрыва. В этой области поло-
жение, раЗ!\1еры и интенсивность отрыва изменяются во
времени, что обусловливает наличие интенсивных ПУЛЬ-
саций давления. Следующая область это область уста.
новившеrося неСИМ\1етричноrо развитоrо отрыва с обра-
зованием турбулентноrо возвратно-циркуляционноrо те-
чения от выходноrо сечения почти до rорла диффузора.
Третья область это струйный отрыв, коrда поток от-
рывается симметрично от обеих стенок сразу после входа
в диффузор. Количественпые размеры указанных обла-
стей зависят от уrла 13, степени расширения (или отно-
шения длины диффузора к входному размеру) и степени
турбулентности на входе. Некоторое представление о ха-
рактере течения в указанных зонах MorYT дать картины
потока в плоском прямолинейном диффузоре, полученные
в ,НПО ЦКТИ на rидролотке В. Н. Даниловцевым и
Ю. Н. Васильевым (рис. 1.3 1.13) при Re == 104.
При малых уrлах и степенях расширения возмущение
потока у стенки не наблюдается (рис. 1.3 1.5). Однако
с увеличением степени расширения или уrла раскрытия
в пристенной области возникают волнообразные возму-
щения, предшествующие отрыву потока. Указанное можно
наблюдать на рис. 1.6 1.8. В данном случае в пристен-
ной области отчетливо наблюдаются волнообразные воз-
мущения, хотя микроотрывов еще нет. С увеличением'
уrла 13 и степени расширения в пристенной области появ-
ляются микроотрывы потока (рис. 1.9 и 1.10), а затем
и заметные отрывы, что отчетливо видно на рис. 1.11.
При этом обнаруживается асимметричный характер по-
тока, который отрывается только от одной из стенок.
При дальнейшем росте уrлов 13 указанная асимметрия
сохраняется. При очень больших yr.'Iax раскрытия (13 ==
== 400, рис. 1.13), коrда наблюдается струйный характер
течения, отрыв потока становится симметричным. При
веденные картины течения находятся в хорошем соответ-
ствии с известными данными и показывают, что уже нри
малых уrлах раскрытия (13 == 8...,...100) наблюдаются пред-
отрывные явления.
На рис. 1.14 приведена линия предельных параметров
безотрывных плоских и конических диффузоров, построен-
ная по данным работ [21,41, 62J. Эта линия разделяет
БСЮ область на две части: безотрывных диффузоров (об-
24
Рис. 1.3. Картина потока в плоском диффузоре; 60; n
1,2
Рис. 1.4. Картина потока в плоском диффузоре; 80; n 1,31
Рис.. 1.5. Картина потока в плоском диффузоре; 10°; n'== 1,27
25
Рис. 1.6. Картина потока в плоском диффузоре; 12°i п== 1,3
Рис. 1.7. Картииа потока в плоском диффузоре; == 80; n == 1,8
Рис. 1.8. Картина потока в плоском диффузоре; == Hfl n == 2
26
Рис. 1.9. Картина потока в По10СКОМ диффузоре; == 12°; n == 2,2
Рис. 1.10. Картина потока в плоском диффузоре; == 14°; n ==
== 1,56
Рис. 1.11. Картина потока в 1I,10СКОМ диффузоре; == 20°; n ==
,;= 1,66
27
Рис. 1.12. Картина потока в ПJIOском диффузоре; 30°; п 1,9
Рис. 1.13. КартиНа потока в плоском диффузоре; 40°; п == 2,18
28
ласть 1) и отрывных (область 11). Отметим, что область 11
характеризует диффузоры с развитым отрывом.
Как правило, в диффузорах турбомашин имеет место
турбулентный поrраничный слой, и потери слабо зависят
от числа РеЙНО.'Iьдса. Увеличение же числа Маха
(при М:;;;.. 0,3) приводит к росту потерь в связи со
смещением точки отрыва вверх по течению. По данным
работы [77], при полностью 1)азвитом отрыве потока уве-
личение Re также приво-
дит к перемещению точки Д..,О
отрыва вверх по потоку.
Структура потока и по-
тери в диффузорах прямо-
уrольноrо сечения по ха-
рактеру совпадают со слу-
чаем коническоrо диффу-
зора. Однако вследствие
влияния вторичных тече-
ний в уrловых областях
происходит более ранний
отрыв потока и потери в них оказываются более высо-
кими. Сопротивление плоских диффузоров несколько
меньше, чем конических, так как в этом случае отсутствует
отрицательное влияние поперечной кривизны стенок.
Так как интенсивность отрыва потока определяется
уровнем кинетической энерrии в пристенных слоях, то
очевидно, что характер течения в диффузорах должен
зависеть от входноrо профиля скорости. В работе [57]
экспериментально исследовались три формы профиля
скорости. За характеристику неравномерности принят
коэффициент
22
1l
(ч
6
1,5 2,5 3,5 4;5' 5,5 п
Рис. С 14. Области распростране-
ния безотрывных и отрывных диф-
фузоров
1I J
k ==: tr (w/w cp 1) rlP.
и р н
выпуклых профилей k > О, для
Для
k <О.
ДЛЯ безотрывных диффузоров .1Jюбой вид неравномер-
ности приводит к росту потерь. Для диффузоров с отры-
вом потока ( ;:::; 200) переход к отрицательным значе-
ниям величины k приводит к снижению потерь. В слу-
чае BorHYToro профиля кинетическая энерrия у стенок
Выше, что способствует смещению точки отрыва вниз
ПО потоку. В общем случае для конических диффузоров
29
BorHYTbIX
с уrлами раскрытия > 250 влияние входноrо профиля
скорости становится незначительным, о чем свидетель-
ствуют опытные данные И. Е. Идельчика [35].
В работах МЭИ показано, что при небольших уrлах
раскрытия диффузоров отрицательное влияние неравно-
мерности обусловлено в основном ростом потерь с выход-
ной скоростью [21]. Следует отметить, что увеличение
толщины поrраничноrо слоя, с одной стороны, уменьшает
уровень кинетической энерrии у стенки, а с друrой
повышает уровень турбулентности, которая оказывает
положительное воздействие на характеристики отрывных
диффузоров. Взаимосвязь этих параметров сложна и
неоднозначна.
1.5. Потери в диффузорах
Потери в выходном диффузоре и патрубке складываются
из внутренних потерь, определяемых в основном интен-
сивностью отрывных явлений, и потерь с выходной CKO
ростью, зависящих от степени неравномерности потока
на выходе. Под потерями на расширение принято счи-
тать разность между внутренними потерями и потерями
потока на трение, определяемыми по той Ш1И иной приб-
лиженной расчетной методике. Отсюда ясна условность
TaKoro определения потерь. Учитывая, что при отрывном
обтекании потери на трение обычно малы (при обтекании
цилиндра они составляют 3 5%), следует полаrать, что
и для отрывных диффузоров они будут невелики. Соот-
ветствующие расчеты подтверждают это предположение.
С физической точки зрения в так называемые потери на
расширение входят потери, связанные с образованием и
диссипацией стационарных и нестационарных вихрей,
пульсациями потока и повышенным трением в струйных
высокотурбулизированных поrраничных слоях. В на-
стоящее время они MorYT быть определены достаточно
точно, только на основе эксперимента. Представляется,
что необходимо отказаться от термина «потери на расши-
рение». Расширение происходит и в безотрывных диффу-
зорах, [де потери определяются только трением, причем
местное трение в этом случае может быть меньшим, чем
в безrрадиентном потоке.
При малых уrлах раскрытия ( 8..;.- 100) потери оп-
ределяются сопротивлением трения, а при > 100 ос-
30
иовную часть составляют потери, связанные с отрывом
потока. От етим, что в этоУ1 случае потери на трение так же
'сложно определить, как и потери на вихреобразование.
Следует полаrать, что проблема отрывных течений
в условиях внутренней задачи (в диффузорах) сложнее,
rp
J
2 l'
, 1 '
\ ...
1\
, W' IJ 4
;
" r ,
, 1/
i J / I
,
I
! I !
i iih '1
i
! , ! 1
11 I I i
, : :
,
5 ,
:
1'<... '"
1,2
1,0
0,8
0,6
O,1t
0,2
О
J 5 7 10 14 20 30 40 ба 80 ",...0
Рис. 1.15. Зависимость КОэффИIlиента смяrчения у,да-
ра (jJ от уrла раскрытия и степени расширения n [3 ]:
/ расчет по формулам (1.12), (1.14); 2, 3, 4 опыты rиб-
соНа соответственно прн n 4, n 2,25 н n 9; 5 опыты
Петерса прн n 2, n 3 и n 4
чем при внешнем обтекании тел, вследствие взаи ноrо
ВЛияния стенок, отсутствия потенциальноrо ядра для
Длинных каналов и более сильноrо влияния турбулент
ности. Все это свидетельствует о том, что еще долrое
время эксперимент будет иrрать значительную роль в по-
Лучении надежных расчетных характеристик диффузоров
и патрубков.
31
Часто потери в диффузорах определяют в долях по-
терь при внезапно расширении:
ер == Щ1 1/п)2. (1.5)
Коэффициент ер, получивший название коэффициента
смяrчения удара, по дaHHЫ [34], слабо зависит от сте-
пени расширения и явля-
ется функцией только
уrла (рис. 1.15). В ра-
боте [35 j установлено, что
потери конических диффу-
O,I, 0 0
зоров при > 8 + 1 резко
0,20 5 {О {5 20 fi,...O возрастают и при 50°
Рис. 1.16. Влияние yr.'la раск"рЫТИЯ достиrают максимума, а
диффузора на ero к. п. д. [77]: затем слабо меняются.
1 rибсон, n 4, прямоуrольное Максимальный к. п. д. диф-
сеченне; 2 rибеон, n 4, квадрат- фу зо р ов наблюдается П р и
ное сечение; J Ведерников, n 4,
прямоуrольное сечеиие; 4 Петерс, уrлах 87-'10°, т. е. для
n 2, n 3, n 4, круrлое сечение предельных безотрывных
конических диффузоров. Об этом свидетельствуют данные
разных авторов (рис. 1.16).
Представленные материалы еще раз убедительно сви-
детельствуют о необходимости устранения или по край-
ней мере уменьшения интенсивности отрыва в диффузорах
различных типов, в том числе сложной конфиrурации,
применяемых в турбиностроении.
1]
0,8
0,6
1.6. О расчете потерь в диффузорах
с отрывом потока
в наСТоящее время расчету поддаются только безот-
рывные ди узоры, т. е. диффузоры с уrлами раскрытия
< 10+12. Некоторые обобщенные результаты MorYT
быть получены для диффузоров с отрывом потока на ос-
нове анализа, базирующеrося на введении условной пло-
щади вытеснения в выходном сечении канала. На осно-
вании обычных соотношений поrраничноrо слоя в ра-
боте [16] была получена формула для коэффициента пол-
ных потерь
п == (Ри/рх) п 2 (1 б ) 2,
(1.6)
справедливая при наличии потенциальноrо ядра (здесь
б толщина вытеснения).
32
Если ввести в рассмотрение относительную ПЛОЩаДЬ
вытеснения
F K
К == == f ( J ) dF,
р к р к Wo
О
то при условии Ри/р!\ == 1 и при наличии потенциальноrо
ядра к- == б; (здесь W o скорость в ядре потока).
Формула (J .6) Получена д,ля безотрывноrо обтекания.
Она будет приближенно справедлива при наличии потен-
циальноrо ядра и для течения с ОТрывом потока в рамках
ПРИВодимой ниже модельной схемы.
Можно считать, что потенциальное ядро в ВЫХодном
сечении диффузора с Отрывом потока имеется при относи-
тельно небольших степенях расширения n. Для диффу
зоров С большими уrлами раскрытия, как показано в ра-
боте [591, приближенно справедлива модель круrлой
струи. В этом случае потенциальное ядро соответствует
начальному участку Круrлой струи. Если принять, что
в диффузоре с уrлом раскрытия == 200, соответствую-
щем уrлу раскрытия начальноrо участка струи [За J,
реализуется модель струи, то, как показали расчеты,
предельная степень расширения, обеспечивающая наличие
потенциальноrо ядра, будет равна трем. Эффективная
- выходная Площадь ПОтока F эф == р!\ др определяет
эффективную степень расширения nэф == F эф / F и . Степень
заПолнения выходноrо сечения fi == F эф / р!\ (коэффициент
ИСПользования степени расширения канала) определяет,
какая часть сечения занята потоком с условно равномер-
НЫм профилем скорости, раССчитанным по уравнению
Бернулли, с учетом реальных потерь. Фактически этот
параметр характеризует эффективность заполнения канала
активным потоком и позволяет ВЫявить резервы повыше-
ния восстановительной способности диффузора.
Используя формулу (J .6), Получим fi == 1/(nV п) .
Сама по себе эффективная степень расширения не опре-
деляет эффективности канаЛа, так как ОДна и та же вели-
чина nЭф может быть получена для различных степеней
раСширения n. С увеличением степени расширения при
фиксированном уrле раскрытия диффузора величина fi
резко падает.
В качестве примера по опЫтным данным работы [21 J
были раССчитаны величины fi для конических диффузоров
2 Миrа/l в. 1(., [удков э. И.
33
с с== 106 для степеней расширения п, равных 2; 3; 4;
6; 10. При расчетах для п == 6 и п ос= 10 вводились по-
правки, связанные с отсутствием потенциальноrо ядра
потока. Для указанных значений п значения ft составили
соответственно 0,96; 0,74; 0,62; 0,51; 0,4. Таким образом,
с увеличением степени расширения диффузора от 2 до 10
при неизменном yr ле раскрытия степень заполнения се-
чения уменьшил ась в 2,4 раза.
На рис. 1.17 показаны зависимости Р ==: f (п) для кони-
ческих диффузоров при фиксированных значениях п,
полученные в результате обра-
ботки опытных данных [21J. Там
же штрихами нанесена кривая
предельных параметров безот-
рывных плоских и конических
диффузоров, полученная по дан-
ным Toro же источника на основе
концепции установившеrося от-
рыва. Как видно из rрафика, эта
кривая практически совпадает
с кривой f (п) для ft ==:
"'" idem ==о 0,6, т. е. величина
ft == 0,6 является предельной
Рис. 1.17. Зависимости == для безотрывных диффузоров.
== f (n): Таким образом, в этом случае
только 60% выходноrо сечения
используется эффективно.
Определим площади вытес-
нения Д == ДР! Р!{ дЛЯ двух пре-
дельных случаев, поддающихся теоретической оценке:
для предельноrо безотрывноrо диффузора и для канала
с внезапным расширением. При этом оrраничимся случаем
несжимаемой жидкости, а также в первом приближении
будем считать, что потери с выходной скоростью состав-
ляют B. с === и === 1/п 2 , т. е. не будем учитывать
неравномерность выходноrо профиля скоростей. В даль-
нейшем во втором приближении выходные потери будут
определяться с учетом этоrо фактора. fраницей безот-
рывных диффузоров будем считать начало области не-
устойчивоrо отрыва. Расчеты, проведенные по методике
работы [68], а также визуальные наблюдения (см. рис. 1.7)
показали, что отрыв наступает при Р 80. Отметим
также, что заметный рост коэффициента смяrчения удара ер,
34
/3,...0
25
15
5
2
з
конические диффу-
зоры; предельные
безотрывные диффузоры;
1 ii О 7' 2 fi О 6' 3
. А 0.5 . ,
п
соrлаСIIО работе [351, также начинается при 80.
Если представить потери в КООрдинатах ер, , видно, что
они слабо зависят от степени расширения. При < 80
величина ер практически не меняется и равна постоянному
значению; ер О,] 7. Условие 80, ПО-ВИдимому, при-
ближенно соответствует началу неустойчивоrо отрыва для
степеней расширения п === .
=== 1,5 +- 3, а условие ii === J
=== 0,6 началу установив-
шеrося отрыва.
Определим пара етр Ll для 0,0
случая == 80. ИСпользуя
(1.5) и (1.6) и учитывая отме- 0.4
ченные допущения, получим
ер === [(1 Б) 2 11(п 1(2.
( 1.7)
Отсюда Для предельноrо
безотрывоrоo диффузора
имеем
Кб. О == 1
[(п ])2 О,] 7 + п 0.5. (1.8)
Соответственно для случая
внезапноrо расширения
Li p . р == ] !(п ])2 + ] 1 0.5.
(1.9)
о
1
J
ч
п
Рис. 1,18. Зависимость площа-
ди вытеснения от степени рас-
ширения для конических диф
Фузоров:
безотрывиый диф-
фузор, 13 8°; . виезапное
расширеиие; диффузор,
отвечающий условию иачала стацио-
нариоrо отрыва;
1 и 3 N K 1; 2 и 4 откоррек-
тированные зиачения N K (Соответ-
ственно при 13 30° и 13 12°)
На рис. ].] 8 показаны зависимости Ll б . О И Ll B . Р от
степени расширения (кривые 3 и 1). Штрихами нане-
сена зависимость Ll == t (п), отвечающая УСловию n === 0,6,
т. е. rранице установившеrося ОТрЫва.
Принимаем следующую условную модель для диффу-
зоров с отрывом потока. Полаrаем, что диффузоры с yr-
лом < 80 безотрывны и площадь вытеснения опреде-
ляется безотрывным профилем скорости. При > 80
ПЛОЩадь вытеснения определяется суммой безотрывной
и отрывной составляющих, т. е. К...:= Liб.1) + КОТР' Счи-
Таем, что отрывная состаВляющая Ll OTP зависит от пло-
щади Р отр , равной разности ВЫходной пЛощади OTpbIBHoro
ДИффузора р к и выходной ПЛощади предельноrо безот-
2*
35
pbIBHoro диффузора ро (см. рис. 1.1, б). Таким образом,
с увеличением уrла свыше 80 происходит оттеснение
активноrо потока от стенки за счет отрыва, причем вели-
чина этоrо оттеснения зависит от разности площадей Р!(
ро == n (Ra Rб) (R K И Rn см. на рис. 1.1, 6).
Полаrаем также, что при T KOM оттеснении сохраняется
неизменной составляющая б.о, а все изменение в вели-
чине К реrулируется отрывной площадью вытеснения Ll OTP '
Как показано в работе [59], поля скоростей в отрыв-
ных диффузорах и в свободных струях мало отличаются.
Следует полаrать, что рассматриваемая модель будет
в большей степени справедлива для диффузоров с боль-
шими уrлами раскрытия. В этом случае отрыв носит
симметричный струйный характер. Предельным иссле-
дованным предотрывным диффУЗОрО:\1 с большим уrлом
раскрытия, судя по рис. 1.14, является диффузор с yr-
лом == 300 и n == 1,8.
Исходя из принятых предпосылок (большие уrлы рас-
крытия) и rеометрических соображений (см. рис. 1.1, б),
получим формулу
к == к-б. 0+ 1 [ 1+ (Vft 1) ( o/2)/tg ( /2) ]2. (1.10)
Используя это выражение, определим уrол /2, при
котором потери в коническом диффузоре будут равны
потерям при внезапном расширении. Для n == 1,8, со-
rласно рис. 1.18, имеем Х Кб. о == 0,13. Тоrда по фор-
муле (1.10) получим /2 == 200. Таким образом, при ==
== 400 потери в коническом диффузоре равны потерям при
внезапном расширении. Указанный результат хорошо
совпадает с опытными данными, представленными на
рис. 1.15.
В широком диапазоне уrлов нельзя определять зави-
симость К == t ( ) по формуле (1.1 О). В этом случае
p == f ( рк ро ) .
р к р к
Приближенно
р н tg 2 ф/2); F 1 \ ро l tg ф/2) tg фо/2)12.
36
Таким образом,
К == ( ) [ I tg( o/2) J 2.
отр р к отр tg ( /2) ,
' [ tg ( o/2) ] 2
б. о + OTP С 1 + С 2 1 tg ( /2) .
(1.11)
Естественно, что принятая модель условна. Она заме-
няет несимметричный отрыв потока от стенок на симме-
тричный, неустойчивый отрыв на эквивалентный уста-'
новившиЙся и т. д., т. е. сложный спектр состояний отрыв-
Horo течения на более простую модельную схему.
Однако невозможность в настоящее время cTporo теоре-
тическоrо анализа ВЫНуждает не пренебреrать и такими
приближенными подходами.
Определим величину К в диапазоне уrлов, Соответ-
ствующем области от начала неустойчивоrо отрыва H -==
== 80) до == 400 (ер == 1). Постоянные С 1 и С 2 В форму-
ле (1.11) определяем из условий К == Кб. о при == o ==
== 80 и К == КИР при == 400. После соответствующих
вычислений имеем
[ tg ( и/2) ] 2
=== OiP + 1 ,535 ( OTp б. о) 1 tg ( /2) , (1.12)
[де Кб. о и К отр == Кв. р определяются по формулам (1.8)
и (1.9).
Результаты расчетов величины ер для безотрывных диф
фузоров ( < 80) показали, что она слабо зависит от сте-
пени расширения. Естественно сделать предположение,
что и при больших уrлах величина ер сохраняет ука-
занное свойство. Данное предположение в рамках рас-
сматриваемой модельной схемы ПОЗВоляет определить
потери с выходной скоростью в конических диффузорах
с учетом выходной неравномерности.
Как известно [21], потери с выходной скоростью для
неСжимаемой жидкости определяются формулой
1
r N K I J ( WK ) 3 d I F )
'::>в. С ""'fi2' п 2 W K . ср \ Е к '
О
(1.13)
[де N h коэффициент кинетической энерrии
ВЫХодящеrо из диффузора.
пQтока,
37
с учетом (1.13) выражение (1.7) принимает вид
{р == [(1 &)2 NH](n 1)2. (1.14)
Используя (1.12) и (1.14), а также в предположении, что
величина ер не зависит от п, можно найти N". При п » 1
имеем (l X) 2 » N К' ДЛЯ этоrо случая можно поло
жить N н == 1 и определить величину ер In»l. Так как
N I{ == f (п, ), то при фиксированных и разных п имеем
уравнения
ер(п) === ер I n»1 {[1 Х (п)] 2 N H } (п 1)2, (1.15)
которые определяют N H == f (п, ).
С учетом этих результатов откорректированы значе-
ния х с .() и &Оl'Р (см. рис. 1.18, кривые 4 и 2). В итоrе по-
лучены значения ср и N и ,
представленные на рис.
1.15 и 1.19. Как видно из
rрафиков, расчетная вели
чина ер хорошо соrласуется
с опытными данными раз
ных авторов. Коэффициент
кинетической энерrии N 10
как и следовало ожидать.
растет с увеличением п и .
При, построении кривых 4
и 2 на рис. 1.18 приняты
значения N н' COOTBeTCTBY
ющие уrлам == 120 и ==
== 300, так как при < 120
и > 300 поrрешность в
определении N н увеличи-
п вается.
На рис. 1.20 показано
сравнение расчетных [по
формулам (1.12), (1.14) и
(1 .15) ] данных с оПЫТНЫМИ,
приводимыми для кониче-
ских диффузоров в работе
[21 j. Как видно из rрафиков, экспериментальные и расчет-
ные значения коэффициентов потерь п и хорошо соrла-
суются друr с друrом, что свидетельствует о KoppeKTHO
сти оценки значения коэффициента кинетической энерrии.
Н К
fЗ = 300
1,8
',6
1,'+
1,'2
1
2
3
'+
Рис. 1.19. ЗависимоСТЬ коэффи
Ilиеита кинетической энерrии N к
от уrла раскрытия и степени pac
ширения n Д,lЯ конических диф-
фузоров
з8
Более детальный расчет отрывных диффузоров с и -
пользованием ЭВМ предложен в работе [14]. Поток в диф-
фузоре с отрывом делится на четыре зоны: 1) пристенные
поrраничные слои па той части поверхности, [де нет от-
рыва; 2) эффективное ядро потока; 3) струйный поrранич-
ный слой; 4) области отрыва. Первая зона может быть
рассчитана методами теории поrраничноrо слоя, зона
эффективноrо ядра рассматривается как потенциальная
область, [де можно применять уравнения Лапласа.
Третья и четвертая зоны рассчитываются по теории струй.
а) - 5} 't,n
r,n;
0,2 О,З о
2
О 0,1
5 15 д...О 5 15 fj,...o
Рис. 1.20. Сравнение расчетных и опытных данных по KO
ническим диффузорам (кривые расчет, точки экспе
римент): а n == idem == 2,4 (1 п при N K * 1; 2
п при N K == 1; 3 ); б n == var (1 n == 2; 2
n == 3; 3 n == 4)
Указанная методика позволяет определить распределе-
ние давления и структуру потока, а также эффективность
плоских диффузоров. Недостатком paccMoTpeHHoro ме-
тода является необходимость экспериментальноrо опре-
деления ряда параметров (в частности, положения обеих
точек отрыва).
Приближенная методика расчета криволинейных кони-
ческих диффузоров, основанная на введении локальноrо
уrла расширения, разработана в ИТТФ АН УССР [4,
26, 27]. Локальный уrол расширения криволинейноrо
диффузора определяется выражением
е == 2arctg [(l/u) (dF/dS)J, (1.16)
[де и периметр .сечения; S текущая длина средней
линии диффузора.
Используя формулу для потерь расширения, основан-
ную на соотношении Борда Карно и введении коэф-
39
фициента смяrчения удара, в дифференциальном виде
имеем
d !1.р :=:: рср (w w и ) dw.
Это равенство определяет потери расширения на
участке диффузора длиной dS, по которому жидкость
движется со скоростью w. Если скорость на входе в диф-
фузор равна w H , а на выходе w R , то, используя уравнение
неразрывности, для коэффициента потерь получим вы-
ражение
n
== 2 J ер (8) ( 1 + ) * df,
1
rде f == р! р н текущая степень расширения, а вели-
чииа q> (8) определяется по кривой на рис. 1.15.
}lедостатком данной методики является неучет HepaB
номерности потока в промежуточных сечениях, которая
существенно влияет на сопротивление. Действительно,
в основе формулы (1.17) лежит предположение, что на
входе в каждый дифференциальный объем величина q>
определяется при равномерном поле скоростей. Можно
было бы учесть зависимость q> от степени неравномерности,
но характер последней внутри канала неизвестен. Поэтому
расчеты коэффициента по формуле (1.17) должны давать
заниженные результаты, что и подтверждается сравне-
нием экспериментальных и расчетных данных (расхож-
дение достиrает 20 30%). В дальнейшем по мере накоп
лени я опытных данных был введен обобщающий reoMe-
трический параметр приведенная длина диффузора
L пр == Fс)F ю [де РСМ смоченная поверхность диффу-
зора. Этот параметр свел влияние мноrочисленных reo-
метрических размеров диффузора на потери к однознач-
ной зависимости. Поrрешность расчетноrо определения
потерь при этом осталась на прежнем уровне.
Таким образом, существующие полуэмпирические ме-
тоды расчета не обеспечивают достаточной точности и не
охватывают Bcero мноrообразия диффузоров, применяемых
в турбиностроении.
(1.17)
1.7. О профилировании конических ДИФФУЗОРОВ
Вопросы профилирования конических диффузоров и
влияния на их характеристики rеометрических и режим-
ных параметров рассмотрены в работе [42 J. Менее раз
40
работанным остается вопрос о применении так называе-
мых предотрывных диффузоров, т. е. диффузоров, у кото-
'рых на значительной длине ВЫПолняется условие Тш --+ О,
обеспечивающее наименьшие потери.
Как известно [68 J, дЛЯ получения максимальной BOC
становительной способности диффузора необходимо соз
дать предотрывное состояние поrраничноrо слоя при
возможно меньшей ero толщине. Это означает, что сразу же
за входным сечением канал должен иметь максимально
возможное (из условия отсутствия отрыва) раскрытие,
а в дальнейшем по длиНе канала должен быть создан
т,нм
,
!
!50
.
80
'50
J20
OO
Рис. 1.21. Профили образующих конических диффузоров:
J V J J J варнанты диФФузоров
уменьшенный rрадиент давления, чтобы поток не отры-
вался, оставаясь в предотрывном СОСтоянии. В кониче
ских и плоских диффузорах для получения подобноrо
характера течения канал должен иметь колоколообразную
форму [17, 41, 82 J. Однако усиление излома образующей
(увеличение уrла ) и резкое изменение кривизны обводов
на входном участке вызывают добавочную неравномер-
ность поля скоростей, способствующую ВОЗНикновению
отрыna. ДиФФузоры в форме раструба обладают тем преи
муществом, что они практически не имеют точки излома
на образующих, однако распределение rрадиента давле-
ния у этих диффузоров менее блаrоприятно с точки зре
ния затяrивания отрыва, так что необходимы компр
МИссные решения.
Ниже Приведены результаты исследований НПО ЦК-ТИ
по профилированию конических диффузоров с экви
валентным уrлом раскрытия == 160. Были испытаны
Восемь вариантов диффузоров, профпли которых даны на
рис. 1.21, а распределение относительноrо rрадиента
41
давления, рассчитанноrо по теории идеальной жидко
сти, на рис. 1.22. Здесь локальные rрадиенты давления
'для разных вариантов отнесены к соответствующИМ зна-
чениям rрадиента давления для базовоrо диффузора 1
u б dpjdS В б
с прямолинеиными о разующими: с == (dpjdS)o' ско -
,ках указаны цифры, выражающие в процентах отклонение
величины п по отношению к коэффициенту полных по-
ё
1f
f
з
2
О
0,2
0/+
0,6
0,8
s
Рис. 1.22. Распределение rрадиента давления по
длине конических диффузоров (S S/SП):
1 V 111 варианты диффузоров
терь базовorо варианта. Диффузор 11 спрофилирован из
условия dp/dS == idem (изоrрадиентный); диффузор 111
характеризуется пониженным rрадиентом давления на
входе: с < 1 на участке до 5 0,4; У диффузора IV
уровень.rрадиента повышен на коротком входном участке:
С таХ == 1,6; Sk>1 == 0,04. У диффузора V параметр с
'резко увеличен: ё тах == 4,8; 51">1 == 0,08. У диффузо-
ров VI и VII rрадиент давления повышен на большей
длине: Стах == 3,1; 51,,>! == 0,14 и С тах == 2,2; 5J">l ==
== 0,12 соответственно. Для диффузора VIII: С таХ == 2,2;
5/6>0 == 0,04.
42
Исследования уюiзанных восьми диффузоров прово-
дились как при выхлопе в апюсферу, так и в сети (с про-
тиводавлением). В последнем случае к ВhIХОДНО!VIУ сече-
нию диффузора присоединялся отрезок круrлой трубы
длиной [о === 3Dn. Для нахождения действительных по-
терь с выходной скоростью B. С (табл. 1.2) определялось
скоростное поле на выходе из диффузора. Измеренные
коэффициенты потерь ( Il и ) также приведены
в табл. 1.2.
т а б л и ц а 1 .:!
I(оэффициенты потерь конических диффузоров
..
'" диффузор СО свободным Диффузор в сети
...'" ВЫХЛОПОМ
O
'"
"'» I I I I
"-&
::--& t п r . " .
cii B. С п ':-!Н. С
1 0,43 0,34 0,09 0,34 0,20 0,14
II 0,44 0,29 0,15 0,31 0,21 0,10
III 0,51 0,44 0,07 0,42 0,28 0,14
IV 0,40 ,0,31 0,09 0,31 0,20 0,11
V 0,53 0,35 0,18 0,46 0,34 0,12
VI 0,53 0,40 0,13 0,45 0,32 0,13
VII 0,42 0,30 0,12 0,34 0,21 0,13
VIIl 0,39 0,28 0,11 0,31 0,18 0,13
Анализ полученных данных позволяет сделать следую-
щие выводы:
1) максимально достиrнутое за счет ОПТИ!VIизации обво-
дов снижение полных потерь по отношению к диффузору
с прямолинейными стенками составляет 9 %;
2) повышенный rрадиент давления должен быть ТОЛl ко
на KOpOTKO!VI участке, ПрИ!VIыкающе!VI ко входу (51':>1;::::
;:::: 0,04);
3) маКСИ:\1альное повышение rрадиента давления на
входе не должно превышать величины ё '== 2 -+- 2,5; при
ё > 3 поток срывается, и эффективность TaKoro диффузора
существенно ниже базовоrо;
4) потери в диффузоре, спрофилироваННО:\1 из условия
dp/dS === idem, лежат на уровне потерь диффузора с пря-
молинейны!VIИ образующими.
Таким обраЗО:\1, проведенные опыты свидетельствуют
о ТО:\1, что существенноrо снижения потерь при использо-
43
Т а б " и ц а I .3
I(оординаты точки отрыва SOTP SOTp/L,
определенные различными способами
Способ Вариант диффузора
опреде
лен ия * I I I I I I I
SOTP 1 11 111 IV V VI VII VIII
I 0,69 0,76 0,62 0,67 Отрыва Отрыва 0,84 0,78
нет нст
2 0,35 0,54 0,22 0,42 0,49 0,52 0,49 0,47
3 0,27 0,53 0,20 0,21 0,50 0,44 0,25 0,22
4 0,37 0,56 0,22 0,48 Отрыва 0,72 0,54 0,49
нст
5 0,34 0,60 0,23 0,41 0,76 0,69 0,54 0,51
* о б о з и а ч е н и я: 1 по методу Лойцянскоrо Каменецкоrо
для fs б; 2 то же для fs 1,25: 3 по "етоду Федяев
('Koro; 4 по методу Стрэтфорда; 5 эксперимент.
вании предотрывных конических диффузоров достичь не
удается.
На основании экспериментальных кривых распределе-
ний давления и визуальных наблюдений за отклонениюш
шелковинок были определены положения точек отрыва
в исследованных диффузорах. Расчеты координат отрыва
проводились по методам Федяевскоrо [75], Лойцянскоrо
Каменецкоrо [40] и Стрэтфорда [68]. Сравнение опыт-
ных данных и результатов расчетов при Re 105 пока-
зано в табл. 1.3, rде приведены относительные координат;';
точки отрыва SO'l'P SOTP/ L. Анализ этих данных свидетель
ствует о том, что при значении формпараметра fs 1,25
метод Лойriянскоrо к.аменецкоrо дает удовлетворитель-
ную сходимость. Расчеты по методу Стрэтфорда также
обеспечивают небольшую поrрешность.
1.8. Методы снижения потерь и уменьшения степени
неравномерностн потока в конических днффузорах
с большимн уrпами раскрытня
Все методы, снижающие потери и степень HepaBHOMep
ности выходноrо потока, основаны на уменьшении или
устранении отрывных явлений в диффузоре. К. этим ме-
44
тодам ОТНОСЯТся оптимизация обводов каналов, примене-
ние направляющих или разделительных поверхностей
лопаток, применение ступенчатых или оребренных диффу-
зоров, использование отсоса или вдува поrраничноrо
слоя. Рассмотрим эти методы на примере конических диф-
фузоров.
Поток на выходе из диффузоров с большими уrлами
раскрытия характеризуется высокой степенью неравно-
мерности. Для ее уменьшения целесообразно устанавли-
вать сопротивление, равномерно распределенное по се-
чению (сетки, решетки). При этом вследствие подпора и
растекания потока перед решеткой отрывные явления
ослабевают и сопротивление диффузора несколько умень-
шается, однако суммарные потери в системе диффузор
решетка изменяются незначительно из-за дополнительных
потерь в решетке.
В широкоуrольных диффузорах естественно применять
направляющие поверхности, уменьшающие уrол раскры-
тия отдельных диффузоров. Это мероприятие эффективно
только при больших уrлах раскрытия, так как дополни-
тельные потери на трение MorYT быть больше, чем сниже-
ние потерь от уменьшения интенсивности отрывов. Число
и форма поверхностей выбираются из условия, чтобы уrол
раскрытия отдельных диффузоров был порядка 10 120,
а площади проходных сечений отдельных каналов были
примерно одинаковыми. Перед входом в диффузор и на
выходе из Hero разделительные поверхности должны
выступать за rабариты диффузора параллельно ero оси
на величину O,ID h . В этом случае коэффициент сопро-
тивления диффузора может быть принят равным
0,65 o, rде o коэффициент потерь исходноrо диф-
фузора.
При больших уrлах раскрытия ( == 257900) целе-
сообразно применять диффузоры, у которых образующие
выполнены по дуrе окружности, или диффузоры, спрофи-
лированные из условия dp/dS =со idem. По форме такие
диффузоры представляют собой каналы-раструбы. Ниж-
няя rраница эффективноrо применения первых «<радиус-
ных») диффузоров лежит на уровне значений 450.
Снижение п по сравнению с прямолинейным коническим
диффузором для варианта с == 600 и n == 2, соrласно
экспериментам [37], составляет 20 %. Для изоrрадиент-
ных диффузоров в оптимальном для них диапазоне
45
уrлов == 25 +60 снижение полных потерь может дости-
[ать 40%. При относительно малых уrлах раскрытия
( < 15 +200) сопротивление диффузоров рассматривае-
мых типов может стать выше, чем диффузоров колоколо-
образной формы и прямолинейных.
В ступенчатых диффузорах (см. рис. 1.1, е) внезапное
расширение потока происходит при пониженных CKOPO
стях, и основное торможение осуществляется в безотрыв-
ном диффузоре. В итоrе суммарные потери снижаются
в два-три раза. Оптимальные уrлы раскрытия и коэффи-
циенты сопротивления конических диффузоров TaKoro
типа приведены в работе [36].
в диффузорных каналах с уrлами раскрытия
== 90 + 1800 эффективно применение пристенных направ
ляющих лопаток (дефлекторов), предназначенных для
увеличения кинетической энерrии поrраничноrо слоя
(см. рис. 1.1, ж). Коэффициент сопротивления может быть
снижен при этом в полтора-два раза.
В последнее время развиваются работы по применению
аэродинамических методов воздействия на заторможенный
поrраничный слой. С этой целью используют систе:\1Ы
отсоса и вдува. Эффективность этих :\1етодов зависит от
отношения расхода q oTcaCbIBae:\10rO или вдуваемоrо через
щели рабочеrо тела к общему расходу Q, а также от поло-
жения щели по отношению к ВХОДНО:\1У сечению диффузора.
При ij == q/Q == 0,03 0,05 сопротивление прямолиней-
Horo диффузора с отсосом поrраничноrо слоя снижается
на 20 40 % в заВИСИ:\10СТИ от ero rеометрических харак-
теристик. В работе [39] систе:\1а отсоса была применена
для коническоrо диффузора с уrлом раскрытия с== 120.
Повышение эффективности составило 23 %. в работе [42]
исследованы системы вдува и самовдува для конических
диффузоров. Эффективность этоrо мероприятия оцени-
вается снижением потерь на величину до 50 % .
Хорошие результаты обеспечивает также OДHOBpe
менное использование различных методов. Подобным об-
разом спрофилирован, в частности, так называемый диф
фузор rриффитса [54]. На начальном участке он выпол
нен в форме раструба (см. рис. 1.1, з), так что течение
происходит при пониженном rрадиенте давления без
отрыва. Примерно на, половине длины утолщенный по-
rраничный слой устраняется путем отсоса, а дальнейшее
торможение осуществляется в наиболее эффективном ко-
16
локолообразном диффузоре. При этом на входе в послед-
ний участок поток характеризуется пониженным ypOB
нем скоростей, а поrраничный слой имеет малую толщину.
Данные экспери ентальноrо исследования свидетель-
ствуют о высокой восстановительной способности кони
ческих (а также кольцевых) диффузоров rриффитса.
't; пi l I
т
'..
i i ! I
i
J/i
0-1--'
v V
1/ "1---" f---"
........ J
I/,r 11:1 ia",
/V' I
pLP'"
; ,...! ......
J 2S-..J....... f-- i i
I !
i !
I I
!
0,8
i
i I
0,6 I
;
о, +
0,2+'
ь-. I
..Jr.,.,....ol
I I
; I I
, ' 1
: ] i
i I
О
5
7
10
' 20
30 ЧО 50 70 [З,... о
Рис. 1.23. Сравнение различных способов повы
l Я эффективности конических диффузоров
[42]:
о с прямолинейными стеиками, n 4; . ра-
диусный, n 4; . с отсосом поrраннчиоrо слоя,
n 4; Т с пристеииым вдувом, n 4; .
с разделительными поверхиостями, n 4; D. ореб-
ренный, n 5,85; V с rенераторами вихрей, n
4; Х диффузор rриффитса, n 3
Так, при n 3 и L/D и ос= 1,75 коэффициент полных по-
терь TaKoro диффузора составил " == 0,16 (для эквива-
лентноrо диффузора с прямолинейными стенками п ==
== 0,5).
Таким образом, рассмотренные аэродинамические ме-
тоды снижения потерь весьма перспективны. Их приме-
нение зависит от особенностей конструкций диффузора и
патрубка, а их эффективность следует оценивать с учетом
потерь па вдув или отсос и потерь, связанных с необ-
ходимостью обеспечения окружной равномерности вто-
ричноrо потока.
В работе [42] сопоставлены различные способы повы-
шения эффективности диффузоров (рис. 1.23). Сравнение
47
показывает, что ни один из рассмотренных методов не
обеспечивает преимущества во всем диапазоне yr лов pac
крытия. Наиболее низкие потери имеет диффузор rриф-
фитса, но в ЭТО:\f случае не учтены потери на отсос.
1.9. Аэродинамика вихревых диффузоров
Эффективность диффузоров с большими уrлами рас-
крытия может быть повышена путем создания в потоке
систем пристенных вихрей и их управлением. ll1ирокий
класс устройств, предназначенных для воздействия на
микроструктуру поrраничных слоев, объединен понятием
вихревых диффузоров. Их разработка и исследование про-
водились в последние rоды рядом орrанизаций, в TO:\f
числе НПО ЦКТИ. Вихревые диффузоры MorYT быть
двух типов: основанные на эффекте турбулизации при
C:::J
С]-.::>
Рис. 1.24. Схема reHepaTopoB вихрей: а IlИРКУЛЯ
ция одноrо знака (1 входное сечение диффузора);
б ЦИРКУЛЯIlИЯ разных знаков
cTeHHoro поrраничноrо слоя и использующие крупные
стационарные вихри с относительно НИЗКИ:\f уровнем дис-
сипации энерrии.
L{ля увеличения интенсивности турбулентноrо обмена
в поrраничном слое с целью затяrивания отрыва потока
в последнее время разработаны специальные устройства,
представляющие собой систему пластин, определеННЫ:\1
образом ориентированных в потоке [81]. Такую систе:\fУ
принято называть rенераторами вихрей или смесителями.
Они применяются, например, с целью улучшения аэро-
динамических характеристик крыловых профилей. По-
зади каждой пластинки при ее обтекании образуются
вихри, которые в зависимости от ориентации пластин
(рис. 1.24) имеют циркуляцию одноrо или разных знаков.
Взаимодействие вихрей с основным потоком приводит
48
к повышению турбулентности и, следовательно, к повы
шению интенсивности обмена в поrраничном слое и затя-
rиванию отрыва потока. В работе [49 J было исследовано
десяТЬ вариантов reHepaTopoB вихрей, устанавливаемых
в плоском диффузоре одностороннеrо расширения с yr-
лом раскрытия /2 == 200, n == 2. Оптимальное положение
пластин (размер 50) выбиралось опытным путем. Оно было
близко к области отрыва поrраничноrо слоя. Соrласно
экспериментам, для лучшеrо варианта Повышение коэф-
фициента восстановления давления составило около 15 %.
Смесители друrоrо типа ступенчатые (см.
рис. 1.1, и) были предложены и исследованы в работе
[50 J. При обтекании TaKoro смесителя поток в пристенной
области турбулизируется, кинетическая энерrия поrра
ничноrо слоя на входе в диффузор возрастает, в резуль-
тате чеrо отрыв затяrивается. Эксперименты показали,
что при оптимальном соотношении размеров смесителя
(a/l H == 0,07; 50/lH == 1,5+2,5) достиrнутое повышение
восстановительной способности плоскоrо диффузора (од-
ностороннее расширение; /2 == 200; n == 2) составляет
8 1 0% .
Эффективность paccМoTpeHHoro устройства может быть
существенно повышена путем орrанизации циркуляцион-
ной системы самоотсоса по схеме диффузорная поверх-
ность смеситель 1. По сравнению с известными устрой-
ствами самоотсоса (см., например [871, rде используется
аналоrичная схема, но без смесителя) в предлаrаемой KOH
струкции разрежение, а следовательно, и расход в цир
куляционной системе значительно выше. В результате
коэффициент восстановления давления диффузора с рас-
смотренной системой самоотсоса на 25 30 % выше, чем
исходноrо.
Еще более эффективными являются диффузоры с по-
перечным оребрением 2, которые были предложены и раз-
работаны в нпо ЦКТИ [48, 491. Один из исследованных
вариантов (конический диффузор, который Mor использо
ваться так же, как кольцевой, при введении цилиндри-
ческой вставки с обтекателем) изображен на рис. 1.1, к.
Как показали эксперименты, восстановительная способ-
ность ореб ренных диффузоров слабо зависит от числа Re
1 А. с. 311050 (СССР).
2 А. с. 149175 (СССР).
49
и во всем ИСС.'Iедованном диапазоне значительно выше, чем
rладких диффузоров (рис. 1.25).
Хотя оребрение представляет собой разновидность
искусственной шероховатости, ero воздействие на течение
в диффузоре с ОТрЫВ0'.1 носит качественно иной характер.
Известно, что шероховатость обычноrо типа (технолоrи-
ческая, песочная, искусственная в виде проволок, сеток,
поперечных выступов и т. д.) при заведомо турбулентном
поrраничном слое на входе снижает эффективность диф-
фузоров. Она повышает трение и вызывает появление ло-
кальных положительных rрадиентов давления, что способ-
ствует более раннему отрыву поrраничноrо слоя. Здесь
не рассматриваются явления, связанные с кризисом об-
текания и основанные на искусственном переходе ламинар
Horo поrраничноrо слоя в турбулентный. Эти заключения
подтверждаются результатами испытаний плоскоrо диф-
фузора с односторонним расширением. Исследованные
виды шероховатости выполнялись на расстоянии 3 мм от
входа в диффузор несколько выше точки отрыва поrранич-
Horo слоя. Как Видно из рис. 1.26, только утопленная
система поперечных ребер обеспечивает положительный
результат.
Эффективность предложенной ребристой системы реша-
ющим образом зависит от ее rеометрии и расположения
относительно точки отрыва поrраничноrо слоя. Начало
системы должно обязательно находиться выше точки от-
рыва. При несоблюдении этоrо требования эффект про-
падает. Указанная ошибка часто встречается в практи-
ческих приложениях. Как следует из рис. 1.26, только
система достаточно rлубоких впадин вихреобразователей
приводит к увеличению эффективности устройства. Мел-
кие впадины (а === 0,5 M:III) не повышают восстановительную
способность диффузора.
Измерения ПРОДО.'JЬной составляющей турбулентных
пульсаций над третьим ребром системы мелких (а === 0,5 мм)
и rлубоких (а === 7 M:III) канавок в безrрадиентном потоке
(рис. 1.27, б) показали, что степень турбулентности 8 ===
=== v W'2 / W для этих случаев практически одинакова,
хотя она в 1,5 2,0 раза выше, чем в rладком канале.
Следовательно, реrулярные вихри, обнаруженные в rлу-
боких канавках визуально и по замерам давления, прак-
тически не индуцируют в данных условиях дополнителъ-
50
(;
Р,8
I , ' " ffi
.. А ...
.. .,
А л л Ll
0,6
0,4
0,210 2О ЗА 40 50 W H , м/с
Рис, 1,25, Эффективность оребреНIIЫХ диффу-
зоров:
Конически:j. п === 5.85 .
КольцевоЙ, п 6,85
Кольцевой, п 8,68
r ладкий
О
Х
[с,
Оребреииый
.
()
...
'
G
I , ,...........
t---I'""
,
. . ;
I
... i ,
.. j
In....
l I
[]о . ,., n
, !
,
N x
0,7
0,5
0,3
0,1
, fO
20
за
40
50
80 WH,MjC
Рис. 1.26. Влияние искусственной шероховатости на эф
фективность плоскоrо диффузора с ОДНОСТОРОII!!!!:I! распlИ
рением ( /2 == 20°; п' , 2):
rладкий диффузор; 'v то же с турбулизирующей решеткой
на входе; О система из ВОСЬМИ прямоvrольных впадин (а ==
13,5 мм; а/Ь 13,125); '" то же (а '8 мм; а/Ь 2); .
то же (а 8 мм; а/Ь 2) с турбу.1ИЗЧРУЮЩ Р Й решеткой lIа ВХОДе:
... то же (a 8 мм; a/b 2), 110 каждая впадииа разде"ена IIрО
Дольными переrородками На ячейки 4 Х 8 мм; . восемь BЫCTY
пов (а 13,3 "м; а/Ь 13,1375); х то же (а 1 мм; а/Ь 13,25):
1.\ наждачная бумаrа .\; 3
51
ных вихрей в поток и турбулентность опреде.1JЯ€ТСЯ вихре-
вой пеленой, срывающейся с rребней ребер.
Наличие системы впадин создает условие проницае-
мости (w Iy o =1= О), что должно увеличивать поперечную
составляющую пульсационной
скорости. Сохраняя фактор про-
ницаемости, можно ослабить ин-
тенсивность реrулярных вихрей
введением продольных переrоро-
док в поперечные канавки. Pery-
а)
e,OIc
O) ,'1o
lа
4-
' I ' J
н ' L
I i
Q4t-1
4-0
за
2
а
2 '+ 6 у,ММ
l
.J
I
,
I
,...,х
80 '20 у,мм
2а
о 4-0
Рис. 1.27. Распреде.'1еllие турбу.'1ентности по
перек 1I0rраничноrо слоя: а иа выходс из
диффузора одностороннеrо расширения ф/2
200; п 2); б в ПРЯ:'vlом капа.'1е;
х rладкий диффузор; О оребреИIIЫЙ диффу-
зор (а 8 мм; а/Ь 2); О rладкий канал;.
оребрениый каиал, третье ребро (а 0,5 мм; а/Ь
0.143); lo. оребреиный канал. третье ребро
(а 7 мм; а/Ь 2)
.1JЯРНЫЙ вихревой шнур при этом как бы разрезается на ряд
коротких участков, а переrородки (толщиной 0,3 мм) ока-
зывают тормозящее действие по торцам коротких вихрей,
ослабляя их интенсивность. На рис. 1.26 приведены ре-
зультаты испытаний диффузора с системой такИх ячеек
размером 4 Х 8 мм. Как видно, эффективность данноrо диф-
фузора не превышает эффективности rладкоrо.
В2
Друrой разновидностью ячеистой шероховатости яв-
ляется система rлухих отверстий. Для сравнения был ис
следован диффузор, на поверхности KOToporo сразу за
входным сечением была выполнена указанная система
отверстий диаметром 4 мм, rлубиной 8 мм, шаrом 5 мм.
Эксперименты показали, что эффективность TaKoro диф-
фузора оказалась также на уровне rладкоrо.
Таким образом, в создании рассматриваемоrо эффекта
кроме фактора повышения турбулентности решающее зна-
чение имеет также нали-
чие интенсивных pery-
лярных вихрей. Для
выяснения этоrо обсто 0,8
ятельства были исследо-
ваны локальные xapaK
теристики системы впа 0,'1 , '
дин - вихреобразовате-
лей, которая была
выполнена на одной сто-
роне прямоrо прямо
уrольноrо канала сече-
нием 200х200 мм. Пара-
метры турбулентноrо
поrраничноrо слоя на Рис. 1.28.
входе: W и 0=0 55,4 м!с; даВJIения
б 3,5 мм; б*
с= 0,432 мм; б** ==
== о 346 мм' Re ==
== 0:3.106. На 'рис. 1.28 представлено распределение стати-
ческоrо давления Р =с= p/Q!! по линии х, проходящей по
вершинам ребер, измеренное с помощью микротрубок И
дренажей для двух значений а.
Сравнение распределений давлений для системы с а ==
== 0,5 мм (аналоr обычной шероховатости) и а == 8 мм
(наличие реrУ.'Iярноrо вихря) приводит к важному вы-
воду: реrулярные вихри резко снижают неравномерность
эпюры давления по потоку. Соответственно коэффициенты
неравномерности равны
р
о
10
20
Х,ММ
Распределение статическоrо
над ребрами и впадинами
в прямом канале:
. а 0,5 мм; а/Ь 0,125; О а
8 мм; а/Ь 2
ф I a 0,5 мм === (Ртах Pmin)/Pmax === 0,9; Ф I a 8 мм === 0,25.
Таким образом, обычная шероховатость создает резкие
местные положительные rрадиенты давления, а наличие
53
МОЩных реrулярньtх вихрей, заtI6лняioщих целиком про-
странство между ребрами, снижает эти rрадиенты.
Исследование распределения давления по высоте ребер
в прямом канале показало, что при малых значениях
отношения а/Ь (а/Ь =--= 0,14) распределение давления по
высоте ребра близко к случаю поперечноrо обтекания пла-
а) р
0,2
о
а)р
0,2
8) о
1Jp
. 0,10
0,050
0,1
0,1
x r-----, (...
0,2
0,'+
0,5
0,8 у/и
Рис. 1.29. Эпюры давления по высоте ребер
(ji p/QH): а а!Ь 2; б а/Ь 1; в
а/Ь 0,14;
О Р+; . p ; х Ар Р+ p
стины И давление с фронтовой (по потоку) стороны ребра Р+
превышает давление с тыльной стороны p (рис. 1.29).
При этом реrулярные вихри располаrаются несимметрично
по отношению к соседним ребрам и не заполняют целиком
межреберные полости. Часть этих вихрей нестационарна.
При сближении ребер (а/Ь :;;.. 1) впадины целиком запол-
няются симметричными вихрями, которые уменьшают
разрежение на ТЫЛьной стороне ребра. В этом случае
между тыльной стороной предыдущеrо и фронтовой сторо-
ной последующеrо ребра за счет вихря происходит непре-
54
рывный массообмен, что и ПрИводит К выравниванию
давления в Основном потоке (р+ pJ.
Эксперименты, проведенные при фиксированной rлу-
бине канавок (а == 20 мм) и разных значениях их ширины Ь
(1; 3; 5; 8; 16 мм), обнаружили пороrовое влияние Ве-
личины Ь. Фактически это означает, что параметр а/Ь
не определяет однозначно аэродинамические Характе-
ристики диффузора с оребрением. Как видно из рис. 1.30,
отражаlOщеrо изменение восстановления давления вдоль
1;
0,3
16
32
lt8 Х) мм
Рис. 1.30. Влиянне ширины канавок Ь на
эффективность диффузора:
О .... 1 мм; . 3 мм; А 5 мм; .. 8 мм;
Х 16 мм
наклонной стенки диффузора, положительный эффект
получается при Ь 5 мм. Следует полаrать, что в системах
с шириной впадин свыше 5 мм вихревые потери резко
увеличиваются. Данный вывод подтверждается также
увеличением rидравлическоrо сОпротивления прямоrо ка-
нала с оребрением при Ь > 5 мм.
На рис. 1.31 построено распределение скоростей,
измеренных микротрубками на фиксированных расстоя-
ниях от наклонной стенки rладкоrо и оребренноrо (а/Ь ==
== 2; а == 8 мм) диффузоров, характеристики КОТОРЫХ
представлены на рис. 1.26. Параметры поrраничноrо
слоя на ВХоде: W п == 63 м/с; б 7 мм; б* == 0,89 мм;
б** == 0,69 мм; Re == 0,36.106. Эти данные отчетливо
подтверждают приведенные выше результаты и соображе
ния. При натекании потока на ребристую систему с rлу-
бокими канавками потери увеЛИчиваются (образование
вихрей, интенсивный турбулентный обмен на rранице
б5
OCHoBHoro потока и полости). Поэтому в условиях большоrо
положительноrо rрадиента давления скорость у стенки
'(у == 0,5+ 1 ММ) падает по сравнению с rладким диффузо-
ром. Тем не менее, бдаrодаря отмеченному выше воздей-
ствию реrудярных вихрей, больших местных положитель-
ных rрадиентов даВ.'Iения не возникает (в противополож-
ность случаю обычной шероховатости). Поrраничный С.'Iой
w
w и
Рис. 1,31. Распределение скоростей в плоских диффузорах
с односторонним расширением ( /2 200; п == 2):
rладкий диффузор; оребреиный диффузор;
Кривая ........... J 2 3 4 5 б 7 8
У, мм ............ 0,5 1 3 5 10 20 4 О 80
непрерывно турбулизируется. На седьмом ребре наблю-
дается местный отрыв потока. Примерно в этом же месте
кинетическая энерrия в поrраничном слое rладкоrо диф-
фузора уже мала, чтобы преодолеть положительный [ра.
диент давления, и поток отрывается. В оребренном диф-
фузоре повышенный уровень турбулентности приводит
к перестройке профиля скорости, и поток вновь присоеди-
няется к поверхности, о чем свидетельствует увеличение
скоростей в пристенной зоне (у == 0,5 + 1 мм).
56
Измерения ПУ,'1ьсаций, как будто, не обнаруживают,
что эффект вызван турбулентным характером течения,
так как значения ё. почти во всех сечениях rладкоrо диффу-
зора выше, чем оребренноrо. Высокая турбулентность
в пристенной области rладкоrо диффузора объясняется
наличием интенсивноrо обратноrо тока, отчетливо за
фиксированноrо на рис. 1.31. Только в выходном сечении
вблизи стенки турбулентность в оребренном диффузоре
характеризуется более высоким уровнем (см. рис. 1.27, а).
Тем не менее анализ распределения скоростей (рис. 1.31)
свидетельствует о турбулентном характере процесса вто-
ричноrо присоединения поrраничноrо слоя, так как для
MecTHoro повышения скорости за системой впаДИН ВИхре-
образователей в условиях диффузорноrо потока друrих
причин не имеется. Турбулентность в rладком диффузоре,
связанная с наличием обратноrо тока, носит пассивный
характер и является следствием плохоrо обтекания в OT
личие от оребренноrо диффузора, [де она является одной
из причин затяrивания отрыва.
Друrой причиной, как уже отмечалось, является Ha
личие интенсивных реrулярных вихрей, при условии
а/Ь 1 уменьшающих местные положительные rрадиенты
давления. Орrанизация системы таких вихрей является
обязательным условием, так как шероховатость иных
форм, создавая эквивалентную турбулентность, не улуч
шает условий течения, как это следует из рис. 1.26 и 1.27.
Факт затяrивания отрыва в оребренных диффузорах и ero
исчезновение в случае ячеистых вихреобразователей сви
детельствует также и о том, что рассматриваемый эффект
нельзя объяснить подсасывающим воздействием канавок.
В связи с турбулентным характером явлений (связанных
одновременно с наличием реrулярных вихрей) возникает
вопрос о влиянии внешней турбулентности на эффектив
ность рассматриваемоrо устройства. .
Как известно [78 J, внешняя турбулентность в поrра
ничном слое быстро уменьшается при приближении
к стенке, так что область вязкоrо подслоя турбулизиро-
вана незначительно. Предлаrаемая ребристая система
воздействует на поток со стороны подслоя, что значительно
эф:рективнее, чем влияние внешних возмущений. Указан
ные соображения позВоляют полаrать, что даже при Ha
Личии интенсивной внешней турбулентности, как это
имеет место, например, в проточной части турбомашин,
57
рассматриваемый тип вихреобразователеi\: будеt эффек-
тивным.
Данное предположение подтвердилось в ходе исследо-
вания rладкоrо и оребренноrо диффузоров (одностороннее
расширение; /2 == 200; п == 2) в условиях повышенной
входной турбулентности (8 10%), которая создавал ась
при помощи турбулизиру-
ющей решетки, устанавли-
ваемой перед диффузором.
При этом восстановитель-
ная способность диффузора
с оребрением оказалась на
30% выше, чем rладкоrо
(см. рис. 1.26).
Опыты при БОJ1ЬШИХ
скоростях (М > 0,5), про-
веденные соребренными
диффузорами, показали,
что при alb > 2,5 канавки
MorYT являться резонато-
рами звука, появление
KOToporo сопровождается
уменьшением к. п. д. ребри-
стой системы.
Экспериментальные дан-
ные, полученные для кони-
ческих и кольцевых диф-
фузоров с оребрением
(рис. 1.32), дают представ-
ление об области их приме-
нения: они эффективны
в диапазоне уrлов раскры-
тия 200 < < 500. Таким
образом, применительно к диффузорам с указанными
значениями уrла наилучшие результаты обеспе-
чивает система впадин, начинающаяся в предотрывной
области поrраничноrо слоя исходноrо rладкоrо диффу-
зора. При турбулентном характере течения протяжен-
ность этой области составляет 2 5 мм (отсчет от устья
диффузора). Оптимальные размеры канавок: Ь == 1 +5 мм;
alb 2.
Друrим методом повышения эффективности диффу-
зорных устройств является дробление крупных вихрей
s/
2,0
1,6
1,2
0,8
'О зо 50 /3,...0
Рис. 1.32. Область применения оре-
бренных диффузоров (Go коэффи-
Ilиент восстановления давления ис-
ходноrо rладкоrо диффузора):
О и . коиический диффузор (О
n 5,8; . n 9,9); {). и А
кольцевой диффуз.ор ({). ii 0,4;
n 11,7; А d 0,6; n 15)
58
поперечными (относительно потока) переrородками [52].
На рис. 1.33 показана зависимость коэффициента потерь
прямоrо канала от размеров единичных вихрей за одно-
сторонним внезапным расши-
рением (рис. 1,34). В данных
одытах высота переrородок
оставалась постоянной, рав-
ной высоте уступа (а:== 35 мм),
а изменялось их количество
п ( 1' 2' 3. 4' 5' 10 ) П р и неиз-
, , , , ,
менной общей длине оребрен-
Horo участка (L == 400 мм) и,
следовательно, изменялось
расстояние Ь между переrо-
родками и отношение Ь/а.
Здесь точка Ь/а == О ( == 0,03)
соответствует rладком)' каналу без внезапноrо расширения.
Как видно из рис. 1.33, уменьшение размеров вихрей
(параметра Ь/а) приводит к снижению потерь в системе.
L<>
с:::;,
.....
В) а
PI2
1;
1
8
а/а
0,5
'.
'1'
Рис. 1.33. Зависимость rидра-
влических потерь прямоrо ка.
нала с внезапным расширеиием
от размеров единичных вихрей
о)
s
е)
JL
Рис. 1.34. Схемы п.'lOских канадов с поперечными переrород-
ка\lИ; а одностороннее внезапное расширение; б вне-
запное расширение; в плоский диффузор; прямоуrоль-
ное колено
На основании указанноrо факта можно предложить
метод уменьшения вихревых потерь в отрывных зонах
каналов, заключающийся в дроблении вихрей попереч-
ными переrородками, верхние кромки которых должны
находиться на уровне верхней rраницы вихревой зоны
и не выступать в активный поток. Можно также пред-
ПQЛQЖИТЬ, что поперечные ребра уменьшают интенсивность
59
обратноrо тока в канале, а также заменяют I!естационар-
вые вихри на стационарные.
Выше были расоютрены диффузоры с утопленными
поперечными ребрами (оребренные), имеющими относи-
тельно небольшие размеры и служащими cBoero рода
турБУ/IИзаторами с Ma,1JbIM rидравлическим сопротивле-
/ d T
r,/1:,0
',б
' T
f, f i i I
I : I
f О ' '"
J , '. I ,
, '1 I
0.9 ' , 2 " '
'10 l'" 20 ЗО '10 S/a
ТI
, ,,О
r i
'
.
I
+ .
0,5,
7 8 10 IЧ-
20
Рис. 1.35. Влияние положения поперечной переrородки на эффектив-
ность каналов с отрывом потока ( o и o характеристики исходных
каналов без переrородок):
6/60; пo;
1 канал с внезапным расширением, n 3 (О а 40 мм; . а 35 мм;
() а 30 мм); 2 диффузор (Х f\ 25°; а 1 О мм; . f\ 25°;
а 5 мм; "v f\ 19°; а 15 мм; 'у f\ 19°; а 5 мм); 3 колено,
а 1 О мм
нием. В рассматриваемом случае поперечные переrородки
располаrаются над обтекаемой поверхностью и предна-
значены для видоизменения уже существующей вихревой
системы. Эффективность данноrо метода иллюстрируется
ниже на примерах исследования плоских каналов различ-
ных конфиrураций (рис. 1.34).
Для получения положительноrо эффекта в каналах
с внезапным расширением (табл. 1.4) верхние кромки
переrородок должны находиться на rранице струи с уrлом
раскрытия а. 70, т, е. высота переrородок а, определяе-
мая экспериментаJIЬНО (рис. 1.35), по ходу потока должна
уменьшаться. С увеличением числа межреберных поло.
60
Таб.1ИЦi! 1.4
Эффективность каналов с поперечными переrородками
Число
Тип пере S, мм s Ио
KaHa 1Ja n ropo а, M
дОК
1 I 10,420 I I
I I а1 251 51 60 I 0,4681 1,11
Внезапное
расширение, 2 а1'-== 25 51 60
h 35 мм 2 a2 20 52 90 0,515 1,22
а1 30 51 35
3 а2 25 52 50 0,525 1,25
аз 15 5 з 115
I I 10'343\ I
1 I а1 35\ 51 14010,440 I 1,28
Внезапное а1 40 51 80
расширение, 3 2 а2 35 52 140 0,510 1,49
h 47 мм
а1 40 51 80
3 а2 35 52 140 0,530 1,54
аз 30 5 з 170
Плоский
диффузор, 2 0,570 1,35
10°
Плоский
диффузор, 3 0,560 1,63
14°
61
стей эффективность системы повышается. В рассматривае-
мом случае оптимальное чис.'lO переrородок равно трем.
Установка четвертой переrородки, высота которой ока-
зывается веСЫlа маJlOЙ, практически не снижает коэффи
циент потерь. При увеличении отношения площадей
каНала после и до уступа эффективность рассматриваемоrо
метода повышается. Так, в канале со степенью расширения
п == 2 установка одиночной переrородки повышает коэф
фициент восстановления давления на 11 % (1;/1;0 == 1,11;
1;0 соответствует исходному каналу без системы пере
[ородок), а при п == 3 имеем 1;/1;0 == 1,28 (табл. 1.4).
Аналоrично при установке трех переrородок (1;/1;O)n 2 ==
== 1,25 и (1;/1;о)n з == 1,54. Положительное воздействие
системы переrородок проявляется также в снижении
неравномерности поля скоростей на выходе из канала.
Для оценки степени совершенства рассмотренных
ребристых систе!\1 были испытаны плоские диффузоры
равных с ними длин. Для канала с п == 2 уrол раскрытия
соответствующеrо диффузора составил == 100, для ка-
нала с п == 3 получено == 140. Эксперименты показали
(см. табл. 1.4), что эффективность ребристых систем лишь
на 10% ниже, чем соответствующих безотрывноrо ( ==
== 100) и почти безотрывноrо (В == 140) диффузоров.
Так как в диффузорах с большими уrлами раскрытия,
а также в поворотных коленьях интенсивность отрывных
явлений весьма высока, то улучшения условий течения
при установке в вихревой зоне поперечных переrородок
можно ожидать и в этих случаях. Испытания двух пло-
ских диффузоров с уrлами раскрытия 19 и 250 (см.
рис. 1.34, в) показали, что при оптимальных высоте и
положении одиночной переrородки (см. рис. 1.35) коэф-
фициент восстановления диффузоров повышается на 10%.
В экспеРИ!\1ентах с прямоуrольным коленом, повора-
чивающим поток на 900 (см. рис. 1.34, с), в наилучшем
варианте (см. рис. 1.35) достиrнутое снижение коэффи-
циента потер ь составило 1 0%.
Таким образом, рассмотренный метод отличается эф-
фективностыо и простотой И не требует изменения формы
канала, а также установки каких-либо дополнительных
устройств. Есть также основание ПОJlаrать, что предло-
женное оребрение окажется менее чувствительным к влия-
нию входной неравномерности потока. Все это позволяет ре-
комендовать Данный метод к практическому применению.
62
ОриrиналыlOЙ конструкциеЙ является IJjiЬский диффу-
зор С двумя стационарными вихрюш, предложенный в ра-
боте [851. Непосредственно за внеЗaIIНЫМ расширением
выполняются специальные каверны, в которых локали-
зируются два вихря с малыми потерюш (см. рис. 1.1, л),
взаимодействие которых с ОСНОВНЬС\1 потоком обеспечивает
высокую степень восстановления давления (до 80 %).
Отметим, что в наших опытах по применению данноrо
устройства в конических диффузорах путем выполнения
осесимметричной каверны положительный эффект оказался
незначительным.
Дальнейшим развитием устройств подобноrо типа
можно считать комбинированный диффузор со стациоНар
ными вихрями и отсосом поrраничноrо слоя [2 J. Такой
диффузор, схема KOToporo представлена на рис. 1.1, м,
был предложен для rазовой турбины и обеспечил высокую
восстановительную способность. Принцип ero работы ясен
из схемы. Как показали испытания [2 J, характеристики
TaKoro диффузора сильно зависят от количества OTcaCЫBae
Moro рабочеrо тела. При отсутствии отсоса эффективность
мала и составляет Bcero 15 %. Затем с увеличением pac
хода на отбор к. п. д. системы резко возрастает и при
достижении режима максимальной эффективности ('11
85 %) не реаrирует на дальнейшее увеличение интен-
сивности отсоса.
rЛАВА 2
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И РАСЧЕТ
КОМПРЕССОРНЫХ ОСЕРАДИАЛЬНЫХ ДИФФУЗОРОВ
2.1. Сравнительное исследование
методов профилирования
компрессорных осерадиальных диффузоров
Соrласно экспериментальным данным, при одинаковых
rабаритах осерадиальных диффузоров в зависимости от
выбранноrо закона профилирования их полные потери
MorYT различаться в 1 ,5 2,0 раза. Поэтому оптимиза-
ция обводов является наиболее перспективным способом
63
повышения эффективности диффузоров, так как позволяет
без усложнения конструкции патрубка llOВЫСИТЬ к. п. д.
выходноrо тракта.
Как известно, при увелзчении осевых и радиальных
размеров диффузора (L и D) ero восстановительная спо-
собность возрастает. К сожалению, в реальных конструк-
циях rабариты наrнетательноrо патрубка, как правило,
лимитированы. Особенно это относится к удлинению Е,
которое выбирается исходя из оrраничений длины ротора
компрессора по критической частоте вращения. В мощных
arperaTax и радиальные размеры MorYT оrраничиваться
условиями транспортировки.
Так как требования повышения эффективности диф-
фузора и оrраничения ero rабаритов находятся во взаим-
ном противоречии, то для оценки технико-экономических
показателей проектируемоrо выхлопа крайне необходимо
знать, насколько возрастут потери в диффузоре при
заданном уменьшении ero размеров. Естественно, что
такое сравнение должно проводиться для оптимальных
диффузоров. Таким образом, при разработке наrнетатель-
Horo тракта в аэродинамическом аспекте задача состоит
в необходимости вписать в заданные rабариты патрубка
осерадиальный диффузор с оптимальной формой проточ.
ной части, обеспечивающей минимальные потери и уровни
входной и выходной неравномерностей потока. Поставлен-
ные цели не MorYT быть достиrнуты расчетным путем,
поскольку в осерадиальных диффузорах осевых турбо-
машин течение всеrда имеет отрывной характер. Поэтому
при проектировании новых типов выходных диффузоров
и патрубков основную роль, как правило, иrрают эксr:е-
риментальные данные.
rеометрия осерадиальноrо диффузора сложна, и мини-
мальное число параметров, достаточно полно характери-
зующих ero форму, равно шести. Как показано в работе
[21 ], для получения в полном объеме данных по влиянию
выбранных параметров необходимо испытать нереально
большое число моделей, превышающее 100 'тыс. Поэтому
более целесообразныYl нам представляется иной путь,
Korдa на основании анализа уже имеющихся теоретических
и экспериментальных материалов направление поиска
заранее суживается исследованием оrраниченной rруппы
диффузоров, которые объединены общностью каких-либо
64-
признаков или свойств, обеспечивающих им определен-
ные преимущества перед остаJ1ЬНЫМИ диффузорами. В Ka
честве таких характерных признаков MorYT быть приняты
форма диффузора, выбранный закон профилирования ero
проточной части, КО:vJбинация конкретных численных
значений вспомоrательных rеометрических параметров
и т. п. Затем для оrраниченных подобным образом типов
диффузоров следует выполнить полный цикл исследова-
ний: выявить принципы их оптимальноrо профилирова-
ния, исследовать влияние основных rеометрических ха-
рактеристик на эффективность диффузоров, построить
rрафики для определения коэффициента полных потерь
по заданным rабаритам диффузора.
На основании изложенных соображений, а также в
целях максимаJIьноrо приближения к условиям, встре-
чающимся в практике проектировапия, были поставлены
следующие задачи:
1) определить оптимальные методы профилирования
компрессорных осерадиальных диффузоров и выявить
rраницы их применимости;
2) разработать методику профилирования проточной
части оптимальноrо диффузора (с максимально достижи-
мой восстановительной способностью) в условиях задан-
ных rабаритов последнеrо;
3) обеспечить возможность определения с высокой
степенью точности ( + 5 %) энерrетических характеристик
спроектированноrо оптимальноrо диффузора;
4) обеспечить возможность применения разработан-
ных методик и рекомендаций во всем диапазоне изменения
rабаритов, который для осерадиальных диффузоров ком-
прессорноrо типа определяется следующими величинами:
d == 0,7 -+-0,9; L == 0,2 -+-0,85; D == 1,5-+-2,85.
Если rабариты осерадиаЛЬНоrо диффузора заданы, то
известными будут также КООрДИНаты начальных точек
обоих обводов (см. рис. 1.1, с) и конечной точки обтека-
теля. Конечная точка обечайки будет задаНа лишь своей
координатой r == D,,/2. Ее вторая координата х, факти-
чески определяющая ширину выходноrо сечения 1" и
степень расширения диффузора п, должна быть выбрана
в процессе оптимизации проточной части последнеrо.
Как свидетельствуют данные мноrочисленных иссле-
дований [5, 21, 65, 73], при любых выбранных rабаритах
диффузора существует оптимальное значение степени рас-
3 Миrай В. к., [удков э. и. 65
ширения п опт , отклонение от которой, как в сторону уве-
личения, так и в сторону уменьшения, приводит к сниже-
нию восстановительной способности диффузора. Это сбъ
ясняется тем, что с ростом степени расширения или,
что то же самое, эквивалентноrо уrла раскрытия коэффи-
циент внутренних потер!"> диффузора увеличивается, а ко-
эффициент потерь с выходной скоростью падает. При таком
характере изменения обеих составляющих полные потери
будут иметь экстремальное значение, которое и определит
оптимальную степень расширения п l1пт , Определив, на-
пример, экспериментальным путем величину п опт и тем
самым зафиксировав положение начальных и конечных
точек обтекателя и обечайки, можно приступать к нахожде-
нию оптимальной формы их обводов.
До настоящеrо времени систематические исследова-
ния компрессорных диффузоров не проводились. Име-
ющиеся в литературе материалы по этому вопросу [10.
22, 64, 65, 73] носят случайный характер и не охватывают
полностью диапазон возможноrо изменения rеометриче-
ских параметров диффузоров. К тому же большая часть
из имеющихся данных относится к компрессорам низкоrо
давления, диффузоры которых по своим характеристикам
(d < 0,8; I > 0,5) приближаются к rазотурбинному типу.
Для диффузоров компрессоров BbIcoKoro давления данных
практически нет.
В практике компрессоростроения наибольшее распро-
странение получили осерадиальные диффузоры с четко
выраженными осевым, поворотным и радиальным уча-
стками. Однако в ряде работ, посвященных исследованию
rазотурбинных диффузоров [5, 10, 73], отмечается, что
лучшие характеристики имеют так называемые диаrональ-
ные диффузоры. Средняя линия TaKoro диффузора образо-
вана плавНой кривой, обычно дуrой эллипса, в результате
чеrо кривизна ero обводов слабо меняется по длине канала
.и оказывается значительно меньше, чем кривизна поворот-
Horo участка обычноrо осерадиалыюrо диффузора. Умень-
шение кривизны стенок обусловливает сrлаживание мест-
ных rрадиентов давления, что приводит к затяrиванию
отрыва и падению сопротивления диффузора. Пример
использования диаrональноrо диффузора в типовом ком-
прессоре фирмы «3ульцер» [15] показывает также ero
конструктивное преимущество возможность перемеще-
ния уплотнения и опорноrо подшипника внутрь патрубка,
66
за счет чеrо может быть сокращена длина ротора ком-
прессора.
В НПО ЦКТИ выполнено исследование зависимости
эффективности диаrональных диффузоров от закона про-
филирования для пяти серий моделей, три из которых
изображены на рис. 2.1. rабаритные размеры серии 2
(d == 0,806; I == 0,360; D == 1,88) и серии 5 (d == 0,842;
L == 0,253; D == 1,76) совпадали с таковыми для диффу-
зоров компрессоров установок rTK-25 1 ПРОИЗВОДства
по Н3Л и rTK-16, выпускаемой ПО ТМ3. Серия 5 со-
стояла из четырех изоуrольных диффузоров, отлича-
ющихся шириной выходноrо сечения, а следовательно,
и степенью расширения. Величина п ОllТ для моделей
серии 2 определялась по результатам испытаний вариантов
диффузоров 2-III, 2-VI, 2-УII и 2-VIII, которые также
были выполнены изоуrольными. Как следует из рис. 2.2, а,
оптимальная степень расширения для серии 2 приблизи-
тельно равна 2,2, а Д.'lЯ серии 5 2,1.
Диффузоры остальных трех серий имели одинаковые
с моделями серии 2 значения параметров d, L и п, отли-
чаясь радиальностью б, которая для серии 1 была равна
2,22, для серии 3 1,55, для серии 4 1,33. Учитывая,
что параметры D и п опт связаны прямой зависимостью,
заранее можно сказать, что принятое значение п == 2,23
для серии 1 окажется меньше, а для серий 3 и 4 больше
соответствующих им оптимальных степеней расшире-
ния 2. Такая схема профилирования моделей выбрана
с целью выяснить, как эффективность диффузора зависит
от формы ero обводов при отклонении степени расшире-
ния от ее оптимальноrо значения.
Первые варианты диффузоров серий 1 4 были выпол-
нены с четко выраженными осевым, поворотным и радиаль-
ным участками. При этом вариант 2- 1 моделировал диффу-
зор компрессора установки rTK 25 (эскизный проект),
а вариант 1-1 установки rTK-10, также выпускаемой
ПО Н3Л. Остальные модели представляли собой диа-
1 При эскизном И техническом проектировании установки rTK 25
раСОlатривались две схемы ее исполнения: вошедшая в рабочий проект
двухваJIьная и однова.'1ьная, ВК.'1ючаlOщая наrнетательный патрубок
с осерадиальньш диффузоро 1.
2 СоrлаСI!О приводимым ниже экспериментальным зависимОСТЯМ
(C I. рис. 2.16), Д.'1я серий 1; 3 и 4 ве.'1ичина п оцт состаВ.'1яет примерно
2,7; 1,7 и 1,3 соответственно.
3*
67
В) О 2023273135 ч7 Х,НН
i
20 20
40
ба
71
85,7
r,f'1M
0)0
20
3015
48,5
1',"''''
Рис. 2.1. Профили диа-
rональных диффузо
ров (D и == 186 мм): а
серия 2; б серия 4;
в серия 5
а) ?;п
0,8
О,Ч
0,2
п 1,2 1,6 IJ
0.6
0,41
Рис. 2.2. Эффективиость диаrональпых диффузоров: а
в зависимости от степени расширения; б в зависимости
от радиальности (а == 0,806; L == 0,36; п == 2,23);
J серия 2; 2 серия 5
68
rональные диффузоры, которые профилировались на базе
средних линий, построенных в соответствии с рекоменда-
циями ИТТФ АН УССР [10 J. В начальных сечениях
средние линии выполнялись короткими прямолинейными
отрезками, наклоненными к оси диффузора под уrлом а. ==
== 8,50, которые затем переходили в дуrи эллипсов.
Так как исследуемые диффузоры стеснены в осевом
направлении, то течение в них будет сопровождаться
отрывными явлениями. Как было показано в rл. 1, в таких
условиях наилучшие характеристики будут иметь пред-
отрывные диффузоры, в которых сразу же за входным
сечением поrраничный слой приводится в предотрывное
состояние ('t w О) И поддерживается в нем на возможно
большей длине. При этом обеспечивается максимально
возможное снижение интенсивности отрывных явлений.
Указанные условия реализуются за счет орrанизации
диффузорноrо течения с пер во начально резким, а затем
плавно уменьшающимся rрадиентом давления. В част-
ности, указанный характер распределения давления имеет
место в изоуrольных диффузорах [51 J.
Ввиду отсутствия В. настоящее время теоретическоrо
метода расчета поrраничноrо слоя в осерадиальных рас-
ширяющихся каналах, входной rрадиент давления, при-
водящий поток в предотрывное состояние, приходится
определять экспериментально. С этой целью для каждой
серии было спроектировано несколько вариантов диф-
фузоров, распределения давлений по длине проточной
части которых (рис. 2.3) в общих чертах соответствовали
условиям предотрывных диффузоров и отлича.тrись друr
от друrа начальным значением rрадиента.
При расчете обводов изоуrольных диффузоров (ва-
рианты 1-111, 2-111, 2-VI, 2-VII, 2NIII, 3-111, 4-III,
5- 1, 5- 11, 5- 11 1, 5- IV) использовалось их основное свой-
ство, заключающееся в постоянстве по длине 8 средней
линии локальноrо уrла раскрытия е, определяемоrо урав-
нением (1.16). Если функция е (8) известна, то площадь
проходноrо сечения осерадиальноrо диффузора может
быть найдена интеrрированием этоrо уравнения:
s s
F'(S) == р н + J u (S) tg + dS == р н + 2л: J Dcp (S) tg + dS,
о о
[де Dcp == (DJi + D ff )/2; u периметр сечения.
69
1":)
i::::: :::::
r I
.;;1-, t'-.I
I I":)
't:!1't:!
Iё:>'
.,.
с:::,
I I":)
'i3' 't:!) "t:!
.....
с::;,
.;:t-
t'-.I
70
::;
о..
о
'"
>.
-&
-Е;
;;r
.....
I
><"<t'
:а
:=
'"
:=
о :=
.... о..
'" 0)'
:= u
:1
1;\0
'" ..
:>'м
':= :=
о
:;:
о
.... :=
о о..
0..0)
U
I
:= <:!
,;..:.,
О :=
iij
t>: :=
:= '"
'" :I::
"'1:0..
'" U
.... «s
:I::
:= о::
о..
.... t>:
О
9
o..
I
'"
2..CJ5"
'"
о;
CI)
'" .......
О::CI)
11
I
'"
:s:
......
I
м
u
о::
р..
Используя последнее равенство, МОЖНо определить
величину В == idem, обеспечивающую для рассчитываемоrо
диффузора заданную степень расширения:
tg..!. ==: р к р н
2 sп
2л f Dcp (8) dS
о
Рассчитанные таким образом значения
исследованных изоуrольных диффузоров
в табл. 2.1.
(2.1)
уrла В для
приведены
т а б л и ц а 2.1
rеометрические и аэродииамические характеристики
изоуrольных диффузоров
" '"
'" u
"о " '" "
:::'" '" u u
"':>. о " '"
"-& t: '" '"
"'-&
'" " о tO
СО"!: '"<:1 I IQ :: ф :: '-р '-р
I-Ш 0,81 0,36 2,22 2,23 5,3 27,8 3,1 0,40 0,386
2- Ш 0,81 0,36 1,88 2,23 7,5 18,9 2,7 0,42 0,442
2-VI 0,81 0,36 1,88 1,62 4,2 5,2 0,508
2- V Н 0,81 0,36 1,88 2,78 12,7 5,1 0,486
2- V III 0,81 0,36 1,88 3,35 17,0 5,0 0,680
3- Ш 0,81 0,36 1,55 2,23 11,0 12,1 2,1 0,50 0,603
4- Ш 0,81 0,36 1,33 2,23 14,8 8,1 1,9 0,68 0,629
5-1 0,84 0,25 1,76 1,56 4,7 16,7 0,556
5-Н 0,84 0,25 1,76 2,08 6,9 16,4 2,5 0,43 0,491
5-Ш 0,84 0,25 1,76 2,60 10,3 16,0 0,584
5-IV 0,84 0,25 1,76 3,12 13,8 15,7 0,775
Так как проходное сечение осерадиальноrо диффузора
представляет собой боковую поверхность усеченноrо KO
нуса или KpyroBoro ЦИЛИндра (см. рис. 1.1, е), то ero
ПЛощадь
F (8) == лD ср (8) 1 (8).
(2.2)
уравнений (2.1)
При постоянном значении уrла Виз
и (2.2) находим искомую величину 1 (8):
1 (8) ЛD,: (8) [р" + 2л tg + J D" (8) d8 J.
""
Диффузоры 1-IV и 2-IV были построены из УСЛо13ия
линейноrо изменения площади по длине средней линии.
Для вариантов 2-У, 3-IV и 4-IV в качестве ИСХОДноrо
условия принималось заданное распределение rрадиента
давления
dp == 2 Vf1 dp
dS рШI dS ==
2VFК
рз
dP
dS '
(2.з)
[де
р == Р/(РШI /2); S == S/V р н .
Площадь проходноrо сечения диффузора вычисляется
по формуле
s
F (S) == р н + V J f3 (8) d dS.
2 P о dS
При этом, для Toro чтобы проектируемый диффузор
имел заданную степень расширения п, необходимо вы-
полнение условия F (Sп) == р н , откуда
sп
J P(S) d d8 == 2 J/ (п 1).
dS
о
в соответствии с рекомендациями работ [34, 73], со-
rласно которым максимальной восстановительной способ-
ностью характеризуются диффузоры с равномерно увели-
чивающимся по длине их проточной части давлением,
были спроектированы изоrрадиентные диффузоры 1- II,
2-II, 3-II, 4-II. Приравнивая правую часть соотноше-
ния (2.3) к постоянной и интеrрируя, получаем вы-
ражение для закона изменения площади по длине
средней линии изоrрадиентноrо диффузора:
F (S) == (C 1 S + C2) O.5.
Определяя постоянные С 1 и С'}. из условий F (О) == р н
И F (Sп) == рн, окончательно имеем
F (S) == i H ( 1 /I %п + 1 ) O.5. (2.4)
С целью сравнения характеристик спроектированных
диффузоров на рис. 2.4 и 2.3 представлены кривые изме-
нения по длине средней линии S == S/Sп степени расшире-
72
:=
==
о..
aJ
И
<::!
ai
о
о..
о
'"
>.
<с> -&
<:::s' -&
=
>:(
><
:д
:I:
,Q
о
....
00
=
>:(
=
Е-<
И
:;:....
,= =
'" <о C'OI
<:: со ..:t- "" :r =
'iC;- 'N' ....' .....' ...... ...... 0=
b
5- и
aJ I
;;10
..
>:(М
0=
се 1::
",,'
=
:I:
aJ
о..
=
<с> :3
"". и
00
о..
=
:х:
aJ
'" 1::
aJ
<:::;" Е-<
И
Ф
=
:I:
Ф
:I:
Ф
;:;:
'"
:s::
.;:
C'OI
'<:;: '" <::> со <:с> ..:t-
!;' "" ",' ...:' ..... ...... ...... J
=
о..
73
ния п === Р/ F н и безразмерноrо rрадиента давления dp/d S.
Отметим, что последняя зависимость фактически также
является rеометрической характеристикой и весьма при-
ближенно отражает реальный закон изменения давления
в диффузоре, так как при ее определении жидкость счи-
а)?;п
0,5
..
6 8 9
r I
J 1;5
V .....х ,.. x....: xJf::
1
...D--
12.... --r
11.... ......
. lv.....-l>
.....
10;1'r /
16/ / 15
13
0,7
; о,з
б;' п
0,7
0,5
0,3 !
1,0 1,2 1,4- 1,6 1,8 2,0 G,Kr С
I I I 1. I
о,з .0,4- 0,5 f1
Рис. 2.5. Рабочие характеристики компрессорных диффу-
зоров: а диаrональные диффузоры; б диффузоры с про-
межуточным поджатием потока:
1 1-1' 2 1-111' 3 2-1' 4 2-11' 5 2-111' 6 3-1' 7
3-11; 8:"" 4-1; 9 4-111; 10:"" Н.В.; li Н.В з ; 12 Н.В.;' 13
НзВ.; 14 НзВ з ; 15 Н.В.; 16 НвВ в
талась идеальной и не учитывалось влияние отклонения
потока от oceBoro направления.
Испытания моделей диффузоров проводились по ин-
теrральной методике в диапазоне изменения чисел М ===
=== 0,25+0,5 и Re === wнlи/v === (0,9+2,0) 105. Как следует
из представленных на рис. 2.5 rрафиков зависимости ко-
эффициента II от режимных параметров, с увеличением
расхода (чисел М и Re) полные потери диффузоров мо-
нотонно возрастают. При этом кривые зависимостей п (М)
74
для различных моделей практически эквидистантны. Этот
факт подтверждает общеизвестный вывод о TO:vl, что для
сравните.'IЬНОЙ оценки эффективности различных вариан-
тов отрабатываемой конструкции выхлопа необязательно
исследовать весь диапазон ВОЗ:vlожноrо изменения режим-
ных параметров. Необходимыми условиями являются
проведение Испытаний по единой методике и сравнение
аэродинамических характеристик, определенных при оди-
наковых значениях режимных параметров.
т а б л и ц а 2,2
Аэродинамическне характеристикн диаrональных днффузоров
Серия I i5 I Вариант I 1;" I 1; I Ш к
днффузора
1 1 0,432 0,179 0,538
1-11 0,438 0,153 0,432
1 2,22 1-111 0,386 0,134 0,453
I IV 0,388 0,135 0,441
1 1 0,400 0,179 0,306
с ,10паткой
2-1 0,617 0,194 0,747
2 II 0,512 0,187 0,654
2 III 0,442 0,150 0,596
2 1,88 2 IV 0,465 0,183 0,538
2-V 0,521 0,255 0,529
2 I 0,468 0,214 0,415
с лопаткой
3 I 0,832 0,306 0,956
3 1,55 3 1I 0,645 0,196 0,830
3-111 0,603 0,182 0,744
3 IV 0,654 0,189 0,703
4 I 0,860 0,423 1,093
4 1,33 4 1I 0,661 0,191 0,914
4 III 0,629 0,193 0,892
4 IV 0,626 0,206 0,902
в табл. 2.2 приведсны коэффициенты полных потерь
исследованных диффузоров, вычисленные при одном и
том же значении М с=: 0,46. Анализируя эти данные,
можно ОТ:vIетить следующее. Переход к диаrональной
75
форме диффузора приводит к снижению коэффициента( п
для серий 2 4 приблизительно на 25%, для серии 1
на 11 %. Это объясняется тем, что в диаrональных ди<tФу-
зорах локальная кривизна обвода обечайки значительно
меньше, чем на поворотном участке диффузоров первorо
варианта. Поэтому в последних отрыв потока на повороте
происходит с rораздо большей интенсивностью, что BЫ
зывает дополнительные потери. Для серии 1 указанное
отличие выражено слабее блаrодаря положительному
влиянию радиальности. Наличие в диффузоре 1.1 радиаль
Horo участка большой длины позволяет потоку, оторвав-
шемуся от поверхности обечайки в области поворота,
присоединиться вновь. При этом отрывная зона локали-
зируется, и ее воздействие на основное течение заметно
снижается.
При одинаковой форме средней линии характеристики
диффузоров обнаруживают заметную зависимость от за-
кона профилирования их проточной части. Наименьшие
потери имеют диффузоры, изменение rрадиента давления
по длине проточной части которых (см. рис. 2.3) соответ-
ствует условиям предотрывных диффузоров (варианты
I.IH, 1-IV, 2-III, 2 IV, 3-IH, 4-HI, 4-IV). В их число
входят и изоуrольные диффузоры TpeTbero варианта. Как
и предполаrалось, величина начальноrо rрадиента иrрает
существенную роль. Излишнее ero увеличение отрица-
тельно влияет на эффективность диффузора (варианты
2- У, 3-IV). Изоrрадиентные диффузоры, характеризу-
ющиеся пониженным rра,диентом давления на ВХоде,
имеют полные потери на 8 13 % выше, чем лучшие модели.
Детальный анализ условий экспериментов, в которых
оптимальными оказались изоrрадиентные диффузоры, по-
казывает, что обнаруженное в этих случаях снижение
сопротивления обусловлено не изменением закона профи-
лирования, т. е. не изоrрадиентностью, а каким-либо
иным фактором. Например, в опытах М. П. YMaHCKoro
с осерадиальными диффузорами [73] улучшение показа-
телей связано с переходом к диаrональной форме средней
линии. В экспериментах И. Е. Идельчика с плоскими
диффузорами [34] решающую роль, по-видимому, сыrрало
изменение условий входа. В этих опытах обводы изоrра-
диентноrо диффузора-раструба во входном сечении плавно
сопряrались с обводами подводящеrо участка, в то время
как остальные модели в этом месте имели излом образу-
76
ющей, что, как известно [21 J, оказывает отрицательное
воздействие на эффективность диффузора. В проведенных
экспериментах влияние обоих отмеченных факторов было
исключено: сравниваемые модели профилировались на
базе одной средней линии и имели одинаковые значения
уrлов наклона образующих во входном сечении. Пони
женная эффективность изоrрадиентных диффузоров об
наружена также и в друrих исследованиях с аналоrич-
ными условиями [29, 41, 51 J.
Данные табл. 2.2 подтверждают известное положение
о блаrоприятном влиянии увеличения выходноrо диа-
метра осерадиальноrо диффузора. Как следует из построен-
ной по этим данным зависимости п (15) (см. рис. 2.2, б),
применительно к диффузорам с исследованными rабари-
тами влияfше радиальности сказывается лишь в диапа-
зоне 1,5 < 15 < 2,1. Это означает, что увеличение ра-
диальноrо rабарита сверх величины D == 2,0 +2,2 нера-
ционально, так как получаемое при этом снижение потерь
становится незначительным.
Ввиду Toro, что в компрессорах кинетическая энерrия
потока, покидающеrо выходной диффузор или патрубок,
не теряется полностью, а используется при дальнейшем
движении рабочей среды по трактам турбоустановки, для
полноrо представления о степени совершенства выхлопа
необходимо также знать ero коэффициент внутренних
потерь . В табл. 2.2 приведены значения коэффициентов
потерь диффузоров, вычисленные по формуле (1.2), [де
входной скоростной напор определялся по интеrральной
методике, а величина qK подсчитывалась, соrласно выра-
жению (1.4), по результатам обработки выходных полей
скоростей. Здесь же представлены коэффициенты нерав-
номерности Юн этих полей, вычисленные по формуле (1.3).
Как следует из табл. 2.2 и из характера профилей ско-
ростей (для примера на рис. 2.6 представлены поля ско-
ростей в выходном сечении диффузоров серий 2 и 4),
в диффузорах с оптимальными характеристиками отрыв
потока от обечайки происходит с меньшей интенсивностью,
что приводит к лучшему заполнению выходноrо сечения
активным потоком и к снижению уровня неравномерности
поля скоростей. У всех диффузоров серии 1 выходное
сечение целиком заполнено потоком, т. е. оторвавшийся
поrраничный слой блаrодаря наличию радиальноrо
77
участка значительной длины успевает присоединиться
вновь, и отрывные зоны оказываются локализированными
внутри диффузора. У моделей серии 2 неравномерность
потока выше, а в вариантах с худшими характеристиками
(2 I, 2 II) на выходе уже наблюдаются незначительные
(порядка 10 15% от ширины выходноrо сечения) зоны
а)
WK
о)
!::s
'"
1, 'f '
".
с::о
1.2
[,О
0,8 .
0,6
..,
'"
'"
'"
с::о
..,
;;;
Е:
o:s
'"
'"
с::о
0,2 0,'+ 0,6 .0,8 K 0,2 o,'f 0,6 0,8 lK
Рис. 2.6. Поля скоростей в выходном сечении диаrональных диффузо
" ров (W K == W/W K . ер; Iк == l/lK): а серия 2; б серия 4
обратных токов слабой интенсивности. Дальнейшее YMeHЬ
шение радиальности (серии 3 и 4) при водит К усилению
неравномерности выходноrо профиля и к появлению
сильных обратных токов, занимающих до 20 30% ши
рины выходноrо сечения. При этом в диффузорах серии 4,
у которых радиальноrо участка практически нет, рас-
пределение выходных скоростей почти не зависит от формы
обводов.
78
Коэффициент внутренних потерь в меньшей степени
зависит от формы канала, чем коэффициент полных по-
терь. Это означает, что восстановительная способность
диффузора, характеризующаяся коэффициентом п, В зна-
чительной .\1ере определяется уровнем потерь с выходной
скоростью, которые, в свою очередь, зависят от HepaB
номерности выходноrо профиля скоростей.
Качественное совпадение полученных авторами дан-
ных с материалами друrих экспериментальных и теорети-
ческих исследований [I7, 27, 41, 68, 82] позволяет заклю
чить, что для отрывных осерадиальных диффузоров макси-
мальную эффективность обеспечивает профилирование по
принципу предотрывноrо поrраничноrо слоя. К сожале-
нию, расчетной методики определения сопротивления
таких диффузоров не имеется. В то же время для изо
уrольных диффузоров, профилирование которых, как уже
ОТ.\1ечалось, фактически осуществляется по данному .\1е-
тоду, в ИТТФ АН УССР разработан приближенный
однопараметрический способ определения потерь [10, 27].
в этой связи интересно оценить возможности использо-
вани я данноrо метода для расчета потерь изоуrольных
диффузоров компрессорноrо типа. Результаты сравнения
расчетных и экспериментальных характеристик, приве-
денные в табл. 2.1, показывают, что для компрессорных
изоуrольных диффузоров с rеометрическими параметрами,
близкими к рассмотренным, поrрешность расчетноrо опре-
деления полных потерь составляет заметную величину
( + 15 %). Эта цифра совпадает с указываемой авторами
.\1етода, полученной ими при исследовании rазотурбинных
диффузоров.
Представ,'!€нные в настоящем параrрафе эксперимен-
тальные материа.1Ы получены при различных значениях
радиальности D , а также для диффузоров с оптимальной
степенью расширения и отличной от нее. Во всех рассмо-
тренных случаях аэродинамические характеристики диф-
фузоров обнаруживают четкую взаимосвязь с принятым
законом профилирования. Этот факт свидетельствует о том,
что совершенствование проточной части диффузора яв-
ляется необходимым элементом процесса аэродинамиче
ской отработки наrнетательноrо патрубка oceBoro ком-
прессора.
Оценивая перспективы ПРО.\1ышленноrо использова-
ния диаrональных диффузоров (которые в настоящее
79
время получили широкое распространение в компрессо-
ростроении) во вновь создаваемых конструкциях, следует
указать на повышенную сложность их изrотовления.
Специальные испытания обечайки диффузора 5-11 с обте-
кателями вариантов 5-1, 5 II1 и 5-1V показали, что даже
незначительное отклонение от расчетной формы (l ,5 2 М>,1
по ширине канала) профиля обтекателя, на котором
отрыва потока нет и влияние KOToporo должно сказываться
rораздо слабее по сравнению с обечайкой, приводит
к увеличению полных потерь на 8 10%. Это означает,
что рабочие поверхности Диаrональных диффузоров
должны обрабатываться с высокой степенью точности по
соответствующим шаблонам. Естественно, это приводит
к усложнению технолоrии и повышению затрат на изrотов-
ление патрубка.
2.2. Аэродинамическое совершенствование
компрессорных осерадиаnьных диффузоров
Как было отмечено в предыдущем параrрафе, высокая
эффективность изоуrольных диффузоров обусловлена тем,
что закон изменения rрадиента давления по длине их
проточной части удовлетворяет требованиям, предъяв
ляемым к предотрывным диффузорам. Однако вследствие
специфических особенностей rеометрии компрессорных
диффузоров (узкий KaHa.1J, четко выраженные осевой и
радиальный участки) и в связи с недостаточностью тео-
ретических и экспериментальных исследований в этой
области нельзя с уверенностью утверждать, что принцип
изоуrольности в максимальной степени реализует опти-
мальные условия в таких диффузорах. Если предполо
жить, что в начальных сечениях энерrия потока ДOCTa
точна для преодоления более BbIcoKoro встречноrо [ра-
диента давления, то весьма заманчивым является выпол-
нить осевой участок со значительно большей, чем в изо-
уrольном диффузоре, степенью расширения, чтобы пово-
рот потока и ero дальнейшее течение в радиальном диф-
фузоре происходили при пониженных скоростях. При этом
на выходе из oceBoro участка возможно ухудшение поля
скоростей и даже образование отрывных зон. Лоrично
будет улучшить это поле на входе в радиальный участок
(весьма протяженный для компрессорных диффузоров)
80
конфузорным поворотом. Таким образом, для компрес-
сорных осерадиальных диффузоров предлаrается аэро-
динамическая схема, состоящая из перерасширенноrо
(по сравнению с изоуrольным диффузором) oceBoro
участка, конфузорноrо поворота и протяженноrо радиаль-
Horo участка 1. Предварительные расчеты проточной части
показали, что предложенную идею можно осуществить
построением обводов диффузора простыми элементами:
отрезками прямых и дуr окружностей. Это означает, что
предлаrаемая конструкция диффузора обладает дополни-
тельным преимуществом простой технолоrией изrотов-
ления.
т а б .1 И Il а 2.3
rеометрические характеристики диффузоров
с промежуточным поджатием
Обтекатель
Обечайка
Обозн а .
чение
I о I R R / 1
.......11 "0 1 1 н
Обозна-
чение
СХ 2 . ...0
Я 2 R2/1"
В 1 О 1,22 Н 1 9,5 0,75
В 2 О 1,63 Н 2 9,5 1,22
В з О 2,18 Нз 9,5 1,90
В4 О 2,59 Н4 9,5 2,52
В5 О 3,03 Н- 15 1,22
В6 9,5 2,18 Н: 15 2,52
В; 9,5 3,03 Н; 22,5 1,22
ВВ 15 2,18 Н В 22,5 2,52
В9 15 3,03 Н9 30 1,22
Н 10 30 1,90
Для подтверждения изложенноrо принципа проекти-
рования диффузоров с промежуточным поджатием потока
был исследован ряд моделей серии 6, полученных объеди-
нением в пары девяти обтекателей B1 B9 и десяти обе-
чаек H1 H10' rеометрические параметры которых при-
ведены в табл. 2.3. Модели характеризовались одинако-
выми значениями втулочноrо отношения (а == 0,842),
удлинения (I == 0,253), радиальности (о == 1,76 при D![ ==
"= 186 мм) и оптимальной степенью расширения (п ==
== 2,08).
1 Л. с. 358528 и:;'436163 (СССР).
81
п
1,0
0,8
Рис. 2.7. Изменение степени расширения по Длинс про
точной части диффузоров с про !ежуточным ПоджаТllе 1
потока:
1 Н'В З ; 2 Н,В.; 3 Н,В,; 4 Н'В З ; 5 Н,В.; 6
Н,В,; 7 НзВ,; 8 НЗВ З ; 9 НзВ,: 10 НзВ,; 11 . Н'В З ;
12 Н.В.; 13 Н.В.; 14 Н.В.; 15 Н.В,; 16, Н"В,.:
17 Н"В 1Б ; 18 Н'ЗВ'З; 19 Н'ЗВ"; 20 1f,.В"
83
ный характер с ярко выраженными отрывными явлениями,
что резко ухудшает условия работы радиальноrо диф
фузора.
При наличии ПРО:\1ежуточноrо поджатия конфузор-
ность поворотноrо участка блаrоприятно воздействует
на выходящий из Hero поток. Однако для достижения
за:\1етноrо повышения эффективности TaKoro диффузора
вторым необходимым условием является обязательное
перерасширение oceBoro участка. У лучших вариантов
диффузоров с промежуточным поджатием степень расши
рения oceBoro участка в 1,2 1,4 раза выше, чем у изо
уrольноrо диффузора 1.
Как известно, в осерадиальных диффузорах с весьма
стесненными осевыми rабарита:\1И на наружном обводе
уже на начальном участке возникает устойчивый отрыв
потока. При этом зона активноrо течения перемещается
к внутреннему обводу и действительные площади проход-
ных сечений диффузора существенно сокращаются за
счет образования отрывной области. В результате факти-
ческая диффузорность oceBoro участка оказывается зна-
чительно меньше, чем rеометрическая, и основное расши
рение потока происходит на радиальном участке.
В диффузорах, спрофилированных по предложенной
схеме, на осевом участке также будет иметь место отрыв
потока. Однако блаrодаря перерасширению образующаяся
отрывная область не пережимает основное течение, а под
воздействием конфузорноrо поворота локализируется
в конце oceBoro участка. В результате входная кинети-
ческая энерrия рабочеrо тела используется максимально
полно. На осевом участке осуществляется эффективное
торможение потока. Течение на повороте происходит при
пониженных скоростях, и блаrодаря конфузорности по
следнеrо неравномерность потока снижается, что суще-
ственно улучшает работу радиальноrо участка и xapaKTe
ристики диффузора в целом. Эффективность же диффузо-
ров с конфузорным поворотом, но без перерасширенноrо
oceBoro участка оказывается далекой от оптимальной
(см. рис. 2.4 и табл. 2.2, варианты 1-1, 2-1, 3-1, 4-1).
При. принятой схеме построения обводов ПJЮТОЧНОЙ
части дифф узоров (см. рис. 1.1, с) перерасширение oceBoro
1 Отметим, что при ма.1ЫХ значениях радиа.1ЫЮСТИ f5 стспень
расширения oceBoro участка может даже превышать степень расшире-
ния диффузора в IlСЛОМ.
84
участка может быть осуществлено уменьшением входноrо
уrла наклона аl и радиуса скруrления обтекателя R 1
или увеличением уrла а2 и радиуса скруrления обечайки
R 2 . Конструктивные особенности реальных осевых ком-
прессоров, как правило, не позволяют выполнить вну-
тренний обвод диффузора с отрицательным входным уrлом
наклона, так что для обтекателя указанный параметр
оrраничен величиной аl == О. При этом для диффузоров
с рассматриваемыми rеометрическими характеристиками
оптимальный наклон обечайки определяется уrлом а2 ==
== 8+9°. У моделей с а 2 == 15° (Н6В4' Н6В6) коэффициент
полных потерь возрастает на 1 o 15 %. Дальнейшее пере-
расширение oceBoro участка за счет увеличения уrла
Ha лона обечайки (до 20 300) существенно снижает эф-
фективность диффузоров. Попытки уменьшить перерас-
ширение увеличением уrла наклона обтекателя аl не
дают положительноrо результата. Это обусловлено рез-
ким изменением направления потока и отрицательным
влиянием уrловой точки во входном сечении диффузора.
Суммарное воздействие обоих факторов приводит к более
раннему отрыву потока от поверхности обечайки и свя-
занному с ним росту потерь.
Еще более заметное влияние на эффективность диффу
зора оказывают радиусы скруrления ero обводов на по-
воротном участке. Как следует из характера кривых,
изображенных на рис. 2.8, для каждоrо обтекателя (R 1 ==
== i dem) существует такая обечайка, объединение с которой
позволяет получить оптимальный закон изменения пло-
щадей проходных сечений по длине диффузора и мини-
мальный уровень потерь. Аналоrично для каждой обе-
чайки (R 2 == idem) существует свой оптимальный обтека-
тель. Во всех случаях общей rеометрической характери-
стикой, объединяющей лучшие модели, является степень
конфузорности (поджатия) поворотноrо участка, опти-
мальное значение которой лежит в пределах lIn пов ==
== n'/n fl == 1,08+1,15 (см. рис. 2.7). Интересно отметить,
что данная характеристика является достаточно универ-
сальной для исследованной серии диффузоров. Например,
конфузорность поворотноrо участка вариантов Н6В4 и
Н6В6 примерно одинакова (l/n пов 1,1), хотя и достиr-
нута различными путями: в диффузоре Н6В6 радиус R 1
уменьшен, а уrол аl увеличен по сравнению с вариантом
Н6В4' Коэффициенты же полных потерь обоих вариантов
85
одинаковы и находятся на том же уровне, что и у диффу-
зоров Н2В2' НзВ з , Н 4 В З , характеризующихся таким же
поджатием поворотных участков. С увеличением радиуса
R 2 экстремумы кривых " ( R, ) понижаются. На рис. 2.8, а
построена результирующая кривая 1 зависимости II (R 2 )
дЛЯ моделей с оптимальными обтекателями. Как видно,
максимальную восстановительную способность обеспе-
чивает диффузор с обечайкой Н4' радиус CKPY:' l !!ия об-
a)L;n
0,65
о)
7;п
D,6
о,ltб 0.5
......
0,3505 {,5 2,5 R2 R2/lH 0,4- R,=R,/l!{
, 1
Рис. 2.8. Зависимость эффективности диффузоров от радиусов cKpyr.'1e
ния ero обводов: а от радиуса скруr.1ения обечайки R--; (о R 1
== 1,22; . R 1 1,63; !::::. Rt.' 2,18; ... Rl 2,6); б от
радиуса скруr,1ения обтекателя R;, (о R 2 0,75; . R2' 1,22;
!::::. R 2 1,9; ... R 2 2,52);
1 кривая мииимальиоrо уровня потерь прн L 0,25; 2 то же прн L
0,6
вода которой имеет максимально возможное значение.
При рассматриваемых размерах диффузора и ПРИIIЯТОЙ
схеме ero построения максимальный радиус определяется
выражением
R; тах == (L lк)/( 1 sin СХ2),
(2.5)
Столь блаrоприятное воздействие рассмотрепноrо фак-
тора можно объяснить тем, что в этоVf случае необходимое
перерасширение r>ceBoro участка достиrается плавным
отклонением контура обечайки, что позволяет, в част
ности, избавиться от вредноrо влияния резкоrо излома
обводов во входном сечении, как это имеет место, наПрИ-
86
мер, при создании перерасширения за счет увеличения
уrла СХ 2 .
ЧТО касается влияния радиуса скруrления обвода
обтекателя R 1 , то такой четко выраженной, как для обе-
чайки, зависимости не обнаруживается. Для любой вы-
бранной обечайки, в том числе и с максимальным радиусом
R 2 шах, существует свое значение R 1 , обеспечивающее
1
(1)
8,... о
2,0
1,6
12 {,2
8 О,В
4 О,Ч-
О S о 0,2
-4 -0,'1
O,8
0,8 S
Рис. 2.9. ИЗ:l<!енение параметров по длине диффузоров с промежуточ-
IIЫМ ПОДЖатие l: а локальный уrол раскрытия [см. выражение
(1.16)]; б безразмерный rрадиент давления [см. выражение (2.3)]
оптимальную конфузорность поворота, при отклонении
от которой, как в сторону увеличения, так и в сторону
уменьшения, потери диффузора возрастают (рис. 2.8, б).
Заканчивая анализ экспериментальных данных, инте-
ресно проследить за изменением по длине диффузоров
локальноrо уrла раскрытия е и безразмерноrо rрадиента
давления dp/dS (рис. 2.9). За исходный вариант лоrично
принять используемый в реальной машине (компрессор
87
установки rT 16) диффузор Н 2 В З с равномерны\'! законом
изменения n (S) (С\1. рис. 2.7). Если У вариантов, подоб-
ных исходному (Н 2 В з , Н З В 5 ), локальный уrол по всей
длине проточной части близок к постоянному значению
е == 70, то У лучших диффузоров с промежуточны\'! поджа-
тием (Н4В4' Н З В 2 ) уrол е увеличивается на осев о\'! участке
с 8 10 до 19 210 с последующим У\1еньшением на пово
роте. На радиальном участке расширение потока проис
ходит при постоянном уrле раскрытия. У моделей с не-
удовлетворительны\'!и характеристика\'!и (Н 2 В 5 ) характер
изменения уrла е противоположный. На пережато\'! осе-
вом участке уrол раскрытия резко падает и даже прини-
мает отрицательные значения, а на повороте возрастает.
d
Из кривых !!... (s) следует, что весьма важным является
dS
не только значение входноrо rрадиента давления, но и
характер ero изменения на осеВО\1 участке. Лучшие диффу-
зоры отличаются постоянством и даже ростом rрадиента
в начальных сечениях.
Для окончательной оценки эффективности диффузоров
с промежуточным поджатием потока их необходимо
сравнить с диаrонаЛЬНЫ\1И изоуrольными. Переход от
исходноrо варианта к изоуrольному диффузору с плавной
средней линией (вариант 5-II, rабариты и степень расши-
рения KOToporo одинаковы с исследуемой серией 6) обес-
печивает снижение полных потерь на 15 % (см. табл. 2.1
и 2.4). Однако эффективность лучших \10делей с промежу-
точным поджатием оказывается еще выше. Их потери на
1 o 17 % ниже, чем у диффузора 5- 1 1.
Для объяснения различий в характере течения в диф-
фузорах изоуrольных и с промежуточным поджатием
рабочие поверхности \'!оделей Н 2 В З и Н4В4 были дрени-
рованы. Анализ кривых распределения давления Р ===
== (р ри)/qll по стенкам сравниваемых вариантов
(рис. 2.10) показывает, что в диффузорах обоих типов
отрыв потока от обечайки наступает в самом конце осе-
Boro участка (примерно в одном и том же сечении при
S 0,3) и проявляется до S 0,7. В изоуrольном диф-
фузоре Н 2ВЗ на осевом участке до S 0,3 происходит
торможение течения (dp/dS> О). На поворотном участке
и на большей части радиальноrо (0,3 < S < 0,7) на об-
текателе появляется местная конфузорность и поток уско-
88
ряется (dp/dS < О). В диффузоре с промежуточным под-
жатием Н4В4 отрыв, возникающий на обечайке также при
S 0,3, блаrодаря перерасширению oceBoro участка не
влияет на активный поток до сечения S 0,55. В резуль-
тате торможение потока происходит по всей длине oceBoro
и на значительной части поворотноrо участков, что при-
водит к увеличению разрежения на входе в диффузор.
Ускорение течения имеет место jj
на меньшей длине: в самом
конце поворота и в начале pa
диальноrо участка (0,55 <
<8 < 0,7).
Последние выводы хорошо
подтверждаются приведенными
на рис. 2.11 rрафиками, KOTO
рые отображают процесс раз-
вития профиля скорости на ра-
диальном участке сравниваемых
диффузоров. На входе в ради-
альный участок ( D == 1,28) в
диффузоре Н 2В3 поле скоростей
характеризуется резкой нерав-
номерностью (Ю == 0,78), а OT
рывная область занимает 20 %
площади ПрОХОДНоrо сечен и я.
В диффузоре Н4В4 здесь также
имеется область отрыва (1 0%
от площади сечения), но профиль скоростей значи-
тельно равномернее (ю == 0,48). Блаrодаря значительной
протяженности радиальноrо канала, даже в изоуrольном
диффузоре оторвавшийся от обечайки поток успевает
присоединиться вновь до ВЫХОДноrо сечен и я D == 1,76.
При этом неравномерность потока существенно снижается
(ю" == 0,49), но все же в 2,7 раза превышает степень
неравномерности выходноrо профиля варианта Н4В4 (юн ==
== 0,18). При этом коэффициенты внутренних потерь диф-
фузоров Н 2 В З ( == 0,24) и Н4В4 ( =----= 0,223) различаются
Bcero на 7 %. Это вызвано тем, что на обтекателе, [де нет
отрыва и поrраничный слой весьма тонок, потери малы
и зависят только от скорости OCHoBHoro потока, которая
для обоих вариантов примерно одинакова. На обечай
ках же условия течения практически совпадают: отрыв
89
o,8
а
a,Lf
0,4
Рис. 2.10. Распределение
давления но стенкам изо
уrольноrо диффузора Н 28з
(о по обечайке; /:::;. по
обтекателю) и диффузора с
нромежуточным ноджатием
Н484 (8 но обечайке; ...
по обтекателю)
наступает в одних и тех же сечениях, кривые p(S) иден-
тичны. Все эти обстоятельства позволяют заключить, что
в диффузорах с промежуточным поджатием повышение
w
л= l,БО
1,5
1,0
0,5
О
w
1,0
0,5
о
lJ=f,чч
0,6 о,в lK О
lJ= f, 7б
0,2 0/+ О,б О,В [к
Рис. 2.11. Развитие профиля скоростей на ра-
диаJIЬНОМ участке диффузоров (&1 "'= W/W cp ; lк'"==
l/lK):
О изоуrольиыll диффузор Н,В,; . диффузор
с промежуточиым поджатием Н.В.
восстановительной способности достиrается за счет луч-
шей орrанизации OCHOBHoro потока и снижения потерь
с выходной скоростью.
90
2.3. Впияние rеометрических параметров
на аэродинамические характеристики
компрессорных осерадиапьных диффузоров
в предыдущих параrрафах определены в общих чер-
тах принципы оптимальноrо профилирования компрес-
сорных осерадиальных диффузоров. Теперь приступим
к детально.\tlу рассмотрению зависимости их характеристик
от отдельных rеометрических параметров, оrраничив-
шись наиболее перспективными типами диффузоров: с про-
межуточным поджатием потока и диаrональных изоуrоль-
ных. Для этоrо было исследовано еще 12 серий моделей
(серии 7 18), rабаритные размеры которых (табл. 2.5)
полностью перекрывают диапазон их возможноrо измене-
ния, характерный для компрессорных диффузоров. Обводы
оптимальных вариантов для всех исследованных серий
изображены на рис. 2.12.
т а б ., и Il а 2.5
rеометрические и аэродинамические характеристики
компрессорных диффузоров (п t ,8)
Се- I а I I. I пО[]Т I ( п oJ от I . I I п. и
рия '[] п опт . и
7 0,7 0,2 2,2 1,06 1,08
8 0,8 0,2 2,15 1,09 0,61 2,1 0,71
9 0,9 0,2 2,0 1,14 0,45 2,1 0,50
10 0,7 0,4 2,2 1,07 0,54 2,2 0,62
11 0,8 0,4 2,15 1,08 0,44 2,2 0,53
12 0,9 0,4 2,45 1,07 0,37
13 0,7 0,6 2,25 1,05 0,45
14 0,8 0,6 2,2 1,04 0,37 2,3 0,43
15 0,9 0,6 2,95 1,02 0,34 3,0 0,35
16 0,7 0,85 2,5 1,01 0,38 2,6 0,40
17 0,8 0,85 2,4 1,01 0,35 2,5 0,40
18 0,9 0,85 3,05 1,00 0,36 3,0 0,36
Влияние радиуса скруrления обвода обечайки R 2 на
поворотном участке. Влияние данноrо парамете...а на
эффективность диффузоров при .\tlалых значениях L уже
рассматриваJIОСЬ в п. 2.2. Остается выяснить этот вопрос
для .\tlоделей с большим удлинением. Для этоrо в pa.\tlKaX
серии 14 (а == 0,8; I == 0,6) было изrотовлено несколько
обечаек одинаковой ДЛИНЫ С ВХОДНЫМ уrлом наклона
91
Щ5
158,5
Рис. 2.12. Профили оптимальных моделей компрес-
сорных диффузоров: а d == 0,7; б d == 0,8;
в d === 0,9
92
(Х2 == 90, отличающихся радиусом R 2 дуrи, образующей
обвод на поворотном участке. В пару к каждой обечайке
подбирался такой обтекатель, чтобы степень конфузор
ности канала в области поджатия потока лежала в преде-
лах 1/п пов == 1,05 -+- 1 ,09. Полученная в результате испы-
таний рассмотренных диффузоров кривая 2 по своему
характеру аналоrич а кривой 1 (см. рис. 2.8, а), т. е. при
любых значениях L с увеличением R 2 потери падают
и наиболее эффективными оказываются варианты, у кото-
рых обвод сформирован дуrой с максимально достижимым
. радиусом.
rеометрически последнее условие означает, что один
ИЗ двух прямолинейных участков обвода обечайки исче-
зает. В том случае, коrда проточная часть диффузора
более развита в радиальном направлении (см. рис. 2.12,
серии 7 12), обвод обечайки, начиная сразу же от вход-
Horo сечения, образуется дуrой окружности с радиусом,
определяемым выражением (2.5), которая сопряrается
с отрезком прямой, оrраниЧивающим радиальный участок.
у вариантов, более развитых в осевом направлении (се-
рии 13 18), на начальном участке обечайка представляет
собой отрезок прямой, переходящий в дуrу окружности,
центр которой расположен на уровне выходноrо сечения
диффузора. В этом случае максимальный радиус скруrле-
ния обвода обечайки определяется выражением
R " == cos а 2 (D K D H )/2 sin а 2 (L lк) .
2 mах 1 sin <Х 2
(2.6)
Предельным для обоих случаев оказывается диффузор,
равномерно развитый в осевом и радиальном направле-
ниях, у KOToporo обвод обечайки целиком образован дуrой
окружности с радиусом R 2 == R2 mах == R2 mах. rабарит-
ные размеры TaKoro диффузора связаны соотношением
D K . пред == D и + 2 (L lк) (1 + sin (X2)/COS (Х2' (2.7)
Влияние входноrо уrла наклона обечайки (Х2' Иссле-
дование влияния данноrо параметра проводилось на мо-
делях серий 6 и 14.
Как следует из представленных на рис. 2.13,а экспе-
риментальных данных, оптимальные значения (Х2' при
которых эффективность диффузора максимальна, лежат
в пределах 8 100. При уменьшении (Х2 потери растут,
особенно в моделях с малой осевой ДЛИНой, для которых
93
указанное изменение сначала оrраничивает возможности
перераСIllирения начальноrо участка, а затем не позво-
ляет создать поджатие потока на повороте. В диффузо-
рах, проточная часть которых преимущественно развита
в осевом направлении, снижение потерь в этом случае
обусловлено, в основном, уменьшением максимально до-
стижимоrо значения радиуса скруrления обвода обечайки
R 2 maX' Падение эффективности при увеличении (Х2, как
,, O),...
i i ! I 'оп
H 07
I I ' о
о,ч I " l 0,5
j +
I !; 0 , 3
0,3
О 8 16 (Х 2 ,... о 0,9 1,1
Рис. 2.13. Зависимость эффективности диффузоров с промежуточным
поджатисм от входноrо уrла наК,10на обвода обечайки (а) и степени
конфузорности поворотноrо участка (6):
а) п
0,5
Обозна- I Серия I а I т. ' D :
чение
О 6 0.842 0,253 1,76
А 11 0,800 0,400 1,80
. 14 0,800 0,600 1,80
6 18 0,900 0,850 1,80
уже отмечалось в п. 2.2, связано с усилением отрицатель
Horo воздейсТвия излома образующей во входном сечении.
Этот фактор проявляется более интенсивно в диффузорах,
характ ер изующихся максимальными значениями удли-
нения L. С уменьшением осевой длины ero влияние осла-
бевает блаrодаря резкому сокращению протяженности
(локализации) зоны отрыва под воздействием близко рас-
положенноrо конфузорноrо поворотноrо участка.
Влияние степени поджатия потока на поворотном
участке. Данный вопрос был ИССJlедован для всех две-
надцати серий на моделях с оптимальными для их rабари-
тов степенями расширения. При этом все обечайки имели
входной уrол наклона (Х2 == 90, а их обводы на поворотном
94
участке выполнялись дуrами окружностей с максималь-
ными радиусюш.
Некоторые из полученных кривых изменения коэффи
циента полных потерь от степени поджатия на повороте
приведены на рис. 2.13, б. Как видно, модели с малым удли
нением к изменению веJ1ИЧИНЫ 1/п пQв наиболее чувстви-
тельны. В диффузорах с развитым осевым участком тече-
ние на нем имеет менее напряженный характер из-за
отсутствия дополнительноrо rрадиента давления, обус
ловленноrо отклонением потока к радиалымуy направле-
нию. Поэтому в длинных диффузорах на входе в поворот-
ный участок поток более равномерный, чем в коротких,
и положительное воздей-
Ствие промежуточноrо ПОk
жатия ослабевает. OTMe
ченное обстоятельство объ
ясняет также тот факт, что
с ростом L оптимальное
значение 1/п;юв уменьша
ется. В предельном случае
П р и L == 0,85 и d == 0,9
Рис. 2,14. Область ОПти !а.1ЬНЫХ
минимальные потери имеет значении степени конФузорности
диффузор, у KOTOporO пло- !JОБоротноrо участка
щади проходных сечений
на повороте остаются постоянными (1/ пlJ<JВ 1). Опре-
деленная по результатам испытаний область оптималь-
ных значений параметра 1/п иов заключена между двумя
rраничными кривыми, изображенны:vrи на рис. 2.14.
Эксперименты с диаrональны:vrи изоуrольными диффу-
зорами (c:vr. табл. 2.5) показали, что :vrаксимальная раз-
ница между коэффициентами полных потерь этих диффу-
зоров и диффузоров с поджатием об на руживается при
малых значениях удлинения. С ростом L различия в кон-
фиrурациях каналов сrлаживаются, что приводит к сбли-
жению аэродинамических характеристик.
Определение оптимальнои степени расширения.
Вследствие большой практической важности исследова-
ние этой характеристики проводилось также тщательно
на моделях всех двенадцати серий. Все используемые
обечайки были выполнены с входным уrло:vr наклона
а 2 == 9° и с :vrакси:vrально достижимым радиусом скруrле-
ния обвода на участке поворота. Выбор соответству-
i ?r;8
I J Ll.
// I (ljПпоВ)тах I . 1
! / "
/;:;/
f. о (f/Пп,оВ)тiп
, 0,2 О,',
0,6
0,8 L
95
ющих обтекателей диктовался стре:чление:ч обеспечить
оптимальную степень промежуточноrо поджатия: 1 ,08
1,15 для моделей серий 7 12 и 1,05 1,09 для моделей
серий 13 18.
Все кривые п (п) (рис. 2.15, а), полученные в резуль-
тате испытаний, характеризуются наличием экстремальной
области, [де коэффициент п принимает минимальные зна-
чения. Таким образом, каждая из построенных зависимо-
а) стей дает возможность
?; определить для диффу-
. J Ь l.l: J J "и СrЗб;;'; : Т :
0,6 .., .. t) :имрз:.ь:: ю С ::. ИЬ
0,5 ; "
i ! I( п 1
: ""1Z;no
0,'+ , 1,1
2,5
3,0
0,3
1,5
Рис. 2.15. Влияние степени расширения на эффективность КО'.lпрехор
Hыx диффузоров (значения d и L см. в табл. 2.5):
о серия 8; . серия 9; . серия 10; lo. серия 11; .... серия 12;
О серия 13; \1 серия 14; Х серия 15: А серия 16; () серия 17;
... серия 18
которой коэффициент ero полных потерь п оказы-
вается наименьшим. Найденные таким образом зна-
чения обеих характеристик приведены в табл. 2.5. Ана-
л rичные результаты были получены такж для моделей
при четырех друrих значениях параметра D. Диффузоры
с увеличенными размерами выходноrо диаметра D (2,15;
2,50; 2,85) получались путем присоединения к выходному
сечению уже изrотовленных моделей радиальных уча-
стков с прямолинейными параллельными стенками.
Уменьшение радиальности до величины D == 1,6 для диф-
фузоров серий 7 11 осуществлялось за счет подрезки их
радиальных участков, а для серий 12 18 изrотовле-
нием новых :\fоделей.
96
На рис. 2.16 приведены обобщенные кривые, отража-
ющие зависимость оптимаJ1ЬНОИ степени расширения от
rабарито в диффузора. Анализируя эти rрафики, можно
заключить, что величина поит слабо зависит от втулочноrо
отношения, а определяется, в основном, значением пара-
метра D, с которым она связана практически прямо про
порциональной зависимостью. С ростом удлинения на-
мечается тенденция к некоторому увеличению п оП1 " что
а)
пот
3,5
Рис. 2.16. ЗависюlOСТЬ опти-
мальной степени расширения
диффузоров компрессорноrо ти-
па от их rеометрических харак-
теристик: а d 0,7; б a
0,8; в d 0,9
оБУСЛОВJlено улучшением условий течения на прямолиней
ном oceBo'J участке, в частности снижением неравномер-
ности полей скоростей. Чрезмерное уменьшение ширины
осерадиальноrо канала (а == 0,9) приводит к тому, что
в области максимальных значений параметра I с ростом
последнеrо величина оптимальной степени расширения
начинает падать.
Обнаруженное свойство вызвано значительным расши-
рением течения в радиальном направлении, что вызывает
cBoero рода радиальный разрыв (отрыв) потока. Природа
TaKoro процесса детально никем не изучалась, и для
установления критериев радиальноrо разрыва необхо-
ДЮ1Ы дополнительные исследования. Внешне это явление
проявляется в том, что выходящий из диффузора поток
4 Миrай В. К., [удков Э. И.
97
разделяется на три расположенные ПрЮ1ерно СИ'\1:v!е
тричпо струи, :\Iежду которы'Ли образуются застойные
зоны, занимающие от 20 до 40 % п,'!ощади выходноrо ce
чения. Такое разделение СОIIровождается дополнитель-
ными потеря:v!и энерrии и увеличение:v! потерь с выходной
скоростью за счет резкоrо повышения неравно:v!ерности
выходноrо поля скоростей. Для ликвидации разрыва
течения необходимо у:v!еньшить эквивалентный уrол pac
крытия диффузора, что и является причиной падения пинт,
Для диаrональных диффузоров вопрос об опти:v!аль
ной степени расширения подробно не рассматривался,
а был проведен лишь ряд выборочных экспериментов.
Полученные при этом значения (пullт)и и ( п)и (см.
табл. 2.5) практически совпали с соответствующими дaH
ными для диффузоров С промежуточным поджатием. учи-
тывая, что исследованные варианты охватывают широкий
.диапазон rеО'\1етрических параметров, последнее обстоя-
тельСТВО служит достаточно вески:v! основанием, чтобы
рекомендовать кривые на рис. 2.16 к использованию при
расчетах проточной части также и диаrопальных ко:v!прес-
сорных диффузоров.
2.4. Выбор способа профилирования
проточной части диффузора
Под оптимальным профилированием осерадиальноrо
диффузора услови:v!ся пони:v!ать процесс определения
формы ero обводов, обеспечивающих при заданных rаба
ритах и найденной по рис. 2.16 величине п"пт '\1акси:v!аль
ную восстановительную способность диффузора. Исходя
из данноrо определения, получаем, что в диапазоне
изменения rеО'\1етрических параметров, характерноУ! для
наrнетательных патрубков осевых ко:v!прессоров, опти
мальными являются диффузоры с ПрО'\1еЖУТОЧНЫ:v! поджа-
тием. По:v!имо наивысшеrо к. п. д. К числу их достоинств
следует отнести хорошую технолоrичность блаrодаря про
стой форме обводов и отсутствие необходимости в YCTa
новке направляющих лопаток.
Для диффузоров с про:v!ежуточным поджатие'\1 опти-
мальные значения входных yr,'!oB наклона образующих
'обтекателя и обечайки составляют соответственно (Хl == О
И (Х2 == 90. При наличии конструктивных оrраничений,
приводящих к необходи:v!ости выполнить обтекатель с по
98
ложительным наклоном, в диапазоне изменения О..;;;:
..;;;: аl ..;;;: 100 наиболее эффективньсv!И остаются диффу-
зоры этоrо же типа. В этом с.'!учае для создания поджатия
на поворотном участке уrол а 2 должен быть увеличен
пропорционально уrлу аl' Соответствующие расчеты про-
точной части диффузоров с увеличенным наклоном обво-
дов показали, что приращения указанных уrлов можно
связать простой линейной зависимостью: Да 2 === 0,7 Да!.
Таким образом, указанному диапазону аl соответствует
диапазон изменения уrлов наклона обечайки 90..;;;: а2 ..;;;:
..;;;: 160. При дальнейшем увеличении раскрытия oceBoro
участка потери диффузоров с промежуточным поджатием
возрастают. В таких условиях более эффективными ста-
новятся диаrональные изоуrО.1JЬные диффузоры.
Преимуществами диаrональных диффузоров являются:
возможность сокращения длины ротора компрессора за
счет перемещения уплотнения и опорноrо подшипника
внутрь патрубка; отсутствие необходимости в установке
кольцевых направляющих лопаток. К числу недостатков
можно отнести: более высокие (по сравнению с диффузо-
рами с промежуточным поджатием) потери (на 5 20%);
усложнение технолоrии изrотовлепия, что вызвано повы-
шенной чувствительностью к отклонению формы рабочих
поверхностей от расчетной.
Следует иметь в виду, что переход к диаrональной
форме оказывается наиболее эффективным при малых
значениях параметра I. Для каналов, проточная часть
которых развита преимущественно в осевом направлении,
конфиrурации средних линий практически совпадают, и от-
личия в форме обводов диффузоров с промежуточным под-
жатием и диаrональноrо MorYT быть обусловлены единствен-
но изменением принятоrо закона профилирования п (5).
При наличии конструктивных оrраничений (например,
по предельным значениям входноrо уrла наклона обе-
чайки а2 или радиуса ее скруrления R 2 ), не позволяющих
обеспечить необходимое перерасширение oceBoro участка
или спрофилировать диаrональный диффузор, рекомен-
дуется применять кольцевые направляющие лопатки.
При принятой схеме построения обводов использование
данноrо метода становится це,'!есообразным, коrда входной
rрадиент (dn/d5)H для проектируемоrо диффузора оказы-
вается меньше, чем для изоуrольноrо, построенноrо на
базе той же средней линии.
4*
99
Несмотря на за:vIетное УС.'Iожнение конструкции диф-
фузора установка направляющих лопаток получила дo
статочно широкое распространение в lIarHeTaTe.rrbHbIx па
трубках реальных машин [15 J. Это связано с тем, что до
появления исследований по оптимизации проточной части
диффузоров рассматриваемый способ улучшения их ра-
боты позволял получать прие:vIлемые уровни потерь даже
в тех случаях, коrда диффузор был спрофилирован не
оптимальным образом (см. табл. 2.2). Однако вопрос
о принципах профилирования на правляющих лопаток
для компрессорных осерадиальных диффузоров подробно
не рассматривался. Проведенные в этом направлении
исследования [22, 65, 73 J посвящены индивидуальной
отработке конкретных конструкций патрубков и не co
держат обобщающих :vIатериалов.
Из всех известных способов оптимальноrо профили
рования межлопаточных каналов в теоретическом плане
наиболее обоснованным является разработанный
r. Ю. Степановым метод проектирования мноrорядноrо
диффузора с телесными лопатками, выполненными по
типу компрессорных решеток [67]. Обычно такие лопатки
устанавливаются в диффузорах с коротким поворотным
участком большой кривизны, примером чеrо :vIожет слу-
жить диффузор компрессора установки rTK 10 (см.
табл. 2.2, вариант 1-1). Если поворотный участок диффу-
зора выражен менее четко и имеет значительную протя-
женность, то получаемые расчетом телесные лопатки YTO
няются, фактически вырождаясь в листовые. При иссле-
довании диффузоров подобной конфиrурации С. А. Довжик
И А. И. Морозов применяли листовые лопатки, которые
обеспечили хорошие результаты [22 J.
Опытами Л. П. Соколовскоrо [64, 65] было установ-
лено, что эффективность направляющих лопаток зависит
не от rеометрии (телесности) профиля, а от формы ero
среДНей линии 1, причем эти данные были получены
в весьма жестких условиях полноrо отсутствия oceBoro
участка (на выходе из компрессора поток сразу же раз-
1 АнаJIоrичные данные бы.'!И ПОJIучены на !И в ходе отработки диф
фузора компрессора [TK 10. в этих экспериментах модеJIьная допатка
была выполнена листовой, повторяющей форму средней .'!инии ПрОфИJIЯ
натурной лопатки. Полученные при этом результаты практически
совпаJIИ с данными заводских испытаний, в которых ИСПОJIьзовалась
те.'1есная допатка.
100
ворачивался в радиальный диффузор) при различном
числе направляющих лопаток (от одной до четырех).
Поэтому в рассматриваемых ниже экспериментах исполь-
зовались только листовые лопатки.
Ввиду Toro что область практическоrо использования
направляющих лопаток в компрессорных диффузорах
оrраничена, детальное изучение их аэродинамических
характеристик не представляет значительноrо интереса.
Особенности применения направляющих лопаток иссле-
довались нами лишь выборочно на оrраниченном числе
моделей, которые, как правило, характеризовались пре-
дельными значениями rабаритных размеров.
Результаты экспериментов позволили сделать следу-
ющие выводы. Установка направляющей лопатки обеспе-
чивает снижение потерь лишь в тех моделях, проточная
часть которых характеризуется поджатием потока на
осевом участке или хотя бы уменьшенной по сравнению
с законом п (S) idem диффузорностью. Однако и в этом
случае их к. п. д. оказывается ниже, чем диффузоров
с такими же rабаритами, но спрофилированных по методу
промежуточноrо поджатия или с приблизительно равно-
мерным увеличением степени расширения по длине проточ-
ной части. Использование направляющих лопаток в мо-
делях с высокой восстановительной способностью не
только не обеспечивает дополнительноrо повышения
к. п. д., но и вызывает некоторое ухудшение характери-
стик за счет увеличения внутренних потерь, обусловлен-
I/oro дополнительным трением и заrромождением проточ-
ной части телом лопатки и ее опорами.
Как следует из табл. 2.2 (варианты 1-1 и 2-1), направ-
ляющая лопатка практически не измеНяет коэффициент
внутренних потерь . Повышение восстановительной спо-
собности диффузора. осуществляется за счет снижения
неравномерности потока (на 40 45 %) и вызываемоrо этим
уменьшения потерь с выходной скоростью, т. е. воздей.
ствие на течение в диффузоре направляющей лопатки и
конфузорности поворотноrо участка примерно анало-
rично. Последнее обстоятельство объясняет невозмож-
ность улучшения характеристик диффузоров с промежу-
точным поджатием при помощи направляющих лопаток.
С ростом втулочноrо отношения эффективность приме-
нения направляющих лопаток падает. Ни в одной из испы-
танных моделей с d == 0,9 YCTaHQBKa лопатки не снизила
101
полные потери более чем на 3 %. При увеличении числа
лопаток восстановительная способность диффузора ме-
няется незначительно. Использование двух направля-
ющих лопаток даже в моделях с :\Iинима.1ЬНЫМ втулочным
отношеНИС;\1 d 0,7 (за исключением сверх коротких диф-
фузоров с удлинеНИб1 [ < 0,3) приводило к уменьшению
коэффициента II Bcero на 3 6 % по сравнснию с вариан-
TO I с одной лопаткой. Это объясняется одновременным
воздействием факторов противоположноrо характера.
С увеличением числа лопаток диффузорность межлопа-
точных каналов, а следовательно, и интенсивность от-
рывных явлений в них уменьшаются. С друrой стороны,
при этом будет наблюдаться рост внутренних потерь
диффузора за счет уве.1ичения площади обтекае:IIЫХ по-
верхностей (рост потерь на трение) и заrромождения потока
лопатками и их опорной системой. Соrласно эксперимен-
тальным данным, в узком канале компрессорноrо диффу-
зора последний фактор является превалирующим, и ero
отрицательное влияние перекрывает выиrрыш, получае
мый от локализации отрывных зон.
Довольно часто в практике компрсссоростроения встре-
чается случай, коrда из"за rабаритных оrраничений про
ектируемый диффузор выполняется без oceBoro участка 1
и поток на выходе из последней ступени сразу же разво
рачивается в радиальный диффузор [7, 22, 65 J. В таких
условиях СПРОфИJТировать диффузор с промежуточным
поджатием или с диаrональной средней линией не пред
ставляется возможным, и наиболее эффективным средством
снижения потерь, уровень которых при этом оказывается
весьма высоким ( II 1 +- 1 ,8), является использование
кольцевых направляющих лопаток. Соrласно эксперимен
тальным данным, одна лопатка уменьшает полные потери
на 15 20%, две лопатки на 30 40%. Повышение
эффективности выходноrо тракта обнаруживается при
увеличении числа лопаток до трех и даже четырех, но
значительно менее интенсивное.
Таким обраЗО I, рекомендации по применению направ
ляющих лопаток в КGJ\шрессорных осерадиальных диффу-
зорах MorYT быть сфОР:\lулированы в следующем виде:
при d > 0,75 и L 0,15, а также при d 0,75 и L 0,3
1 МОЖНО считать, что рассматривае ю:.!у случаю соответствуют
диффузорысудлинени мI О,Зприd <: 0,75иL <' 0,15приd> 0,75.
102
необходюн\ установка Д13ух .:10паток; при d > 0,85
и [ > О, 15 лопатка не требуется; в остальных случаях
для неоптимаJIЬНЫХ диффузоров может быть рекомендо-
вана установка одной лопатки.
В результате специальноrо исследования было YCTa
новлено, что принципы оптимальноrо профилирования
обводов направляющих лопаток для компрессорных и П2-
ротурбинных диффузоров совпадают. Поэтому h
лопатки для компрессорных диффузоров необ- p /l,
ходимо профилировать cor ласно требованиям
п. 4.5 с учетом С.'Iедующих изменений: 1) вы-
ходные кромки лопаток располаrаются в на-
чале радиальноrо участка; 2) входные кромки
лопаток в диффузорах с осевым участком рас-
полаrаются на расстоянии 80 90 % ero длины
от входа в диффузор; 3) оптимальное отноше-
ние площадей проходных сечений для двух
лопаток сохраняется [см. (4.1)], а для од-
ной имеет вид Р А : Ре == (3+4) : (6+7).
Если по каким-либо причинам, например
технолоrическоrо характера, установка на-
правляющих лопаток в диффузоре без oceBoro
участка нежелательна, то в целях снижения
потерь на повороте и улучшения характера те-
чения на ВХоде в радиальный диффузор пово
рот потока можно осуществить конфузорным
со степенью поджатия 1 ,3 I ,5, а необходимую
степень расширения диффузора обеспечить
на радиальном участке путем наклона обвода обечайки
в направлении входноrо сечения (рис. 2.17). Подобная
схема выполнения проточной части использована, напри-
мер, в компрессоре установки ЕМ-27Р фирмы «Инrлиш
электрик» [15].
Дальнейшее развитие рассмотренная схема получила
в диффузоре 1, rде наклонная обечайка заменена ступенча-
той (рис. 2.17). Оптимальная rеометрия радиальноrо
канала определяется высотой уступов h == (0,4 +0,6) [рад
и расстоянием между ними S == (l,8 +2,0) [рад, [де [рад
ширина входноrо сечения радиальноrо участка. При со-
блюдении этих соотношений к. п. д. диффузора со сту-
пенчатой обечайкой на IO 15% выше, чем с наклонной.
1 А. с. 544773 (СССР).
Рис. 2.17.
Схемы диф-
фузоров с на-
клонной и
ступенчатой
обечайками
103
Эксперименты, выполненные в процессе разработки
данноrо устройства, JIоказа,1И, что при малых значениях
параметров L и d ступенчатые диффузоры по своей эффек
тивности приближаются к диаrональным. К тому же
оптимальная степень расширения таких диффузоров на
20 40 % выше, чем друrих типов, что облеrчает их исполь-
,;зование в патрубках с низким уровнем выходных скоро-
стей. Однако практическое применение диффузоров с на-
клонной обечайкой и ступенчатоrо затруднено из-за
крайне оrраниченноrо объема экспериментальных мате-
риалов. Поэтому вопрос об их включении во вновь про-
ектируемый патрубок может быть решен только на основе
данных модельных испытаний, учитывающих конкретные
условия разрабатываемой конструкции.
2.5. Методика профипирования проточной части
диффузора с промежуточным поджатием потока
Учитывая большое практическое значение диффузоров
с, промежуточным поджатием, рассмотрим в деталях
процесс их оптимальноrо профилирования. Проточную
часть диффузора рассчитываем в предположении, что
следующие ero размеры являются заданными (см.
рис. 1.1, ,о):
а) осевая длина L и выходной диаметр Dj{' определяе-
мые по конструктивным или иным соображениям;
б) входные диаметры обтекателя I и обечайки DII>
определяемые размерами последней ступени компрессора;
в) ширина выходноrо сечения lн' которая может быть
рассчитана по формуле
lи == FJ{/(nDJ{) == пOllTFH/(nDJ{)'
rде оптимальная степень расширения поит (d, [, D) при
известных значениях определяющих параметров нахо-
дится по рис. 2.16.
При построении диффузора с промежуточным поджа-
тием за базовую линию принимается контур наружноrо
> обвода (обечайка). Входной уrол наклона обечайки СХ2
принимается равным 90. Радиус R 2 скруrления обвода
.обечайки на поворотном участке вычисляется по формуле
(2.6), если радиальность диффузора не превьшiает опреде-
104
ляемоrо выражением (2.7) предельноrо значения D пред ==
== Dк.пред/Dн, или по формуле (2.5), если l5 D п ред .
Координаты центра искомой окружности с радиусом R 2
определяются выражениями:
-Л ц 2 L lк R 2 тах; )
r ц == DIi/ 2 + R 2 тах COS СХ2 +
+ [L lк R 2 тах (1 sin cx. z )] tg СХ2.
(2.8)
Входной уrол наклона обтекателя СХl принимается
равным нулю. Радиус скруrления обвода обтекателя
R 1 == %R 2 должен быть выбран таким, чтобы обеспеЧlLТЬ
степень конфузорности поворотноrо участка в пределах
(I/П пов )mIП";;;: 1/п лов ,,;;;: (1/П пов )mах, (2.9)
[де (l/Ппов)mlП' (lIП пов )mах величины, определяемые
в зависимости от удлинения I по рис. 2.14.
При расчетах в качестве первоrо приближения коэф-
фициент формы % рекомендуется принимать равным 0,8.
Координаты центра искомой окружности с радиусом R 1
MorYT быть вычислены по формулам:
х ц l L R 1 ; r ц l d и /2 + R 1 cos СХ 1 +
+ [L R 1 (1 sln СХ 1 )] tg а 1 .
Для дальнейшеrо построения обвод обечайки необ
ходимо разбить на т равных отрезков. Полная длина
обечайки может быть вычислена как сумма длин oceBoro,
поворотноrо и радиальноrо участков:
Sп Soc + SПОВ + SpaiI == [L lн R 2 (1 sin )]/cos СХ 2 +
+ R 2 (л/2 СХ2) + (D R /2 r ц 2),
Число элементарных отрезков т выбирается в cooт
ветствии с требуемой точностью расчетов, но в любом
случае оно должно быть не меньше 12.
Для каждой из точек деления строится вписанная
окружность, касающаяся контура обечайки в рассматри
ваемой точке A i (рис. 2.18) и контура обтекателя в HeKO
торой точке B i . Рекомендуется следующая схема [eOMe
трическоrо построения вписанной окружности. Из точки A i
восстанавливается перпендикуляр к оБЕ:'чайке и находится
точка C i пересечения ero с обводом обтекателя. Через
точку A i проводится нормаль к обводу обтекателя и на-
105
ходитс'я точка их пересечения Е,. Затем отрезок дуrи
(или прямой) С,Е ; делится пополам и через точку деле-
ния В; перпендикулярно к обводу обтекателя проводится
прямая до пересечения с юшией А iC,' Если отрезки
AiO, и OiB, окажутся равными, то точка о; будет центром
искомой вписанной окружности, касающейся контура
обтекателя в точке В;. Как правило, в результате изложен
Horo построения равенство А;О; == OiBi С первоrо раза не
выполняется. В этом случае точку В ; необходимо пере-
местить по контуру обтека
те.1Я в соответствующем
направлении, восстановить
из нее новый перпендику-
J1ЯР и проверить совпаде-
ние длин ПО.1ученных OT
резков AiO i и OiBi. Подоб
ный процесс повторяется
до получения заданной сте-
пени точности выполнения
указанноrо равенства, ко-
торую для практических
расчетов можно оrраничить
величиной 2,O 2,5 %.
Для всех точек деления
Рис. 2.18. Схема построения вписан обечайки, за исключением
ной окружности начальной (i == О) и конеч-
ной (i == т), определяющих
входное и выходное сечения, вычисляются площади проход-
ных сечений
Ооечайка
F i === л1i (D i + d i )/2,
[де D i И d i текущие значения диаметров обечайки и
обтекателя (рис. 2.18); l; ширина проходНоrо сечения
в i й точке.
По результатам расчета строится зависимость п (S), [де
п == р(/р н ; S == S;lSп; Si длина криволинейноrо об-
вода обечайки от входноrо сечения до i й точки. Степень
конфузорности поворотноrо участка определяется отно-
шением ст пени расширения в экстремальных точках
кривой п (S) (см. рис. 2.7)
106
1/n llOB == п'/п".
Если окажется, что промежуточное поджатие от.
сутствует или ero величина недостаточна [1!п пов <
< (l/Ппс;в)miП]' то соответствующис расчеты и построения
следует повторить при уменьшенном соотношении радиу-
сов R 1 /R 2 , приняв новое значсние коэффициента формы
%' о=: % %. Если же промежуточное поджатие излишне
велико [1!п пов > (1!Ппов)mахJ, то соотношение R 1 /R 2 сле
дует уве.пичить, положив %' % %. Величина %
в обоих С.1учаях определяется подбором из условия
удовлетворения неравенства (2.9).
При увеличении радиуса скруrления обтекателя,
а также при расчете первоrо приближсния Rl == 0,8R 2
необходимо следить, чтобы величина R 1 не превысила
максимально возможноrо для данноrо обтекателя значе
ния R 1 тах' Последний параметр определяется как мини-
мальная из следующих двух величин:
R тах == Ц(1 sin ctl);
R" == (D K d H ) cos а 1 /2 L sin (Хl
I тах I sin (Хl
Невыполнение данноrо требования означает, что пони.
жение конфузорности поворотноrо участка не может
быть достиrнуто путсм увеличения радиуса скруrления
обвода обтекателя без изменения принятой схемы ero по
строения. В этом случае следует принять Rl == R1max
И повторить расчеты и построения, положив а; == a 1 +
+ al' Величина al определяется подбором так, чтобы
получающееся при этом уменьшение степени расширения
oceBoro участка позволило удовлетворить неравенству
(2.9).
При увеличении конфузорности поворотноrо участка
изменением радиуса R 1 последний не ДО.'Jжен становиться
меньшеО,2R 2 . В противном случае на обтекателе в области
сопряжения oceBoro и радиальноrо участков возникает
зона отрыва потока, что приводит к росту потерь диффу-
зора. Поэтому, если радиус R 1 == 0,2R 2 не обеспечивает
выполнения условия (2.9), дальнейшее усиление поджа
тия потока на повороте необходимо осуществлять за счет
изменения входноrо уrла наклона обечайки а 2 - При этом
расчеты и построения с.1едует повторить по вышеизложен
ной схеме, положив % == 0,2 и а; 0...= а 2 + a2' rде вели
чина a2 определяется подбором из условия удовлетворе-
ния неравенству (2.9).
107
Рассмотренный метод расчета проточной части диффу-
зора с промежуточным поджатием реа.'Iизован авторами
в виде проrраммы ФОРТРАН-IV Д.'Iя ЭВМ серии ЕС
(см. приложение).
2.6. Знерrетические характеристики
компреССОрНblХ диффузоров
Как уже отмеча.rrось, каждая экспериментальная кри-
вая II (п) (01. рис. 2.15, а) позволяет одновременно с Be
JIИЧИНОЙ паш найти и инимально достижимое для задан-
ных rабаритов диффузора значение коэффициента полных
потерь. Обработка этих данных позволила построить обоб
а) 'Сп о) 7;п
1,2 0,6
1,0 0,4-
0,8 0,2
' 0,1
8 7.;;п
0,6 0,5
0,4- 0,3
'+ 5
rT
0,5 О, 7 L
1FЯ
0,2
0,1
'+ 5
0,3 0,5 0,7
[
0,1
0,1
0,3
0,5
о, 7 L
Рис. 2.19. Зависимость КОэффИIlиента полных потерь диффузоров
с промежуточным поджатием от их rеометрических характеристик:
а d 0,7; б d 0,8; в d 0,9;
1 D 1,60; 2 D 1,80; 3 D 2,15; 4 D 2,50; 5 D 2,85
щенные rрафики зависимости коэффициента полных по
терь п оптимальных диффузоров с промежуточным 1l0Д
жатием (степень расширения каждоrо из которых равна
соответствующей величине попт) от их rеометрических
характеристик d, r и D (рис. 2.19). Анализируя характер
этих кривых, можно отметить, что наиболее заметное ВJIИЯ-
ние на потери оказывает радиальность диффузора D,
108
с увеличением которой ero восстановительная способность
монотонно возрастает. Аналоrичная картина наблюдается
при изменении УДJ1инения L от 0,2 до 0,5. При дальней-
шем увеличении осевой длины в диффузорах с широким
каналом (а == 0,7) интенсивность падения сопротивления
резко ослабевает, а для вариантов с d 0,8 потери прак-
тически не меняются.
Особо останови:vIСЯ на характере изменения потерь
в каналах с увеличенным втулочным отношением (а ==
== 0,9). В этом случае эффективность диффузора слабо
зависит как от удлинения, так и от радиальности, влияние
от рой сказывается лишь в области малых значений
L (L < 0,35). В результате обнаруживается непонятный
на первый взrляд факт, коrда на характеристики диффу-
зора большее влияние оказывает не изменение ero rабари
тов, а закон профилирования проточной части (см.
рис. 2.13 и 2.19). Причины отмеченных явлений кроются
в особенностях течения в узких осерадиальных каналах.
Как было показано выше, положительное воздействие уве-
личения протяженности проточной части диффузора про
является в основном в снижении неравномерности потока
и потерь с выходной скоростью. В рассматриваемых же
условиях диффузорный канал характеризуется значитель-
ной относительной длиной (отношением Sn!lH) и реализа-
ция принципа промежуточноrо поджатия потока на четко
выраженном поворотно:vI участке не вызывает затрудне-
ний. К тому же анализируемые зависи:vIОСТИ п ( L, D)
относятся к диффузорам с оптимальной степенью расшире-
ния. Отмеченные обстоятельства способствуют созданию
наиболее блаrоприятных условий течения и приводят
к тому, что даже при :vIалых значениях пара метров I и D
коэффициент H. с относительно мал. Поэтому при увеличе
нии rабаритов диффузора снижение потерь с выходной
скоростью оказывается примерно одноrо порядка с при-
ращением внутренних потерь на трение, вызываемым уве-
личение:vI площади обтекаемых поверхностей, и полные
потери уменьшаются незначительно. Если же удлинение
диффузора возрастает свыше 0,6, то последний фактор
становится превалирующи:vI и коэффициент п начинает
даже увеличиваться. Указанному возрастанию потерь
в значительной ""'ере способствуют также сопутствующие
обстоятельства: разделение выходящеrо из диффузора
109
потока на дискретные струи и У"fеньшение величины Поп т
(см. стр. 97).
Следствиe:vl раСС.УlOтренных особенностей является сле
дующий факт. Средний уровень потерь в диффузорах со
втулочным отношеНИС'"f d 0,9 наименьший: во всех
исследованных СJlучаях п < 0,5, в то время как при
d == 0,8 коэффициент п достиrает значения 0,6 0, 7,
а при d с== О, 7 превышает единицу. Однако минималь
ное значение коэффициента полных потерь п 0.= 0,34,
которое достиrа ется при птима.rJЫIOМ сочетании rабарит-
ных размеров (L "'" 0,6; D ? 1,8), оказывается выше, чем
в сравниваемых случаях. При d =..= 0,7 и d 0,8 за счет
увеличения удлинения и радиаJIЬНОСТИ полные потери MO
[ут быть снижены до уровня B '---= 0,27 +0,30.
Заканчивая вопрос о влиянии rеометрических xapaK
теристик на эффективность компрессорных диффузоров,
остановимся на роли втулочноrо отношения. С практи-
ческой точки зрения данный параметр не представляет
существенноrо интереса, так как он определяется раз
мерами последней ступени и не может меняться в соответ-
ствии с аэродинамическими рекомендациями. Однако в на-
учном плане этот вопрос заслуживает внимания. Анализ
известных экспериментальных материалов не позволяет
установить единой точки зрения в отношении характера
зависимости полных потерь диффузора от ero втулочноrо
отношения. Наиболее распространено мнение, соrласно
которому с увеличением рассматриваемоrо параметра
сопротивление диффузора возрастает, причем особенно
интенсивно, начиная со значений d 0== 0,7+0,8 [32, 74 J.
Однако имеются и противоположные данные, свидетель-
ствующие об уменьшении коэффициента полных потерь
при увеличении d [25 J. Отмеченные противоречия связаны
с тем, что в указанных работах, в отличие от рассмаrрива
емых исследований, при изменении втулочноrо отношения
друrие rеометрические характеристики моделей, включая
rабаритные раз:vrеры, не сохранялись постоянными. Как
видно из rрафиков I[ (d) (рис. 2.20), построенных в резуль
тате обработки кривых на рис. 2.19, с ростом втулочноrо
отношения потери осерадиальных диффузоров падают,
причем наиболее интенсивное их уменьшение наблюдается
в диапазоне малых значений удлинения. Переход к об-
ласти повышенных значений параметра L сопровождается
110
ослаблением зависимости II (d), а при максимальной
радиальности наблюдается даже некоторое увеличение
потерь с ростом втулочноrо отношения. Подобное исклю-
чение из общей тенденции является следствием влияния
рассмотренных выше особенностей течения в узких осе-
радиальных кана.lах.
а)"п
б) ; f
{, f
0,5
.
1 '
0,9
0,5
0,2 4- 5
2)'(п 2 3
0,4-
d
02 4- 5
, 0,7 0,8 d
Рис. 2,20. В,щяние ВТУЛОЧllоrо отношения на
эффективность компрессорных диффузоров:
а [ 0,2; б [ 0,4; в I 0,6; с.
I 0,85;
l D l.eo; 2 D l,EO: 3 D 2,15: 4
D 2,50; 5 D 2,85
0'307
,
0,8
Проведенный анализ экспериментально установленных
зависимостей II Й, L, [5) представляет большой практи-
ческий интерес. Базируясь на ero результатах, можно
сделать следующие выводы. Увеличение осевой длины до
максимально возможных значений целесообразно лишь
в диффузорах компрессоров низкоrо давлени я (d < 0,73).
С ростом ВТУЛОЧllоrо отношения увеличение уд.lинения 1
свыше 0,45 0,55 при 0,73 ..;;: d ..;;: 0,86 и 0,35 0,4 при
d > 0,86 не имеет смысла, так как данное мероприятие не
111
обеспечивает снижения потерь. Увеличение радиальноrо
rабарита полезно всеrда, за исключением области повы
шенных з чений втулочноrо отношения (а > 0,86), [де
с ростом D свыше 1,8 существенноrо изменения ПОiIНЫХ
потерь не наблюдается.
Таким образом, при проектировании новых конструк-
ций наrнетательных патрубков осевых компрессоров
с целью получения максюrальноrо к. п. д. В условиях
оrраничений их rабаритов рекомендуется использовать
следующий диапазон изменения rеометрических параме-
тров осерадиальных диффузоров:
L 0,5 +0,8; i5 === 1,8 +2,5 при d < 0,73;
L === 0,4+0,6; D === 1,8+2,5 при 0,73..;;: d ..;;: 0,86;
[ === 0,25 +0,45; i5 === 1,6 + 1,8 при ([> 0,86.
Поскольку эмпирические зависимости п (d, L, D)
(см. рис. 2.19) получены для оптимальных диффузоров
с промежуточным поджатием, эффективность которых
максимальна, то фактически эти rрафики отражают изме
нение наименьшеrо уровня потерь, который может быть
достиrнут при принятых rабаритах диффузора. Поэтому
значения коэффициентов п, найденные по рис. 2.19, MorYT
быть распространены только на оптимальные диффузоры
(или весьма близкие к таковым), спрофилированные в пол
ном соответствии с требования",ш предыдущеrо пара
rрафа 1. Несоблюдение указанных рекомендаций при-
водит к увеличению полных потерь диффузора, количе-
ственная оценка KOToporo в известных пределах может
быть выполнена с использованием rрафиков зависимостей
п (R 1 , R 2 ), п (а 2 ), п(l/nнов) (см. рис. 2.8 и 2.13).
1 Следует ОТ!IIетить, что диффузоры, на которых проводилось
экспеРИ!llептальное исследование, были изrотовлены с некоторыми
отклонениями от оптимальной rеометрии. Так как увеличение BbIXOk
Horo диа!llетра осуществлялось за счет наращивания радиалыюrо
участка (см, стр. 96), ТО для диффузоров, проточная часть которых
при l5 === 1,8 развита преимущественно в oceBO l направлении ([ ===
"'"' 0,6 и L === 0,85), при увеличении радиальности свыше указанной
величины радиус скруr. ения обечайки R 2 оказывался меньше R 2 тах'
Однако, учитывая, что в области максимальных значений napa leTpa I
влияние формы проточной части ос.'Iабевает, а также то, что указанное
несоответствие вызывает рост потерь, т. е. работает «в заиас», измене
ниями характеристик, "'связанными с раСОlаТрl!вае IЬШИ обстояте.1Ь
ствами, можно пренебречь.
112
в отде.1ЬНЫХ случаях некоторые сложности MOI'YT воз
НИКНУТЬ при выборе степени расширения диффузора.
Если по условиям работы последующих эле:\1ентов турбо
установки (ка:\1еры сrорания, pereHepaTopa и т. п.) необ-
ходимо получить уровень скоростей меньше (или больше)
Toro, который обеспечивает оптимальный диффузор, то ero
степень расширения приходится принимать отличной от
оптимальной, невзирая на увеличение потерь. Естест-
венно, что при этом принципы профилирования должны
сохраняться и рекомендуется использовать диффузоры
с промежуточным Поджатием или диаrональные изо
уrольные. В этом случае изменение коэффициента полных
потерь можно приближенно оценить по изображен
ной на рис. 2.15, б кривой ппп. ОПТ == f (n/n,тт) (здесь
и. ()ПТ коэффициент полных потерь диффузора с опти-
мальной степенью расширения), которая построена в pe
зультате обобщения экспериментальных данных, при
веденных на рис. 2.15, а. Как видно, увеличение степени
расширения сказывается на потерях сильнее, чем ее умень-
шение. Этот факт rоворит о том, что перерасширение
диффузора свыше Поит, увеличивая интенсивность OTpЫB
ных явлений и обусловленные ими потери, не обеспечивает
пропорциональноrо снижения потерь с выходной ско-
ростью из-за увеличения неравномерности выходноrо поля
скоростей, т. е. увеJIичение степени расширения диффу
зора не следует формально связывать со снижением ско-
ростей на выходе. В каждом конкретном случае этот во-
прос должен рассматриваться особо, как правило, с при-
влечением экспериментальных данных.
Для диаrональных изоуrольных диффузоров исследо
ваний, подобных изложенным выше, не проводилось.
Известно лишь (см. табл. 2.5), что их потери ( п. и) не-
сколько выше, чем диффузоров с промежуточным ПОk
жатием ( II)' причем соотношение k H == II. И/ П при изме
нении rабаритов диффузора также меняется. Результаты
обработки экспериментальных данных авторов КНИI'И
и друrих исследователей (рис. 2.21) показали, что коэффи-
циент k H слабо зависит от радиа.1ЬНОСТИ, а с ростом удли
нения уменьшается. Максимальное расхождение характе-
ристик диффузоров сравниваемых типов наблюдается при
d 0,8. Это связано с тем, что в случае d ==- 0,7 переход
к диаrональной форме средней линии не вызывает резкоrо
изменения конфиrурации обводов блаrодаря увеличенной
113
ширине проходных сечений, а при d == 0,9 начинают
проявляться упомянутые выше особенности течения в уз-
ких каналах. Разброс экспеРЮ1ентальных точек относи
тельно результирующих кривых не выходит за пределы
+ 5%. Можно ПОЛaI'ать, что указанная цифра определяет
точность нахождения потерь диаrональных изоуrольных
диффузоров по формуле
II' н 0== IIkи, (2.10)
rде п величина, определяемая по рис. 2.19.
Вопрос о проrнозиро-
вани и потерь диффузоров
с направляющими лопат-
ками вызывает еще боль-
шие затруднения. Здесь
дело осложняется малым
количеством опытных дан-
ных и отсутствием четких
критериев, определяющих
L. конфиrурацию неопти-
мальноrо диффузора. Об
ращаясь к эксперимен-
тальным материалам, по
лученным при разработке
методики оптимальноrо
профилирования направ-
ляющих лопаток, можно
отметить, что уровень по-
терь диффузоров с лопатками на 4 10% выше, чем изо-
уrольных диаrональных диффузоров с такими же rабари-
тами. Приняв среднюю из указанноrо диапазона цифру, при
прикидочных расчетах сопротивления наrнетательноrо
тракта коэффициент ПО.'IНых потерь осерадиальноrо диф
фузора с направляющими лопатками, спрофилированноrо
в соответствии с рекомендациями п. 2.4, можно опреде-
лить по фОрМУJIе
k и
',1
1,0
0,2
0,4-
Рис. 2,21, 3ависююсть коэффици,
епта k и от rеометрических xapaK
теристик изоуrо.1ЬПЫХ диффузоров:
данные нпо ЦI<ТИ: . d 0,7;
О d 0.8: ... d 0.9; данные
ИТТФ АН УССР [\0]: Х d 0.7;
D d 0.8; даниые ЦА\"И [22 J:
[:, d 0.8
II. ." 0.== 1 ,07 II. И'
(2.11 )
Совершенно очевидно, что данная формула носит
весьма приБJIиженный характер. В реальных условиях
при значительных отклонениях формы диффузора от
исследованных видов вполне вероятно, что коэффициент
II. ,1 окажется выше, чем определенный по (2.11).
114
Что касается аэродинамических характеристик коль-
цевых диффузоров, не имеющих oceBoro участка, то здесь
можно привести .'1ишь окончательные результаты отра-
ботки нескольких таких конструкций. В опытах Л. П. Со-
коловскоrо [64, 65] исследовался диффузор со следу
ющими характеристиками: d 0,8; I == 0,14; 15 == 2,0;
n == 5,7. Наrнетательный патрубок, в котором использо-
вался данный диффузор с дву:vlЯ направляющими лопат
ками, обеспечил высокую степень восстановления давле
ния (примерно 60 %). в аналоrИЧIIЫХ экспериментах
ЦАrи [22] установкой двух лопаток полные потери диф-
фузора с параметрами ([""'-'0,76; L c=O,17; D ==1,97;
n == 1, 75 был снижеНЫ Iримерно !!,а 40 %. ДJ1Я друrоrо
диффузора (d == 0,69; L == 0,37; D == 1,9; n == 3) при
использовании четырех лопаток достиrнутое снижение
коэффициента Il составило 35%. В обоих случаях коэф-
фициент полных потерь оптимальных моделей был равен
0,65 0, 70.
Для повышения эффективности диффузоров с пара
метрами d == 0,7 и L == 0,2, авторами настоящеrо исследо
вания применялись две направляющие лопатки, спрофи-
лированные по рекомендациям п. 2.4. Результаты этих
экспериментов, представленные на рис. 2.19 штриховыми
линиями, показали, что при этом полные потери сни
жаются почти в 1,5 раза.
Напомним, что приведенные выше экспериментальные
результаты и эмпирические зависимости получены при
умеренном числе Маха (М == 0,46) в условиях равномер-
Horo oceBoro подвода воздуха. Учитывая, что в современ-
ных осевых компрессорах на выходе из спрямляющеrо
аппарата поток, как правило, имеет весьма незначитель
ную закрутку и низкую неравномерность в радиальном
направлении, вполне правомерно rоворить о приближении
таких натурных условий к стендовым. В ЭТО:l1 случае опре-
деленные по выведеННЫ:l1 заВИСИ:l10СТЯМ коэффициенты п
С достаточной уверенностью MorYT быть распространены
на натурные объекты при условии введения поправки
на несоответствие HaTypHoro и расчетноrо значений числа
Маха. Анализ результатов проведенных в НПО ЦКТИ
ИСпытаний БОЛЬШОI'О ЧИСJ1а :vIоделей компрессорных диф-
фузоров и патрубков с ОПТИ:l1альными характеристиками
показал, что для них зависимость Il (М) в диапазоне
[ 15
0,25 М 0,65 близка к линейной. Тоrда при определе-
нии коэффициента полных потерь для HaTypHoro значения
М иСКD:\1ая поправка может быть приБJIиженно вычислена
по формуле
II (М) == п. расч + 0,3 оу\ М расч ), (2.12)
[де II. ресч значение коэффициента полных потерь,
определенное по рис. 2.19 или по формулам (2.10), (2.11);
М расч 0-= 0,46 расчетное значение числа Маха, при кото-
ром получены экспериментальные кривые п (d, I, D).
Поскольку в современных осевых компрессорах зна-
чения М на выходе не превышают 0,5, т. е. находятся в пре-
делах исследованноrо диапазона, то предлаrаемые MeTO
дики профилирования и определения потерь диффузоров
MorYT быть использованы при проектировании и рас-
чете наrнетательноrо тракта практически любоrо турбо-
arperaTa.
2.7. Исследование работы компрессорных диффузоров
в системе патрубка
в наrнетательных трактах осевых компрессоров изоJiи
рованные осерадиальные диффузоры используются чрез
вычайно редко. Примером TaKoro исполнения может слу
жить rазотурбинная установка [ТК-16. Наибольшее же
распространение получила схема с наrнетательным па-
трубком, коrда выходящий из диффузора поток при по
МОЩИ сборной камеры собирается и направляется через
один или несколько воздуховодов к последующему эле
менту турбоустановки. Естественно, что при работе в си-
стеме патрубка характер течения в диффузоре будет пре
терпевать некоторые изменения. Например, для обще
принятой схемы патрубка с односторонним выхлопом изве-
стно, что при оrраниченной высоте крышки осевая сим-
метрия потока в диффузоре резко нарушается. В связи
с этим весьма интересно выяснить, как присутствие сбор-
ной камеры влияет на рекомендации по оптимальному
профилированию компрессорных диффузоров и на их
аэродинамические характеристики.
По своим конструктивным особенностям наrнетатель
ные патрубки осевых компрессоров весьма разнообразны.
Для Toro чтобы полученные результаты носили достаточно
общий характер, исследования проводились с ИСПО.'1ьзо
116
ванием сборных камер нескольких типов. Сборные камеры
1, II и III вариантов (рис. 2.22) имели двойной несим-
меТРИЧIIЫЙ выхлоп, выполненный в виде двух круrлых
отводов, смещенных относительно выходноrо сечения диф-
фузора. При таком выполнении патрубка весь выходящий
из диффузора поток разворачивается еще на 900 при по-
мощи разворотноrо участка. В сборной камере IV вари-
ш
Рис, 2.22. Обводы сборных камер I III вариантов:
1 выхлопной отвод; 2 разворотный участок; 3 осераднальный
диффузор; 4 направляющая лопатка
анта (рис. 2.23) двойной несимметричный выхлоп рас-
полаrался напротив выходноrо сечения диффузора. Сбор-
ные камеры V (рис. 2.23) и VI (рис. 2.24) вариантов были
выполнены по схеме одинарноrо выхлопа и отличались
формой выходноrо сечения и относительными размерами.
Анализ результатов испытаний (табл. 2.6) позволяет
сделать следующие выводы. В случае присоединения
к диффузору какоrо-либо элемента (сборной камеры или
разворотноrо участка) к. п. д. образовавшеrося отсека
находится в прямой зависимости от эффективности диф-
фузора. При прочих одинаковых условиях оптимальный
диффузор определяет отсек с минимальными потерями.
В свою очередь, присоединяемый элемент, особенно не-
[17
3
6
7
8
9.
ffЧ.,'f
150.5
8ио А
(8ариант У)
,tt
Рис. 2.23. Обводы сборных камер IV и V вариантов:
1, 2, 3 соответственно внутренияя, торцовая и боковая
стенкн; 4 разделительные переrородки; 5 рассекатель;
б. 7 разделители; 8, 9 обводы боковой стенки в областн
выхлопа
8иоА
(Вариант !у)
CZ1:S!Z!"\l
'/'::
L п =90
8, = 260
РИС, 2,24. Обводы
сборной камеры УI
варианта (диффу-
зор 1-1)
l,
118
Т а б л и ц а 2.6
I(оэффициенты полных потерь ЬП
моделей наrнетательных патрубков
Вариант диФФузора
Моде"ь ;.. ,
...
патрубка '" '"
(; "
"
"7 t;: ,,;, '=';
с'> С'1 и::S:: ............C)::s::
Вариант сборной Ka
меры:
1 1,26 1,02 1,10 0,99
II 1,17 0,98 1,04 0,87
1lI 1,09 0,99
VI 0,85 0,68 0,72 0,63 0,61 0,62
Диффузор свободный 0,617 0,468 0,512 0,442 0,386 0,400
Диффузор с разворот 0,675 0,525 0,594 0.481
ным участком
Вариант дифФузора
Моде"ь
патрубка Н12В" I Н2В'/ I [
Н.8. Н.В. Н 2 В.
Вариант сборной Ka
меры:
IV 0,68 0.51 0,60 0,73
V 0,62 0,47 0,56 0,71
VI 0,55
Диффузор свободный 0,332 0,580 0,415 0,480 0,666
симметричная сборная камера, оказывает обратное вли-
яние на характеристики диффузора. Если выиrрыш в коэф-
фициенте полных потерь, получаемый при переходе от
изоуrольноrо диффузора к диффузору с промежуточным
поджатием, составляет 24 %, то в системе патрубка ука-
занная величина снижается до 12 14 %. Это объясняется
тем, что, как было показано выше, внутренние потери
диффузоров сравниваемых типов имеют примерно один
порядок и различия в их эффективности обусловлены
неодинаковым уровнем потерь с выходной скоростью. При
работе диффузора со сборной камерой ero выходные потери
непосредственно не входят в общий баланс потерь па-
трубка. Их уменьшение лишь косвенно влияет на харак-
теристики патрубка за счет снижения неравномерности
119
полей скоростей в проточных частях диффузора и сборной
камеры. В тех же случаях, коrда повышение восстанови-
тельной способности диффузора обусловлено rлавным об-
разо:w у:wеньшением внутренних потерь (варианты 2-II1,
2- 1 и 2 1 с лопаткой), снижение уровня полных потерь,
как для изолированноrо диффузора, так и для патрубка,
оказывается примерно одинаковым.
Таким образо:w, отработка осерадиальноrо диффузора
является важнейшей составной частью процесса аэродина-
мическоrо совершенствования наrнетательноrо патрубка.
Учитывая, что результаты данноrо исследования получены
на патрубках со сборными ка:wера:wи, как обычноrо типа
(варианты V и У1), так и BeCb:wa специфической кон-
струкции (варианты 1 1Y), с уверенностью можно утвер-
ждать, что рекомендации по оптимальному профилирова-
нию изолированных диффузоров MorYT быть использованы
при разработке наrнетательных патрубков осевых ком-
прессоров новых конструкций без каких-либо оrрани-
чений.
Эти выводы полностью подтвердились в процессе :wo-
дернизации наrнетательноrо патрубка компрессора rазо
турбинной установки rTK-10, серийно выпускаемой ПО
Н3Л. Осерадиальный диффузор ранее используемоrо па
трубка (диффузор 1-1, рис. 2.24) имел неоптимальную
rео:wетрию и включал направляющую лопатку, присут-
ствие которой заметно усложнило конструкцию выхлопа.
Модернизация патрубка предполаrала отказ от лопатки
и повышение ero эффективности за счет использования
диффузора с промежуточным поджатием. Однако при-
менить в полной мере рекомендации по профилированию
диффузоров данноrо типа оказалось невозможным ввиду
необходимости соблюдения ряда конструктивных оrрани-
чений. В соответствии с требованиями завода-изrотовителя
исходный и отработанный варианты патрубка должны
были иметь минимальные различия в конструкции основ-
НЫХ узлов и элементов. В частности, было необходимо
сохранить возможность использования одной и той же
отливки наrнетательной камеры и обеспечить взаимо-
заменяемость роторов модернизированноrо и исходноrо
компрессоров. Как видно из схемы модернизации про-
точной части диффузора (рис. 2.25), указанные обсто-
ятельства привели к тому, что скруrление обечайки не
:\tlOrло быть выполнено с максимально возможным ради-
120
уст.!. Это предопределило необходимость эксперименталь-
Horo ИССJlедования, которое было выполнено авторами
совместно с сотрудником ПО НЗЛ А. В. Фишеро.vr.
Результаты этих экспериментов показали, что, невзи-
рая на неоптимальные условия, полные потери диффузо-
ров с промежуточным поджатием (см. рис. 2.7) H12B14
( п == 0,332), H13 B 14 ( п == 0,326), Н 1З В 1З ( п == 0,333) на
15 19% ниже, чем исходноrо 1-1 (на рис. 2.25 он обо-
Рис. 2.25. Схема модернизации диффузора компрес
сора установки rTK IO:
1 ротор; 2 корпус компрессора; 3 обечайка диффу-
зора; 4 стяжной болт; 5 корпус наrнетательной ка-
меры; 6 уплотнение
значен н,нв н ) с направляющей лопаткой ( п == 0,4). В си-
стеме патрубка (испытания проводились со сборной KaMe
рой УI варианта) эффективность моделей с промежуточным
поджатие.vr несколько ниже (см. табл. 2.6). Снижение
полных потерь при этом составило 9 12%.
Несмотря на такой сравнительно небольшой выиrрыш
в потерях, а следовательно, и в к. п. д. всей установки
,модернизация патрубка оказалась экономически целесо-
образной. Это вызвано тем обстоятельством, что данный
arperaT выпускается крупной серией (от 60 до 70 машин
в rод), блаrодаря че.vrу суммарное снижение эксплуата
ционных расходов составляет значительную величину.
121
Поэтому предложения по модернизации наrнетательноrо
патрубка заводом приняты, в рабочие чертежи компрес-
сора внесены соответствующие изменения и, начиная
с 1975 r., в выпускаемых arperaTax rТК 10-4 исполь-
зуется диффузор с промежуточным поджатием. Выпол-
ненный А. В. Фишером анализ данных, полученных на
испытательном стенде завода для десяти arperaToB с исход-
ным и для десяти arperaToB с модернизированным диффу-
зорами, показал, что в результате данноrо мероприятия
при работе на номинальном режиме к. п. д. компрессора 'YJK
17!(
.
0,88 . .
.
2 . .
0,88 000
О
О
0,8'1
3
О
5
7
g' N,MBT
РИС. 2.26. Сопоставление результатов ис
пытаний arperaToB [ТК 1 0 4 с ИСХОДНОЙ
и моцернизированной КОНСТРУКIlИЯМИ
диффузора:
О ИСХОДНЫЙ днФФузор; . модерннзиро-
ванный диффузор;
1, 2 осредненные кривые соответственно для
исходноrо и модерннзированноrо диффузоров
повысился на 0,75% (рис. 2.26), а установки в целом
на 0,3 %. в дальнейшем эти данные были подтверждены
на одной из rазоперекачивающих станций маrистральноrо
rазопровода, [де в процессе длительной эксплуатации
установок с модернизированным патрубком было обнару-
жено снижение расхода rаза на собственные нужды по
сравнению со старыми аrреrатами, работающими в таких
же условиях. Соrласно расчетам, экономический эффект
от внедрения в компрессоре [ТК-10 диффузора с про-
межуточным поджатием превышает 300 тыс. руб. в [од.
Экспериментальные материалы, полученные в ходе
модернизации данноrо патрубка, интересны также тем,
что позволяют проанализировать, насколько точно ре-
зультаты статических модельных испытаний отражают
122
натурную картину. К сожалению, ответить на этот вопрос
прямо, сравнив коэффициенты полных потерь модельноrо
и HaTypHoro патрубков, не удалось, поскольку принятая
на испытательном стенде завода cxe a измерений не да-
вала возможности выделить сопротивление патрубка из
оБIЦИХ потерь давления в компрессоре и наrнетательном
тракте. Поэто у количественная оценка степени совпаде-
ния результатов модельных и натурных испытаний про-
водилась по относительной величине уменьшения потерь,
получаемоrо при переходе от старой конструкции патрубка
к новой, включаЮIЦей диффузор с промежуточным под-
жатием. СоотвеТСТВУЮIЦие расчеты показали, что экспери-
ментально определенный прирост к. п. д. компрессора
(0,75%), полученный целиком за счет изменения кон-
струкции наrнетательноrо патрубка, эквивалентен сни-
жению коэффициента полных потерь последнеrо на 16 % .
Аналоrичная величина, определенная по результатам мо-
дельных испытаний (12%), обнаруживает хорошее совпа-
дение с натурной. Этот факт подтверждает заключение
о правомерности перенесения сравнительных количествен
ных результатов, полученных на стенде в статических
условиях, на натурные объекты при отсутствии резких
различий по входным параметрам потока.
В рамках рассмотренных исследований были получены
также некоторые данные по влиянию отдельных элементов
сборной камеры на эффективность патрубка.
При увеличении радиуса сопряжения боковой стенки 3
(см. рис. 2.23) с внутренней 1 и торцовой 2 стенками от
R == О до R == 33 мм коэффициент полных потерь патрубка
снижается менее чем на 2 %. Установка в крышке патрубка
рассекателя 5 обеспечивает уменьшение полных потерь
также примерно на 2 %. Применение разделительных
переrородок 4, деляIЦИХ сборную камеру на два изолиро-
ванных отсека, не дает положительноrо эффекта. Харак-
теристики патрубка слабо зависят от формы обводов
боковой стенки 3. В частности, при замене обвода 8 на
обвод 9 увеличение потерь составляет 2 3 %. Изменение
формы разделителя, используемоrо в сборной камере IV
варианта для распределения потока по двум выхлопам
(переход от KopoTKoro скруrленноrо разделителя 7 к удли-
ненному б с заостренной передней частью), приводит к сни-
жению коэффициента п на 3 %. При одновременном ис
пользовании paCC OTpeHHЫX элементов их положительное
123
воздействие ослабевает. Суммарный выиrрыш от увели
чения радиуса сопряжения стенок сборной камеры, от
замены обвода 9 на 8, от использования разделителя б
вместо 7 и от установки рассекателя и разделите.'IЬНЫХ
переrородок составляет 3 4 %. Полученные данные по-
зволяют сделать вывод, что для наrнетательных патрубков
рассмотренной конструкции локальная rеометрия отдель-
ных элементов и обводов сборной камеры весьма слабо
влияет на эффективность выходноrо тракта.
На основании опыта проектирования и эксплуатации
осевых компрессоров и отдельных исследований НПО
ЦКТИ рекомендации по выбору основных rеометрических
параметров патрубка MorYT быть сформулированы в сле-
дующем виде. Для Toro чтобы восстановительная способ
ность диффузора с максимальной полнотой моrла быть
реализована в наrнетательном тракте, сборная камера
патрубка должна быть достаточно просторной . При YMeHЬ
шении ее проходных сечений ниже определенноrо значения
скорости течения здесь MorYT стать больше, чем на выходе
из диффузора, что делает бессмысленным использование
последнеrо со столь значительной степенью расширения.
В этом случае заторможенный в диффузоре поток уско-
ряется и затем тормозится вновь на пути от зоны пере-
жима до выхода из патрубка. Подобная орrанизация
течения является крайне неудачной и сопровождается
значительным возрастанием сопротивления.
Для наиболее распространенной конструкции патрубка
с одинарным выхлопом (см. рис. 2.24) можно выделить
три характерных сечения, пережим которых вызывает
нежелательные явления. Во-первых, боковая стенка сбор
ной камеры должна быть расположена на достаточном
удалении от выходноrо сечения диффузора, чтобы выходя-
щий из Hero поток Mor беспрепятственно распространяться
по всему объему патрубка. Для этоrо необходимо, чтобы
площадь условноrо проходноrо сечения шириной l4 коль-
цевой формы, образованноrо боковой стенкой сборной Ka
меры и выходной кромкой диффузора, на 15 20% превы
шала ero выходную площадь р н ' Второе определяющее
сечение расположено в плоскости rоризонталыlrоo разъема
патрубка и предназначено для отвода потока из верхней
половины диффузора. Для удовлетворительной работы
патрубка размер l1 должен выбираться таким, чтобы пло
щадь этоrо сечения состаВЛЯ.1Jа (0,5 +--0,55) FI{' Третье усло-
.124
вие связано с выходным сечением сборной камеры, пло-
щадь KOToporo должна обеспечивать степень расширения
патрубка n п L п В 1 / р н , на 15 30% превышающую сте-
пень расширения диффузора n. Кроме Toro, желательно,
чтобы высота нижней половины сборной камеры была
больше, чем высота крышки (Н 1 /Ннр 1,2+1,3).
Сформулированные таким образом условия позволяют
или найти rабариты диффузора, если известны размеры
патрубка, или, наоборот, для заданноrо диффузора опре-
делить rабаритные размеры сборной камеры. При этом
следует иметь в виду, что выведенные соотношения фак-
тически определяют только нижнюю rраницу ОIIтималь-
Horo диапазона изменения характерных размеров L п , В 1 ,
Н 1, [1, [4, уменьшение которых ниже указанных значений
существенно ухудшает характеристики патрубка. В то же
время известно [51 J, что излишнее увеличение объема
патрубка также может быть причиной возрастания потерь,
как это имеет место при переходе от сборной камеры 11 ва-
рианта к камере III варианта (см. рис. 2.22 и табл. 2.6).
К сожалению, приводимых в литературе данных недоста-
точно для выявления верхней rраницы оптимальноrо диа-,
пазона рассмотренных параметров. Поэтому при разра-
ботке новых конструкций увеличивать rабариты патрубка
сверх указанных пределов следует осторожно, жела-
тельно с привлечением результатов модельных испытаний.
При выполнении вышеизложенных требований соб-
Ственное сопротивление сборной камеры сравнительно
невелико. Соrласно экспериментальным данным авторов,
при использовании в патрубке диффузора с промежуточ-
ным поджатием приращение потерь, вызываемое сборной
камерой при оптимальном соотношении ее размеров,
в среднем определяется величиной L1 п 0,12. В этом слу-
чае при сравнительной приближенной оценке характе-
ристик различных вариантов патрубка ero коэффициент
полных потерь может быть вычислен по формуле
[I.п=== п+О,12, (2.13)
rде п коэффициент полных потерь диффузора, опре-
деляемый по формуле (2.12).
Конечно, представленные в этом параrрафе материалы
не позволяют определить с высокой точностью сопроти-
вление патрубка произвольной конфиrурации. Однако
они MorYT быть использованы при проектировании HarHe-
125
тательных трактов [ТУ, позволяя расчетным путем вы-
брать оптимальные rабариты патрубка и облеrчая кон-
структивную проработку .10кальной rеометрии сборной
камеры и ее отдельных элементов. Учитывая весьма при-
ближенный характер формулы (2.13), ее можно применять
лишь при эскизном проектировании. Окончательная
оценка конкурирующих вариантов патрубка должна про-
водиться по результатю! аэродинамических испытаний.
rЛАВА 3
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И РАСЧЕТ
r АЗОТУРБИННЫХ ОСЕРАДИАЛЬНЫХ ДИФФУЗОРОВ
3.1. Знерrетичесние характеристики
rазотурбинных диффузоров
Основной особенностью осерадиальных диффузоров,
применяемых в энерrетических rазотурбинных установ-
ках, является отсутствие жестких оrраничений на предель-
ные rабариты. Как правило, выходные диффузоры rазовых
турбин характеризуются радиальностью D == 1,5 +2,0,
а их удлинение "[ превышает единицу. Таким образом,
в аэродинамическом отношении диффузоры данноrо типа
находятся в значительно лучших условиях, чем компрес-
сорные и паротурбинные. Именно ЭТИм обстоятельством
объясняется то, что потери rазотурбинных диффузоров
по сравнению с прочими минимальны [10, 21, 51]. Ска-
занное не относится' к выхлопным патрубкам транспорт-
ных rTY, размеры которых по очевидным причинам
лимитированы и в осевом, и в радиальном направлениях.
К сожалению, по rазотурбинным диффузорам система-
тических данных, достаточно полно охватывающих диапа-
зон возможноrо изменения их rеометрических параметров,
не имеется. Приводи:\ше в литературе материалы различ-
ных орrанизаций (ИТТФ АН УССР 110, 11, 27], МЭИ
[211, МВТУ [58], ЦАrи 17, 22]) в основном относятся
к диффузорам малоrо удлинения (L < 1). При анализе
аэродинамических характеристик rазотурбинных диф-
126
фузоров может быть использован также значительный
объем экспеРЮ1ентальных данных нпо ЦКТИ, получен-
ных в ходе исследования КО 1Прессорных и паротурбин-
ных диффузоров. rраничные значения втулочноrо отноше-
ния этих диффузоров частично ПОlIадают в rазотурбинный
диапазон, который занимает промежуточное между ними
положение (а =-= 0,5 +0, 75). OДH KO и эти результаты
также оrраничены значениями L < 0,9.
(п
0,6
0,5
O,Lf
аз 2,0
' 1,2 1,6
1,2
t
Рис. 3.1. Обобщсние различных эксперимснталь-
ных данных по диффузорам с ВТУ.10ЧНЫМ ОТНОШСНИб!
d 0,7:
1 L 0,46'1,0,54; 2 L 0,66+0,70; 3 c
0,88 + 0,95;
О данные нпо ЦК:ТИ (см. рнс. 2.19); . данные
иттФ АН УССР [4, 10..11]; Х данные МЭИ [21];
ь. данные МВ ТУ для d 0,56 [581 (а, б соответ-
ственно четыре н шесть рядов направляющнх лопаток)
На рис. 3.1 приведены опытные данные из различных
источников по диффузорам с втулочным отношением d ===
=== 0,7. Они полностью перекрывают диапазон возможноrо
изменения радиальности (D =-= 1,3 ;-.-2,85). Что касается
удлинения, то применительно к диффузорам энерrети-
ческих rTY охваченной оказывается лишь область мини-
мальных значений указанноrо параметра (Е === 0,5 7--0,95)
Для наиболее интересной части диапазона (Е > 1) экс-
периментальные данные носят разрозненный характер,
что не позволяет построить обобщенные зависимости
п (D). Как видно из рис. 3.1, экспериментальные точки
НПО ЦКТИ, полученные при испытаниях компрессор-
ных моделей, располаrаются в непосредственной бли-
зости от результирующих кривых.
127
На рис. 3.2 изображены зависимости коэффициента
полных потерь диффузора от ero осевых и радиальных
rабаритов при их изменении в указанном выше диапазоне.
Эrи rрафики получены в результате соответствующей об
работки кривых, приведенных на рис. 3.1. При продлении
зависимостей в область значений L < 0,5, которая пред
ставляет интерес для проектировщиков транспортных
установок, были использованы результаты исследований,
изложенные выше (см. рис. 2.19). Таким образом, в диапа-
зоне L == 0,3+0,9 искомые зависимости фактически сов па-
JI"<85
2 1
0,2 0,6 1,0 f,Lf
Рис. 3.2. Эффективность ДИФФУЗОРОВ rазотурБИ!ll/оrо типа (a 0,7):
о данные нпо ЦI(ТИ; . данные ИТТФ АН УССР [4, 10, 11); Ь.
Данные ЦАrи [22]
z; n !:""T
0,8
1, б .
O,Lf
" d i5
:< п
с
Ь
1 0,70 3,8 !,7
2 0,70 4,3 2,6
3 0,70 5,1 3,4
4 0,70 6,0 4,2
5 0,70 3,2 1,8
б 0,6! 3,0 1,8
7 О,6! 2,4 !,8
8 0,64 3,1 !,6
9 0,56 2,9 1,7
10 0,55 2,7 1,4
дают с полученными для компрессорных диффузоров с та-
ким же втулочным отношением.
Экспериментальные результаты, относящиеся к диф-
фузорам с увеличенным удлинением, представлены на
рис. 3.2 дискретными точками. Сопоставля эти данные
с характером уже построенных кривых II (L), можно
отметить следующее. С ростом параметра L влияние
радиальности ослабевает и кривые для различных значе
ний t5 сближаются. Наиболее отчетливо указанная тен-
денция проявляется в области максимальных удлинений
(L 1,8). Расположенная здесь rруппа точек 1 4 харак-
теризуется изменением радиальности от 1,7 до 4,2, тоrда
как уровень потерь соответствующих диффузоров почти
не меняется. При этом сб,'1ижение кривых происходит
в блаrоприятном направлении с повышением эффектив-
128
ности моделей :\raлой радиальности. Лоrично предпоЛо-
жить, что нижняя rраница коэффициента полных потерь
рассматриваемой серии диффузоров определяется штрихо-
вой линией, проходящей через rруппу точек 1 4 и явля
ющейся продолжением кривой п (L)D 2.85' Увеличение
радиальности выше указанноrо значения едва ли может
иметь место в реальных конструкциях. Точки' 5 7 при-
ближенно нам:.чают характер изменения кривой п (I)D 1.8
В диапазоне L == 0,9+ 1 ,3, а точка 8 определяет место
смы ания кривой п (L)D l.6 С rраничной линией
п (L)D 2.85' Справедливость продолженных штриховыми
линиями зависимостей дополнительно подтверждается
дискретными точками 9 и 10.
Построенные подобным образом rрафики позволяют
приближенно оценить потери диффузора при заданнЫХ
ero размерах, а также определяют оптимальные их соот-
ношения. Как следует из xapaKTepa кривых, для каждоrо
значения радиальности D существует предельное значе-
ние [нрер" при превышении KOToporo дальнейшеrо сниже-
ния потерь не наблюдается, в частности:
D. ..
L пред .
1,6 1,8 2,8
1,4 1,35 0,9
в случае D == 2,8 при увеличении удлинения свыше
1, 1 1,2 коэффициент п начинает монотонно возрастать.
Отмеченный факт объясняется тем, что в диффузорах
с рассматриваемыми rабаритами течение приближается
к безотрывному, о чем свидетельствует их высокая эффек-
тивность, которая достиrает уровня КОЛЫLевых диффузо
ров с прямолинейными стенками [22]. В таких усло
виях удлинение канала уже не может заметно снизить
интенсивность отрывных явлений и связанных с ними
потерь. При этом лишь возрастают потери на трение бла-
rодаря увеличению площади обтекаемых поверхностей.
Приведенные пары значений текущей радиальности
и соответствующеrо ей предельноrо удлинения при-
ближенно определяют соотношение данных параметров,
выполнение KOToporo обеспечивает максимальную эффек-
тивность диффузора. Фактически такая зависимость по-
казывает (рис. 3.3), насколько может быть уменьшен
5 Мнrай В. 1(.. [удков Э. и. 129
один из rабаритных размеров диффузора при заданном
увеличении друrоrо.
Совершенно очевидно, что ценность установленных
зависимостей была бы еще выше, если бы они были по
строены для нескольких значений ВТУJIочноrо отношения.
К сожалению, имеющиеся экспериментальные данные
позволяют сделать в этом направлении лишь отдельные
качественные заключения. Обращаясь к изображенным
на рис. 2.20 rрафикам зависимости эффективности компрес-
сорных диффузоров от втулочноrо отношения, можно
отметить, что влияние данноrо фактора наиболее cy -
ственно в области малых значений параметров L и D.
Исходя из характера кривых,
можно предположить, что и в
случае rазотурбинных диффузо-
ров их характеристики практи-
чески не будут зависеть от d в
диапазоне I > 0,6; jj > 1 ,6. Bы
сказанное предположение хо-
рошо подтверждается результа-
тами исследования rазотурбин
ных диффузоров [21,27], а также
характером зависимостей п(d)
в паротурбинном диапазоне изменения втулочноrо отно-
шения (см. рис. 4.15). Количественная оценка возможноrо
при ращения полных потерь при уменьшении параметра d
для двух наиболее неблаrоприятных случаев ( D == 1,6
и I == 0,4; t5 == 1,6 и [== 0,6) может быть выполнена
с помощью кривых, построенных по результатам исследо-
ваний НПО ЦКТИ диффузоров всех трех типов (см.
рис. 4.16).
Друrой вопрос, который нуждается в уточнении, свя-
зан с определением оптимальной степени расширения rазо-
турбинных диффузоро Учитывая совпадение принципов
профилирования при L < 0,9 рассматриваемых диффу-
зоров и компрессорных, в указанном диапазоне величину
n опт следуе находить по рис. 2.16. В области повышенных
значений L для определения Поит можно воспользоваться
приближенными зависимостями ИТТФ АН УССР [25],
полученными в предположении, что аэродинамические
характеристики диффузоров являются функциями одноrо
[
{,О
0,5
1
2
Рис. 3,3. Кривая оптима.1Ь-
Horo соотношения rабарит-
ных размеров
130
D
обобщенноrо пара:\Iетра приведенной длины L пр
== Fo,lF", [де РСМ смоченная (полная) поверхность
канала. Результаты испытаний большоrо числа моделей,
причеы именно в интересующей нас области I > 0,8,
позволили авторам рассматриваемоrо обобщения YCTaHO
вить эмпирическую зависимость оптимальной степени
расширения от приведенной длины:
п опт == 1 + 0,2L . (3.1)
Для определения величины L пр можно использовать
следующую приближенную формулу 1:
1+а [ 2152 ]
L пр I d (1 + а)2 + 2,5L 1 .
(3.2)
3.2. Влияние закона профилирования
на эффективность rазотурбинных диффузоров
При анализе материалов предыдущеrо параrрафа основ-
ная цель заключалась в выявлении общих закономерно-
стей, определяющих влияние rабаритных размеров на
эффективность диффузора. При этом вопросы выбора
оптимальноrо закона профилирования ero проточной части
специально не рассматривались. Сравнение аэродинами-
ческих и rеометрических характеристик компрессорных
и rазотурБИНIIЫХ диффузоров позволяет предположить,
что для последних роль данноrо фактора еще более суще-
ственна. Это связано с тем обстоятельством, что в rазо-
турбинных диффузорах ввиду большой протяженности
oceBoro участка отрыв потока наступает позже, и на значи-
тельной длине стенки диффузора обтекаются безотрывно.
В таких условиях .ТIOкальные изменения формы канала,
воздействуя на характеристики поrраничноrо слоя, в со-
стоянии заметно повлиять на положение и характер OT
рыв а и, следовательно, на сопротивление диффузорноrо
канала в целом.
1 Следует отметить, что приводимая в работе [27] аналоrичная
форыу.1а имеет несколько иной вид, менее удобный для практическоrо
использования. Расчеты, выподнеf:lные в диапазоне r 0,9+ 1,8;
15 1,6+2,8, показали, что поrрешность определения Поит по формуле
(3.1) при ИСПО.1ьзовании выражения (3.2) выесто исходной формулы
работы [27] не превышает 4%.
5*
131
132
:Е
<о
е:
::::::; ><:
"" I
о
о..
s: о
'"
>.
...... .е-
.е-
\ :;:
><:
1;;: :Q
:z:
..... :I:
"" "'; :;:
:;:: \о
о..
>.
f--
О
'"
'"
::,.- .....
,...,- :;:
::::; <о;:
:;:
.е-
::.. о
о..
,..::- t::
:::::;
-о:
с:, <":>
'<> J
:;;: :;:
р..
""
"'"
)(_с..,
Lr:,
ех:;
"" <о
Lqi.<:>
....,::;:
. .
Исследование зависимости эффективности диффузоров
от формы их обводов проводилось на серии моделей J JX,
характеризующихся следующими значениями rеометри-
ческих параметров: ёi == 0,64; L == 1,32; t5 == 1,6; n == 3,1.
Модели отличались законом изменения степени расшире
ния по длине канала, а также формой средней линии.
Варианты J, JJ, JJJ, JV и JX построены на базе средней
линии 1 (рис. 3.4), которая состоит из отрезка прямоЙ,
наклоненной к оси диффузора под уrлом IY.. == 5030',
и дуrи окружности, центр которой расположен на уровне
выходноrо сечения. Диффузор J характеризуется линей-
ным изменением ширины проходноrо сечения вдоль сред-
ней линии. Вариант JJ спрофилирован из условия равно-
MepHoro увеличения степени расширения. Диффузор JJJ
изоуrольный с локальным уrлом раскрытия е == 120 50',
значение KOToporo при заданных rабаритах было опре-
делено по формуле (2.1). Вариант JV был рассчитан как
изоrрадиентный (см. стр. 72). При определении обводов
диффузора JX формально использовались соотношения,
выведенные для предотрывноrо плоскоrо поrраничноrо
слоя [68],
Влияние формы средней линии изучалось на изо-
уrольных диффузорах JIJ, V и VJ. Средняя линия 2 (для
диффузора v) отличается от линии 1 выходным участком,
который имеет эллиптическую форму. Линия 3 (для диф-
фузора VJ) целиком выполнена в виде дуrи эллипса с цен-
тром в начале координат.
Варианты УIJ и VIJJ (средние линии 4 и 5 соответ-
ственно) явились результатом попыток спрофилировать
отрабатываемый диффузор с промежуточным поджатием
потока. Отсутствие радиальноrо участка не позволило
решить эту задачу. Степень поджатия поворотноrо уча-
стка диффузора УIJ составляла Bcero 1,02. В диффузоре
УIJ J поворот осуществляется при неизменной площади
проходных сечений.
Анализ кривых изменения rрадиента давления по длине
диффузоров (рис. 3.5) показывает, что все они, за исключе-
нием кривой варианта JV, отличаются первоначально
высоким (в области активноrо поrраничноrо слоя), а затем
плавно уменьшающимся rрадиентом, т. е. характер зави-
d
симостей '!... (5) в принципе отвечает условиям, реализу-
dS
емым в предотрывном диффузоре. При этом указанный
.. . . . .
Н33
закон изменения rрадиента давления достиrается без услож-
нения фОр.\IЫ канала. Обводы всех вариантов, КрО.\lе IX,
на начао1hнт1 ОССIЮ.\1 учаСТЕе пред('таВе1ЯЮТ собой прямые
dp/dS
VIlI
2,0
1,5
1,0
О,Ч
0,6
Рис. 3.5, Измене-
lIие rрадиента дав-
.lения, определяе-
Moro выражением
(2.3), 110 длине
диффузоров 1 1 Х
0,8
s
линии, а входной rрадиент опредее'Iяется разностью уrлов
наклона образующих a а 1 (см. рис. 1.1, с).
Результаты испытаний рассмотренных моделей пред-
ставлены в таб.'I. 3.1. Они
подтверждают необходи-
мость внимательноrо нод-
хода к выбору способа про-
филирования rазотурбин-
ных диффузоров. Полные
потери ПО.1ЯРНЫХ вариан-
тов различаются в 1 ,5 1,7
раза. Наилучшие характе-
ристики имеют варианты
с входным rрадиентом
(dpldS)H == 1,5+2,0. К их
ЧИСiIУ относятся диффу-
зоры изоуrольные и с рав-
номерно увеличивающейся
степенью расширения (II,
III, V, VI). Наименьшую
восстановительную способ-
т а б л и Il а 3.1
Эффективность
rазотурбинных диффузоров
ВарнаllТ I I
диффузора II " B. С
1 0,455 0,368 0,087
Il 0,375 0,294 0,081
III 0,375 0,290 0,085
IV 0,505 0,421 0,086
V 0,308 0,223 0,085
VI 0,330 0,250 0,080
VIl 0,533 0,453 0,080
Vl11 0,483 0,398 0,085
IX 0,408 0,334 0,074
Х 0,438 0,349 0,089
ХI 0,510 0,415 0,095
134
ность имеют модели со слабо меняющимся по дли-
не канала rрадиентом даВ.'Iения, в том ЧИС.'Iе и изо-
rрадиентныи диффузор О, IV, VII). Излишнее пере
расширение oceBoro участка (dp/dS)" > 2 отрица-
тельно влияет на характеристики диффузора (VIII, IX).
Сравнивая показате.'JИ III, V и VI вариантов, спрофи
лированных по одному методу, обнаруживаем, что форма
средней линии оказывает заметное влияние на эффектив
ность диффузора. В частности, полные потери III варианта
на 22 % больше, чем V варианта. Из трех исследованных
худшей оказалась средняя линия 1 (см. рис. 3.4), харак-
теризующаяся максимальной кривизной попорота. Мини-
мальную кривизну на поворотном участке имеет линия 8,
однако построенный на ее основе диффузор VI несколько
уступает V варианту. Этот факт можно объяснить повы-
шенной кривизной обечайки диффузора VI в области вы-
хода. Поэтому среднюю линию необходимо, по-видимому,
выбирать такой, чтобы ее собственная кривизна и кривизна
наружноrо обвода на участке поворота были минималь-
ными. Данному условию в максимальной степени удо-
влетворяет линия 2, и соответствующий ей диффузор V
имеет наилучшие показатели.
Измерения выходных полей скоростей показали, что
в диффузорах с максимальной эффективностыо степень за-
полнения сечения активным потоком выше. Однако в от-
личие от диаrональных диффузоров компрессорноrо типа
(см. п. 2.1) потери с выходной скоростью сравниваемых
вариантов различаются незначительно. Это означает, что
восстановительная способность диффузора, характери-
зующаяся коэффициентом п, в рассматриваемом случае
определяется, в основном, уровнем внутренНИХ потерь.
Если же изменение формы диффузора сопровождается
уменьшением ero осевой длины (укороченные 1 варианты
Х, XI), то приращение полных потерь происходит за счет
потерь как внутренних, так и с выходной скоростью
(табл. 3.1). Эти наблюдения подтверждают тезис о том, что
в каналах с протяженным осевым участком форма стенок
опр' деляет условия течения непосредственно в поrранич-
1 Укороченные диффузоры имели одинаковые с исходными rаба-
ритные характеристики, за исключением уд.lинения: L == 0,88 для
варианта Х и I == 0,66 для варианта XI. Оба диффузора были BbIIIO.'I-
нены изоуrольными.
135
ном слое, а не в ядре потока, как это имеет место в KOM
прессорных диффузорах.
С точки зрения ПрОфШlИрования рассматриваемых
диффузоров известный интерес представляет решение пря
мой задачи о течении идеальной жидкости, так как в Ha
чальных сечениях до точки отрыва расчетное распределе-
ние давления по стенкам должно быть близким к действи
тельному, и оно может быть использовано в качестве
первоrо приближения при расчетах поrраничноrо слоя
и точки отрыва. Такие расчеты для диффузоров IV и V
1;'
0,8
0,6
О,
Обозначения
Обтекатель Обечайка
"'"
о
'" ,,.. ,,..
» ,.. ,..
-& <1> <1> :: ",::
-& .. ,,<1> U ,,<1>
t) t) :; и
:s: '" :.::s: '" :.::s:
J::{ р. (1)"," р., (1)","
IV \ 1 I . \ 2 \ t:.
V 3 . 4 О
0,2 о,,,. 0,6 0,8 S
Рис. 3.6. Распределение давления по обводам диффузоров IV и V
(штриховая линия расчет с учетом реальной неравномерности вы-
ходноrо профиля скорости)
были выполнены на ЭВМ путем решения системы уравне-
ний, использованной для уточнения интеrральной мето-
дики (см. стр. 19) [201. Сравнение экспериментальных
данных с расчетными (рис. 3.6) показывает, что они прак-
тически совпадают до S 0,25. В области отрыва, который
в соответствии с характером опытных кривых (d /dS ...-+ О)
наступает при S 0== 0,5 +0,6, блаrодаря утолщению по-
rраничноrо слоя наблюдается расхождение результатов.
Однако поrрешность не превышает 10 20%.
Отметим, что аналоrичные расчеты для компрессорных
и паротурбинных диффузоров обнаружили лишь каче-
ственное совпадение характера экспериментальных и рас-
четных зависимостей. Это вызвано тем, что осевой участок
у таких диффузоров имеет весьма малую протяженность,
и отрыв потока (dp/dS...-+ О, см. рис. 2.10) наступает
136
раньше, чем в rазотурбинных диффузорах: при S == О,З-+-
0,З5. Поэтому в рассматриваемых KaHa.'Jax скорость
нарастания IIоrраничноrо слоя выше и ero обратное вли-
яние на основное течение более заметно. Однако и в этом
случае расчетные кривые качественно отражают влияние
формы обводов как обтекателя, так и обечайки на харак-
тер течения до точки отрыва. Таким образом, для диффу
зоров всех типов использование при расчетах поrранич-
Horo слоя результатов решения прямой задачи о течении
идеальной жидкости является более обоснованным, чем,
например, зависимости изменения среднерасходной ско-
рости по длине проточНой части, которая не учитывает
обратноrо влияния поrраничноrо слоя и различий в харак-
тере течения вблизи обтекателя и обечайки.
Заканчивая анализ данных по сравнению различных
методов профилирования проточной части rазотурбинных
диффузоров, следует заключить, что для рассматриваемоrо
диапазона rеометрических характеристик наилучшие ре-
зультаты обеспечивают изоуrольные диффузоры, методика
профилирования которых изложена в следующем пара-
rрафе. В области малых удлинений ([ < 0,7) и увеличен
ных значений втулочноrо отношения (а :;;.. 0,7) более
перспективным является метод профилирования с про-
межуточным поджатием потока. Попытки распространить
этот метод на более длинные диффузоры (варианты УН
и УНТ) даже при увеличении протяженности в радиальном
направлении 1 оказались безуспешными.
Сопоставление данных, полученных при исследовании
работы rазотурбинных диффузоров в системе патрубка
[4, 10, 21, 51], свидетельствует о том, что коэффициент
собственных потерь оптимальной сборной камеры не пре-
вышает 0,1. При проектировании патрубка трудностей
принципиальноrо характера, как правило, не возникает,
что обусловлено отсутствием жестких конструктивных
оrраничений на размеры выхлопов энерrетических уста-
новок. Соображения и рекомендаuии по оптимальному
профилированию сборной камеры, сформулированные для
наrнетательных патрубков осевых компрессоров, практи-
чески в полном объеме MorYT быть распространены и на
1 Д. я этоrо диффузоры рассмотренной серии испытывались с удли-
ненными радиальныии участками при двух значеииях радиальности I5
(2,0 и 2,4).
137
выхлопные патрубки rазовых турбин. При проектирова-
нии ВЫХ.l0ПОВ со стесненными rабаритами, например для
траНСIlОРТНЫХ [ТУ, С.lедует ориентироваться на резуль-
таты и реКО:\1ендаl!ИИ, полученные в ходе исследования
выхлопных патрубков ЦНД парОБЫХ турбин (см. следу-
ющую rлаву).
При отсутствии жестких конструктивных оrраничений
необходимость применения в rазотурбинных диффузорах
направляющих лопаток может возникнуть только при Ma
лом удлинении (L < 0,5) 1. Но даже и в этом случае эф
фективность данноrо способа улучшения работы выхлопа
может оказаться недостаточной для ero безоrоворочноrо
использования. В частности, отработанный О. М. Панко
вым мнorокаскадный диффузор [58] с четырьмя рядами
коротких направляющих лопаток обеспечивает лишь He
значительный ВЫИI'рЫШ по сравнению с безлопаточным
диффузором с промежуточным поджатием (см. рис. 3.1).
В реЗУJlьтате увеличения числа рядов до шести и тща-
тельной отработки профилей лопаток коэффиuиент пол
ных потерь был снижен до 0,46 (точка б на рис. 3.1).
Однако автор отмечает резкую зависимость характеристик
диффузора от положения и особенно от уrлов установки
отдельных лопаток. Поэтому окончательное решение во-
проса о uелесообразности установки лопаток и об их числе
желательно принимать на основании результатов модель
ных испытаний. Учитывая, что по конфиrураuии короткие
rазотурбинные диффузоры приближаются к паротурбин-
ным, при проектировавии направляющих лопаток, а так-
же при составлении проrраммы их аэродинамической OTpa
ботки можно использовать рекомендаuии, полученные
для паротурбинных диффузоров [СМ. rл. 4, соотношения
(4.1), (4.2) и (4.5) J.
3.3. Методика профилирования проточной части
диаrональноrо изоуrольноrо диффузора
При построении диаrональноrо диффузора в качестве
базы берется средняя линия (рис. 3.7), которая предста-
вляет собой rеометрическое место центров окружностей,
J Использование ОПТИ\lальнои .'Iопатки в диффузоре XI, характе-
ризующе 1СЯ значением r == 0,66, привело к снижению потерь Bcero
па 6%.
138
вписанных в обводы диффузора. Координаты начала и
конца средней J1ИНИИ 1:
ХН === о; ' н === D cp . п/2'=== D H (1 + а)/4;
)(1\ 0=0 L 1,,/2,--,= D H (I 2 :; ); "" D I J2.
В начальных сечениях средняя линия ВЫJlOлняется
отрезком прямой, наклоненной к оси диффузора нод уrлом
а == 5 -.;--80. Длина прямолинейноrо участка Х ПР находится
пи представленному на
lK рис. ,З.8 rрафику зависимо
ХК сти Х пр == f (2,,), [де
Х пр .
x IIp 0=0 '
п к Dcr. н
2Е === 2
х к
r
о
х
Рис. 3.7. Схема построения диаrо-
нальноrо изоуrольноrо диффузора:
J средняя линня; 2 ось днффузора
== ( П I + d ) .
2хк 2
Xr;p
0,6
Рис. 3.8. Зависимость Д.'lины
ПРЯ IО.'Iинсйноrо участка
средней .1Инии от rабаритов
диффузора
Координаты конна ПРЯМОJJинейноrо участка:
Х пр === ЛНХ ПР ; r пр === DJ{ (1 + а)/4 + Л ПР tg а.
За прямолинейны.\f участком средняя J1ИНИЯ переходит
в Ayry эллипса с полуосями:
а -= (Х к Х п р)2 tg а (Х к ХПР) (п к /2 r пр ) )
2 (Хк Х пр ) tg а (и к /2 r пl1 ) I
} (3.3)
Ь == V (DK/2 rп!') tg а. . I
а + Х пр Х к J
1 ПО.'lаrае l, что rабаРИТlIые размеры диффузора заданы в соот-
ветствии с КОI!СТРУКТИВНЫ 1И соображения lИ, а ОПТЮlа.1ьная степень
расширения опреде.1ена, lIаПрЮlер, по Форму.'1е (3.1).
139
Центр эллипса находится в точке с координатами:
Х ц . 3 == х}; а; { ц . э == D};/2.
При Z}; > 2,4 прямолинейный участок исчезает (см.
рис. 3.8) и средняя линия uеликом задается дуrой эллипса,
полуоси и координаты иентра KOToporo также рассчиты-
ваются по формулам (3.3).
Для дальнейшеrо построения полная длина средней
линии Sп делится на т равных частей (т? 12). Величина
Sп может быть найпеl1а rрафически или по формуле
Х К
Х пр J V a4 (a2 b2)X2
S==S S== dx
п !!р + 3 cos а + а 4 а 2 х2 '
Х пр
[де 5з длина части средней линии, описанной дуrой
эллипса.
Интеrрал, входящий в правую часть равенства, не
выражается в конечном виде и вычисляется с применением
приближенных методов.
Каждая из полученных точек деления средней линии
принимается в качестве иентра вписанной окружности,
диаметр которой вычисляется по формуле
[ S. ]
I "
d i == 1tD cp i F п + 2л tg {8/2) 1 Dcp (S) dS ,
[де Dcp i текущий диаметр средней линии (см. рис. 3.7);
S, длина участка контура средней линии от входа
до i-й точки; 8 локальный уrол раскрытия, определя-
емый из соотношения
tg (8/2) == р н (п J)
Sп
2п J Dcp (8) d8
о
Интеrралы, входящие в выражения для tg (8/2) и d i ,
вычисляются С использованием приближенных методов.
Искомый профиль обтекателя (обечайки) диаrональноrо
изоуrольноrо диффузора определяется плавной кривой,
которая касается всех вписанных окружностей.
140
r ЛАВА 4
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И РАСЧЕТ
ПАРОТУРБИННЫХ ОСЕРАДИАЛЬНЫХ ДИФФУЗОРОВ
4.1. Впияние фОрМbI обводов
на эффективность паротурБИННblХ диФФуэоров
Учитывая идентичность задач исследования изолиро-
ванных диффузоров как компрессорноrо, так и паротур-
БИНI!оrо типов, лоrично сохранить неизменными методы
их решения и общие принципы подхода к проблеме. По-
этому первый этап ИСС.'1едования, материалы KOToporo
изложены в настоящем параrрафе, посвящен выявлению
способов оптимальноrо профилирования обводов диффу
зоров. Затем для спроектированных подобным образом
каналов экспериментальным путем устанавливается за
висимость оптимальной степени расширения от rабарит-
ных размеров. Полученные при этом данные служат
исходным материалом при построении зависимостей, свя
зывающих rеометрические и энерrетическпе характери
стики оптимальных диффузоров (имеющих оптимальные
степень расширения и форму обводов). Естественно, что
выведенные эмпирические закономерности должны цели
ком охватывать диапазон возможноrо изменения rеометри-
ческих параметров паротурбинных диффузоров, так как
в соответствии с требованиями практики всеrда может
возникнуть необходимость спроектировать диффузор с лю
быми rабаритами, в том числе и отличными от оптималь
ных.
Приводимые в rл. 4 и 5 экспериментальные материалы,
. если это не oroBopeHo особо, получены по методике тра-
версирования при числе Маха М ==: 0,25. Рабочие же
характеристики зависимости коэффициента полных по-
терь п от расхода воздуха G через модель снимались
в диапазоне G ==: 3 + 11 Kr/c, что соответствует изменению
М от 0,2 до 0,6. Такие кривые для ряда исследованных
моделей, rеометрические характеристики которых при-
ведены в табл. 4.1, изображены на рис. 4.1. С ростом
числа М в указанных пределах потери изолированных
диффузоров увеличиваются на 5 10%. Для патрубков
интенсивность возрастания потерь выше (до 15 20 %).
141
Та6лица 4.1
rеометрические и аэродинамические характеристики
моделей диффузоров выхлопноrо патрубка
турбины 1(-500-60/1500
!:: :;
о о о о ;;
-& ;; :;
",-& о- 3""
;0"'0 s:: Q;' t3 Q;' .;;
"1:'" t3
1 10 15 140 26 О 33,3 1,43 0,152
lа 2,37 10 15 140 20 О 28,0 1,42
16 10 15 140 10 О 22,0 1,43
2 10 15 140 20 2 33,3 1,04 0,213
2а 10 15 140 33 30 95,5 1,37 0,160
26 2,1 О 9 80; 20 2 33,3 1,05 0,220
168
2в 10 15 140 10 О 32,4 1,04
3 10 15 140 20 7 33,3 0,98 0,236
3а 10 15 140 26 18 40,0 1,11 0,180
36 О 12 65; 20 7 33,3 0,98 0,221
162
3в 1,9 10 15 140 5 15 45,0 0,98 0,190
3r 10 15 140 20 О 30,5 0,98
3д 10 15 140 20 25 75,0 1,0
3е 10 10 116 20 7 33,3 0,98
3ж 10 25 150 20 7 33,3 1,07
4 I 1,7 1 10 I 15 I 140 I 15 I 10 I 33,3 I 1,0з10,160
Причина отмеченноrо отличия кроется в нарушении авто-
модельности течения в сборной камере. Совпадение про-
филей скорости, измеренных при различных значениях М
(рис. 4.2), свидетельствует об авто:v!одельности потока во
входном сечении диффузоров, приче 1 данное свойство
остается в силе и для патрубка. По мере удаления от
входа автомодельность течения нарушается за счет взаимо-
действия OCHoBHoro потока с отрывными зонами и образо-
вания в зоне выхлопа встречноrо течения из-за подсоса
воздуха из окружающеrо пространства. В результате со-
противление изолированных диффузоров не остается
cTporo постоянньш с изменением числа Маха. В патрубке
эти явления усуrубляIOТСЯ паличие:v! в сборной камере
б6льших по объему областей отрыва, конфиrурация кото-
142
1,2
.
1,0
/8
ff tп
1,0
0.8
о,б 4 5
0.2
3 l(;C, r/c ,
с;..;. 0.5 t1
Рис. 4.1. Рабочие характеристики паротурбин
ных диффузоров: а изолированные диффу
зоры; б диффузоры в систе:llе свободноrо па
трубка с нижним ВЫХ,10ПО:>l:
А диффузор 1; . диффузор 2; х диффузор
2а; О диффузор 3 без лопаток; D. диффузор 3
с одной направляющей лопаткой 3л; () диффузор 3
с двумя укороченными лопатками системы 1 (см.
рис. 4.8)
0.8
а)
Z."t/l H
D.б
0.4
0.2
Оотекатель
О
0.7 0,90,7 0.90,7 0.9 0,7 0,9 0,7 0.9 VVt=W/Wcp
Рис. 4.2. Поля скоростей во ВХОДНО:l1 сечении паротурбинных диффу-
зоров: а диффузор 1; б диффузор 2; в и z диффузор 3; д
диффузор 4;
диффузор без лопаток; диффузор с одиой лопаткой;
. днффузор С двумя лопатками;
О м 0,25; . м 0.36; !\ М 0,62
I расчет по обратиой задаче диффузора 3; 2 то же для диффузора 3б
143
рых, а следовательно, и воздействие па активный поток
меняются с из'V!енеНИб1 режимных ус.l0ВИЙ. Однако при
этом эквидистантность кривых п (М) дЛЯ различных
моделей как диффузоров, так и патрубков практически
не нарушается. Из этоrо следует, что вариантные испыта
ния паротурбинных диффузоров и патрубков, проводи-
мые с целью оптимизации их проточной части, можно
I
Ir
! I
l
I
/32
;31
Рис. 4.3. Обводы диффузоров ВЫХ,10пноrо патрубка
турбины K 500 60/1500 (варианты 1, 2, 2а, 26, 3, 3а,
3б, 4, 4а)
выполнять на одном режиме, что и принято в настоящем
исследовании.
Изучение влияния формы обводов проводилось на
моделях диффузоров выхлопноrо патрубка турбины
К-500-60/1500. Конфиrурация обтекателя была жестко
задана, и изменяться Mor только профиль обечайки.
Обводы исходных вариантов, отличающихся шириной lK
ВЫХОДIIоrо сечения, а значит, и степенью расширения,
представлены на рис. 4.3.
При заданном взаимном расположении входноrо и вы-
ходноrо сечений диффузора оптимизация ero проточной
части фактически сводится к нахождению формы обводов
144
обтекателя и обечайки, обеспечивающих максимальное
восстановление даВ.'1ения. Решить данную задачу без
введения каких либо упрощающих допущений затрудни-
тельно, так как в паротурбинных диффузорах всеrда имеет
место ярко выраженный интенсивный отрыв потока от
поверхности обечайки , расчет KOToporo в настоящее время
невозможен. Если предположить, что в результате аэро-
динамическоrо совершенствования (например, за счет уста-
новки направляющих лопаток или оптимизации обводов)
удалось ликвидировать или резко ослабить отрывные
явления в проточной части диффузора, то характер тече-
ния в нем должен приближаться к идеальному. В таком
случае оптимальную форму стенок диффузора можно по-
пытаться определить расчетом потенциальноrо потока.
Хотя вычислить сопротивление диффузора с использова-
нием теории идеальной жидкости невозможно, тем не ме-
нее из последних исследований в области поrраничноrо
слоя, подтвержденных вышеприведенными материалами
в отношении компрессорных и rазотурбинных диффузоров,
известно, что наименьшие потери обеспечивает профили-
рование с использованием принципа предотрывных диффу-
зоров. Приняв указанные допущения, для рассматрива-
eMoro KOHKpeTHoro случая необходимым окажется решить
обратную задачу по отысканию TaKoro осесимметричноrо
течения, ОДНа из поверхностей тока которorо (обтекатель)
задана, а вдоль друrой поверхности тока (обечайки)
известен характер распределения скоростей (давлений).
В настоящей работе использовалось решение, полученное
Е. Е. Дроздом [19 J. Расчеты выполнялись на ЭВМ.
Испытания рассчитанных подобным образом диффу-
зоров 2а и 3а показали, что их сопротивление ВЫШе, чем
исходных вариантов 2 и 3 (см. табл. 4.1). Причиной
отмеченноrо роста потерь ЯВ,ТIяется увеличение уrлов на-
клона обечайки ct 2 и 2' так как сравниваемые каналы
отличаются в основном этими параметрами (см. рис. 4.3).
В результате специальноrо исследования (см. табл. 4.1)
было установлено, что в паротурбинных диффузорах
отрицательное воздействие увеличения уrла ct 2 , связанное
с ухудшением условий течения вблизи уrловой точки,
1!ачинает сказываться лишь после 200. Влияние уrла 2
значительно с.тrабее и в исследованных пределах (от О
до1250) почти не ощущается. Входной уrол наклона об-
текателя ct 1 должен быть меньше уrла ct 2 для обечайки,
145
так как в противном случае на начальном участке течение
будет конфузорным и.'IИ слабодиффузорны:v!. При этом
разность а 2 а 1 должна быть примерно 10 150, что
хорошо соrласуется с рекомендациями МЭИ [21] и ЦАrи
[22 J.
Если выхлоп из диффузора осуществляется в открытое
пространство, то увеличение выходноrо уrла 1 приводит
к снижению потерь, так как при этом диффузор по своей
форме приближается косекольцевому , сопротивление
KOToporo существенно меньше. Однако в этом случае диф-
фузор утрачивает одну из своих основных фУНКIlИЙ
разворачивать поток на 900. Учитывая, что осерадиальные
диффузоры паротурбинноrо типа работают только в си-
стеме патрубка, методически более правильно испытывать
их совместно с ТОРIlОВОЙ стенкой сборной камеры (см.
рис. 5.1), которая при любых уrлах выхода обеспечивает
радиальный по'(ок за диффузором 1. В таких условиях
увеличение уrла 1 свыше 150 нежелательно, так как при
этом эффективность диффузора начинает снижаться (см.
табл. 4.1, варианты 3, 3е, 3ж).
Для Toro чтобы окончательно ответить на вопрос о це-
лесообразности использования применительно к паро-
турбинным диффузорам решений, получаемых в рамках
теории идеальной жидкости [19 J, соответствующие рас-
четы были выполнены при условии сохранения неизмен-
ным контура обечайки. Оказалось, что эффективность
рассчитанных вариантов 2б и 3б лежит на уровне исход-
ных (см. рис. 4.3 и табл. 4.1).
Таким образом, полученные экспериментальные данные
позволяют заключить, что эффективность паротурбинных
диффузоров слабо зависит от формы их обводов 2. Данное
обстоятельство вызвано особенностями rеометрии таких
диффузоров, rде блаrодаря значительной относительной
ширине канала отрыв потока от обечайки наблюдается
1 Излаrаемые материалы по исследованию изолированных диффу-
зоров получены именно в таких условиях.
2 Сделанный вывод дополнительно подтвердился при исследовании
диффузоров, У которых обвод обтекателя был ВЫПО.тIIlен в виде ломаной
линии (см. рис. 4.3, вариант 4а). Испытания таких диффузоров (изоли-
рованных и в систе lе патрубка с нижним выхлопом) показали, что при
замене n.1aBHoro обтекателя ступенчатым полные потери модели в за-
висимости от ее rеО lетрических характеристик и конструктивных
особенностей изменяются на ( 2) (+4)%.
146
уже в начальных сечениях. В таких условиях локальные
изменения ее профиля (без изменения ширины выходноrо
сечения) не в состоянии воздействовать на основное тече-
ние, за исключением входноrо уrла а2, влияние KOToporo
рассмотрено выше. При увеличении степени расширения
диффузора свыше оптималыюrо значения поток отры-
вается непосредственно в начальном сечении и влияние
уrла а2 также перестает ощущаться (см. табл. 4.1, ва-
рианты 1, 1а, Iб).
т а б л и Il а 4.2
Интеrральные коэффициенты полных потерь
паротурбинных диффузоров с направляющими лопатками
'" с одноЙ направляющеЙ
'" о С системой двух лопаток
...
о. '" лопаткой
... о
:: '" ё
"'>' '" I I I I I
"-&
""-& '" lл 2.1 Зл 4.1 ! II II!
"'" '"
<1:
I 1,55 1,18 1,27 1,1 1,06 1,03
16 1,56 1,09 1,20
2 1,24 1,02 1,00 1,16 1,19
2а 1,55 1,11 1,22
26 1,20 1,04 0,98 1,10 1,18
3 1,13 0,98 0,90 1,07 1,11 0,73; 0,75; 0,79;
0,90 * 0,90 * 0,93 *
3а 1,24 1,06 0,96 1,14 1,20 0,88; 0.84; 0,84;
1,06 * 1,06 * 1,00 *
36 1,12 0,96 0,88 1,05 1,11 0,71 0,72 0,75
3в 1,15 0,99 0,91 0,74 0,74 0,80
* Значения д..1Я сИСТеМ с укороченными (см. рис, 4.8) ло-
патками.
Ослабление отрывных явлений позволяет обнаружить
ВЛияние изменения формы диффузора на ero эффектив-
ность. Испытания моделей 2 и 3, 2б и 3б с установлен-
ными в них двумя направляющими лопатками показали
(табл. 4.2), что полные потери вариантов 2б и 3б, спрофи-
лированных по принципу предотрывных диффузоров, на
2,5 3 % ниже. Этот факт позволяет рекомендовать при
отсутствии оrраничений на rеометрию диффузора начи-
нать ero проектирование с расчета оптимальной формы
обводов, который может быть выполнен, в частности,
147
решением на ЭВМ рассмотренной выше обратной задачи.
Эти же расчеты MorYT быть использованы для определения
профиля скоростей на входе в модель диффузора, так как
они обнаруживают вполне удовлетворительное совпадение
с экспериментом (см. рис. 4.2, в).
Заканчивая анализ результатов экспериментальноrо
ИСС,'1едования свободных 1 осерадиальных диффузоров па
ротурбинноrо типа, следует отметить, что их эффектив-
ность невысока. Это указывает на возможность повышения
их к. п. д. за счет снижения интенсивности отрыва и пере-
мещения отрывной зоны к выходному сечению, например
при помощи кольцевых направляющих лопаток.
4.2. Улучшение характеристик
паротурбинных диффузоров
при помощи кольцевых направляющих лопаток
Невзирая на то, что для паротурбинных осерадиальных
диффузоров установка кольцевых направляющих лопаток
является весьма распространенным способом снижения
потерь [70], единых рекомендаций по их профилирова-
нию, основанных на теоретическом анализе И.1JИ на обоб-
щении опытных данных, до настоящеrо времени не име-
лось. Обычно для каждой конкретной конструкции вы-
хлопа оптимизация системы направляющих лопаток осу-
ществлялась экспериментальным путем.
Ввиду Toro что направляющие лопатки ликвидируют
отрывные явления или резко ослабляют их интенсивность,
целесообразно раСПОЛaJ'ать их по поверхностям тока
идеальной жидкости. Можно предположить, что при этом
течение в диффузоре будет приближаться к идеальному
и лопатки, совпадающие с поверхностями Тока, не вызо-
вут на расчетном режиме дополнительноrо возмущения
OCHoBHoro потока. В таком случае, если процесс проекти-
рования отрабатываемоrо диффузора включает расчет ero
1 Под выражением «свободный диффузор» (сборная камера) yc.тro-
вимся понимать диффузор (сборную камеру) без спеIlиальной орrаниза-
ции потока, в проточной части KOToporo отсутствуют вспомоrательные
аэродинамические элементы (направляющие .тrопатки, разде.пите.льные
ребра, рассекате.ли, отражате.'1ьные Стенки и т. п.). Диффузор С уста-
новленными в нем кольцевыми направляющими .'10патками буде 1 на-
зывать лопаточным.
148
проточной части по обратной задаче, то ее решение сразу
дает форму линий тока, являющихся меридиональными
сечениями соответствующих поверхностей тока. Тоrда
экспериментальную отработку системы лопаток можно
заметно упростить, сведя ее к выбору линий тока (обводов
лопаток), обеспечивающих наименьшие потери. Если же
форма диффузора задана из конструктивных или иных
соображений, то линии тока идеальной жидкости можно
определить, решив прямую задачу [20] (см. стр. 19).
а)
)
J
..
""
Рис. 4.4. Профили направляющих лопаток паротур-
бинных диффузоров: а диффузор I с лопаткой Iл;
б диффузор 3;
1 с лопаткой 2л; 2 с лопаткой Зл; 3 с лопаткой 4л
При улучшении работы диффузоров за счет использо
вания направляющих лопаток весьма важно определить
их оптимальное число. Излишнее увеличение числа лопа-
ток приводит к заrромождению проточной части диффу-
зора, росту потерь на трение и, как следствие, снижает
эффективность ВЫХЛопа.
Отработка одной направляющей лопатки проводил ась
с использованием четырех вариантов профилей 1л 4л
(рис. 4.4). Вариант 1л предназначался для диффузора 1,
вариант 2л для диффузора 3. Профили лопаток были
рассчитаны так, чтобы по всей длине они как можно точнее
совпадали с линиями тока соответствующих диффузоров.
Так как при решении прямой задачи поле полных давлений
на входе в диффузор принималось равномерным, то при рас-
положении лопатки по линиям тока степени расширения
образованных ею межлопаточных каналов оказывались
149
150
а) с;
1,4
1,2
1,0
0,8 8,3 0,4 0,5 0.5 ii
0,2
о) r;:
1,0
0,9
0,8
0,7 0,3 0,4 5 0,6 Н
0,2
Рис, 4.5. Эффективность направляющих . опаток:
а диффузоры с одной лопаткОЙ; б диффузор 3
с дву я JIопатками;
Рис. 4.5, а Рис. 4.5, б
ОБОЗllа I J]опатка I
ЧСН не ДиФФу Систем а
зор лопаток ii
О 1 lл 1 0,305
. 2 Jл II 0,286
О 2 2л III 0,268
. 2 Зл 1 0,205
6 2а Jл 1 0,366
А 3 1"" III 0,318
Х 3 2"
одинаковыми и равными степени расширения диффузора.
Лопатки Зл и 4л представляли собой укороченные ва.
рианты лопатки lл. Они предназначались для исследова-
ния влияния подрезки входной кромки лопатки на ее
эффективность, так как в реальных конструкциях по усло-
виям сборки применение длинных лопаток, перекрыва-
ющих осевой размер обечайки, весьма затруднительно.
Испытания проводились по интеrральной Методике,
так как входные кромки лопаток препятствовали уста-
новке измерительных приборов. Результаты эксперимен-
тов представлены на рис. 4.5, а в виде зависимости коэф-
фициента полных потерь 1 диффузоров от положения на-
правляющей лопатки, определяемоrо относительным раз-
мером Н === H/I K (см. рис. 4.4). Все кривые обнаруживают
четко выраженный экстремум, определяющий положение
лопатки, при котором она обеспечиваеt максимальное
снижение потерь. КОЭффИIlиенты исследованных моде-
лей при оптимальном положении направляющей лопатки
даны в табл. 4.2. Анализ этих данных с рассмотрением
схем расположения обводов лопаток по отношению к ли-
ниям тока (рис. 4.6) показывает, что наилучшие резуль-
таты обеспечивают профили, совпадающие с линиями тока.
Перемещение лопатки в любую сторону от оптимальноrо
положения приводит к возрастанию потерь. Точно так же
при использовании лопатки, спроектированной не для
данноrо диффузора (например, лопатки 2л в диффузорах
1 и 2а), оптимальным оказывается положение, при котором
ее обвод наиболее точно повторяет форму ближайшей из
возможных линий тока.
Снижение полных потерь, обусловленное лопаткой,
в лучших диффузорах составляет 15 20 %, а для вариантов
с неудовлетворительными характеристиками эта величина
еще значительнее. Подрезка входной кромки лопатки
отрицательно сказывается на ее эффективности; оптималь-
ным расположением для укороченных лопаток также яв-
ляется направление линий тока.
Анализируя характер кривых распределения давле-
ния р === (р ри)/qн по обводам диффузора и по поверх-
ности лопатки (рис. 4.7), можно отметить, что ее положи-
тельное воздействие проявляется, в частности, в сниже-
1 Коэффициенты, опреде.lеппые по интсrра,'IЬНОЙ методике, усло-
вимся отмечать штрихом.
151
нии создаваемоrо обтекателем подпора (кривые 1 и 3).
На обечайке, так же как и в свободном диффузоре, отрыв
потока (i"p/dS О) происходит уже на половине ее длины.
Кроме Toro, отрыв имеет место и на выпуклой стороне
лопатки тоже при S 0,1). Таким образом, в диффузо-
Рис. 4.6. Схемы раСПОJ10жения направляющей Jюпатки в проточной
части диффузоров: а диффузор 1; б диффузор 2; в диффузор 2а;
е диффузор 3;
лопатка lл; лопатка 2л
рах с рассматриваемыми rеометрическими характеристи-
ками одна направляющая лопатка не может полностью
ликвидировать отрыв потока. Это rоворит о возможности
дальнейшеrо повышения эффективности таких диффузо-
ров за счет снижения интенсивности отрывных явлений,
например при помощи установки второй направляющей
лопатки.
Исследование работы двух направляющих лопаток
выполнялось с использованием диффузора 3 и трех ва-
152
риантов системы лопаток, форма и rеометрические харак-
теристи-ки которых приведены на рис. 4.8. Обводы лопаток
системы 1 были спрофилированы по линиям тока потен-
циальноrо течения, так что степени расширения меж-
лопаточных каналов периферийноrо А, среднеrо В
р
о
/
...o- --о
р
/!) ......
"'....
1 ...../
1------- . v--
....... . ,....{у' /'
........ ,... 1 ............
"- /, ,."..-
0.2- 0,4 0,5 а s
J"
v > '
:;.... ."'-< ,......
. . ........ ,
.А.'; .
t -f // 5 .,....{
/ v,;< 4 ::r
'1'1" /' . . J
i ........... ."-<' 2
,," -
2 ........"
l/
0,6
44
0,2
a2
o,4
-0,5
Рис. 4.7. Распределение Давления по стенкам
межлопаТОЧIIЫХ канадов диффузора 3:
нзолнрованный диффузор; диф-
фузор с направляющей лопаткой 2л; .
днффузор С двумя лопатками (система 1);
1 по обтекателю; 2 по обеqайке; а. 4, 5 ПО
выпуклым поверхностям лопаток 2л. lс н 2с соответ-
ственно
'и кориевоrо С равны степени расширения диффузора:
ПА == пв == пс == п == 1,9.
Системы II и III проектировались исходя из следу-
ющих соображений. При сравнении межлопаточных ка-
налов можно отметить, что наиболее неблаrоприятные
условия потока имеют место в самом коротком периферий-
ном канале А. Локальная кривизна ero наружноrо обвода
153
наиболыпая. Поrраничныи слой на обечаике во входном
сечении уже Юlсет опредс.rrенную толщину, В то время как
в каналах В и С на входных кромках лопаток поrранич-
ный сдой только начинает развиваться. Отмеченные фак-
торы способствуют более раннему отрыву потока в ка-
нале А по сравнению с каналами В и С при условии
равенства их степеней расширения. В связи с этим было
а;
б)
""
-e-
""
'"
"
Рис. 4,8, Системы направ-
.1ЯЮЩИХ лопаток: а си-
сте ш 1; б система II ;
в систе'.ш III;
1 лопатка Ic; 2 ло-
патка 2с; а положение
входных кромок укорочен-
ных лопаток
предложено ослабить rрадиенты давления в более напря-
женных каналах А и В, выподнив систему лопаток таким
образом, чтобы степени расширения межлопаточных ка-
налов были связаны соотношением ПА < пв < пс. Си-
стема лопаток варианта II характеризовалась значениями
ПА == 1,5; пв == 1,8; пс == 2,1; а система III значе-
ниями ПА == 1,1; пв == 1,7; пс == 2,3.
Отработка системы лопаток заключалась в нахожде-
нии их оптимаЛьноrо положения, при котором коэффи-
циент полных потерь диффузора будет наименьшим.
Результаты испытаний в виде зависимостей ;, ( Н , h)
представлены на рис. 4.5, б (здесь -н == Нll и ; h == h/l и
154
см. рис. 4.8). Как и при использовании ОДНОЙ направля
ющей лопатки, кривые характеризуются отчетливо вы-
раженной областью минима.'IЬНЫХ значений коэффициента
. Наилучшие реЗУ.'Iьтаты обеспечивает I система в ис-
ходном положении (см. рис. 4.8), для которой == 0,73.
Для 11 и 111 систем коэффициенты полных потерь со-
ставляют соответственно 0,77 и 0,82. Минимальные зна-
чения , полученные в ходе отработки систем направля-
ющих лопаток, представлены в табл. 4.2.
Анализ ряда схем взаимноrо расположения линий тока
и обводов направляющих лопаток (рис. 4.9) показывает,
что наиболее эффективными являются лопатки, спрофили-
рованные по поверхностя:w тока. Чем ближе совпадение
формы обводов лопаток с линиями тока, тем характери
стики диффузора лучше. В частности, при изменении
раСПО,'10жения лопаток систем 11 и III таким образом,
чтобы они удовлетворя.'IИ сфор:wулированному выше усло-
вию (схемы соответственно 11 и 12), полные потери сни-
жаются, приближаясь к уровню системы 1. Сравнивая
схемы с малыми отклонениями лопаток от линий тока,
можно отметить, что из:wенение положения более длинной
лопатки 2с сильнее влияет на эффективность системы, чем
короткой lс (схемы 6 и 10). При этом перемещение ло-
патки 2с в направлении обечайки (cxe:WbI 3 и 4) сказывается
хуже, чем перемещение в сторону обтекателя (схема 8).
Рассмотрение характера кривых распределения давле-
ния по стенкам межлопаточных каналов (см. рис. 4.7)
показывает, что на выпуклой поверхности лопатки 1 с
и на обечайке отрыва потока практически нет. Лишь
вблизи выходной кро:wки (5 0,8) на лопатке 2с имеют
место слабо выраженные отрывные явления. На основе
этих наблюдений можно сделать вывод, что в диффузорах
с рассмотренными rсометрическими параметрами уста-
Iювка двух направ.'IЯIOЩИХ лопаток, спрофилированных
по линиям тока, ликвидирует отрывные явления, так что
дальнейшее увеличение числа лопаток неuелесообразно.
Сравнение входных профилей скорости для моделей
с лопатками и без них (c:w. рис. 4.2, с) также rоворит
в пользу при:wенения данноrо способа улучшения xapaK
теристик паротурбинных диффузоров. Снижение коэффи-
циента входной неравномерности потока (()н (для диффу
зора без лопаток (()н == 0,24, при установке одной или двух
Лопаток (()п == 0,12 +0,13) ослаб.'Iяет обратное влияние
155.
156
:<:
о
f--o
О
"
><
:,;:
g
Q
'"
"
'"
'"
"-
t::
'"
:I:
'"
О
"t
о
'"
\о
О
:,;:
'"
:<:
о
f--o
,:,;:
gj
:,;:
'"
'"
:,;:
:I:
<1)
ОЕ
о
'"
о
t::
<.J
'"
а.
о
...
о
:I:
::о
:,;:
'"
'"
'"
:;;
::о
Q)
><
u
ф
..;
<.J
:,;:
о..
патрубка на последнюю ступень. Данное обстоятельство
является весьма важным для обеспечения вибрационной
надежности облопачивания и в отдельных случаях даже
может оказаться решающим при обосновании необходи
мости применения в проектируемой конструкции выхлопа
направляющих лопаток.
Как и для случая одной' лопатки, подрезка входных
кромок оказывает отрицательное влияние на характери
стики выхлопа (см. табл. 4.2). Укороченные лопатки,
положение входных кромок которых показано на рис. 4.8,
снижают коэффициент диффузора на 15 20%, в то
время как для лопаток полной длины эта цифра COCTa
вляет 30 35 % .
т а б л и ц а 4,3
Зависимость эффективности направляющих лопаток
от их положения
F A : FC I FA:FB:F C I 11 FA:FB:F C I '
:I
Диффузор 3 Диффузор 3 с двумя лопатками
с одной лопаmКОЙ
1,2: 8,8 0,906 1,2: 3,2: 5,6 0,762 2,0 : 3,2 : 4,8 0,744
2,0: 8,0 0,888 1,2: 3,8: 5,0 0,771 2,2 : 2,2 : 5,6 0,781
2,6: 7,4 0,862 1,6: 2,0 : 6,4 0,793 2,2 : 2,8 : 5,0 0,732
3,0: 7,0 0,851 1,6: 2,8: 5,6 0,746 2,2 : 3,0 : 4,8 0,738
4,0: 6,0 0,863 1,6: 3,4 : 5,0 0,759 2,2 : 3,6 : 4,2 0,767
5,0: 5,0 0,900 2,0: 1,6: 6,4 0,824 2,6: 1,8: 5,6 0,788
5,8: 4,2 0,927 2,0 : 2,4 : 5,6 0,763 2,6: 2,6: 4,8 0,757
2,0 : 3,0 : 5,0 0,730 2,6 : 3,2 : 4,2 0,769
Решение задачи об оптимальном разделении проточной
части диффузора направляющими лопатками, спрофилиро
ванными по линиям тока, связано с расчетом отрывных
течений в криволинейных осесимметричных каналах
в условиях смыкания поrраничных слоев и взаимодей
ствия отрывных зон С основным потоком. Данная про
блема в такой комплексной постановке в настоящее время
не может быть решена теоретически. В связи с этим во-
прос о рациональной rеометрии межлопаточных каналов
должен решаться экспериментальным путем. В табл. 4.3
представлены результаты испытаний диффузора 3 при раз
личных соотношениях площадей проходных сечений KaHa
лов, образованных JIопатками, обводы которых были
157
спрофилированы по раз.'IИЧНЫМ линиям тока. В рассматри
ваемых условиях наименьшие потери имеют варианты,
у которых площади проходных сечений удовлетворяют
соотношению 1
F А :Р В : Ре == (l,6 + 2,2): (2,8 3,2): (4,8 5,6). (4.1)
При нарушении данной пропорции особенно нежела
тельно, чтобы площадь канала В (см. рис. 4.8) составляла
менее 25%, а площадь канала С более 56%.
Для одной направляющей лопатки оптимальным яв
ляется соотношение
Р А : Ре == (2 + 4): (6 8).
(4.2)
Исследование влияния сборной камеры на эффектив
ность направляющих лопаток проводилось на моделях
патрубка турбины К-500-60/1500 с одинарным (нижним)
и двойным (боковым) выхлопами. Результаты эксперимен-
тов, фактически повторивших проrрамму испытаний изо
лированных диффузоров, показали, что в патрубке с ниж-
ним выхлопом эффективность применения направляющих
лопаток несколько ниже, а в патрубке с боковыми выхло-
пами примерно на том же уровне, что и в изолирован-
ных диффузорах. Коэффициенты полных потерь лучших
вариантов патрубков с направляющими лопатками при-
ведены ниже (см. табл. 5.9).
4.3. Применение устройств для управпения
поrраничным слоем
Пр o e больших уrлах раскрытия диффузора (зна-
чения L, D, d малы, п велико) улучшение ero харак-
теристик может быть достиrнуто также за счет использо-
вания способов управления поrраничным слоем, которые
были рассмотрены в rл. 1.
Известно большое число конструкций, предназначен-
ных для орrанизации вдува рабочеrо тела в поrраничный
слой. Наиболее удобные для промышленноrо использо-
вания изображены на рис. 4.10. В устройствах 1, II и III
вдув осуществляется через кольцевую щель 1, образован-
ную обечайкой диффузора 2 и соосно расположенным
;J. А. с. 436162 (СССР).
158
козырьком 3. В устройстве 1 вдувается часть рабочеrо тела,
пропускаемая в обход последней ступени 4. В устройстве
II щель 1 соединена с кольцевой камерой 5, в которую
поступает рабочее тело, подаваемое автономным источни-
ком или отбираемое из какой-либо промежуточной ступени
турбины. При расчете эффективности рассмотренных уст-
4
4
ш
4
13
16
VI
14
15
б
v
4
)1.0
Рис. 4.10, Схемы устройств для управления поrраничным слоем:
1 кольцевая щель; 2 обечайка; 3 козырек; 4 последняя ступень;
5 кольцевая камера; 6 сборная камера патрубка; 7 кольцевой кон.
фузорный канал; 8 дефлектор; 9 разрезная направляющая лопатка;
1 О обойма цнд; 11 кольцевой зазор; 12 щели для отсоса; 13 СИЛо-
вая опора; 14 эжекционная щель; 15 торцовая стенка; 16 сосднннтель-
ный канал
ройств необходимо учитывать потери энерrии, затрачива-
емой на вдув, или снижение к. п. д. турбины за счет
исключения части пара из рабочеrо процесса.
От последнеrо недостатка свободны системы само.
вдува III, IV и У, в которых используется кинетическая
или потенциальная энерrия рабочеrо тела, находящеrося
в патрубке. В устройстве 111 вдув осуществляется за счет
разности давлений в сборной камере б и в проточной части
диффузора. В устройстве IV кольцевой канал 7, образо-
ванный дефлектором 8 и поверхностью наружноrо обвода
159
2, выполняется конфузорным, за счет чеrо выходящий из
кана,'!а поток оказывается ускорснныУ! по отношению
к основному течению. ОсновныУ! ЭJlеVIентом устройства V 1
является разрезная направляющая лопатка 9, которая
выполнена из двух частей так, что ее выходная часть
смещена относительно входной в направлении обечайки.
Вдув рабочеrо тела через кольцевой канал 1, образован-
ный частично перекрывающими друr друrа частяVIИ до-
патки, осуществляется за счет разности давлений на ее
воrнутой и выпуклой поверхностях.
Соrласно экспериментальным данным, для получения
заметноrо эффекта расход вдуваеVIоrо рабочеrо тела дол-
жен составлять 3 5 % от общеrо расхода через диффузор.
При этом отношение скоростей вдуваемоrо и OCHoBHoro
потоков должно лежать в пределах 1,1 1,2. Отсюда
оптимальная ширина выходноrо сечения щели lщ == (0,01 +
+0,02) D H . Длину козырька Sщ рекомендуется принимать
из условия Sщ > 5l щ ' В отношении конструктивноrо вы-
полнения дефлектора и разрезной направляющей лопатки
экспериментально установленных рекомендаций не имеет-
ся, и их оптимальная rеометрия (за исключением параме-
тров lщ и Sщ) в каждом конкретном случае должна отраба-
тываться опытным путем.
Проведенное в МВТУ экспериментальное исследова-
ние устройств вдува, выполненных по схеме 11 [72],
показал о, что для диффузоров с весьма стесненными ra-
баритами оптимально спроектированные системы вдува
позволяют повысить коэффициент восстановления давле-
ния в 2 раза. Приращение мощностноrо к. п. д. отсека
«ступень диффузор» (с учетом уменьшения полезной
работы, вызванноrо отбором воздуха на вдув) при исполь-
зовании схемы II составляет 3 4 %, при использовании
схемы 1 1,5%.
Перспективы использования вдува по схеме 1 в вы-
хлопных патрубках паровых турбин вызывают некоторые
сомнения. Это связано с тем, что в реальных конструкци-
ях БЛaJ'одаря радиальному зазору между концами рабо-
чих лопаток и обоймой ЦНД, который для cOBpe:vreHHbIX
турбин составляет ощутимую величину (lщlD н == 0,001 +
+0,002), эжекция пара вдоль обечайки диффузора всеrда
имеет место. В таких условиях специальная орrанизация
1 А. с. 410663 (СССР).
160
перепуска пара над последней ступенью может не дать
ожидаемоrо эффекта.
В НПО ЦКТИ авторами книrи и В. И. Нишневичем
исследовалась система самовдува (схема III). В экспери-
ментах ИСПОльзовалась модель свободноrо патрубка тур-
бины К-500-60/1500 с нижним выхлопом, которая вклю-
чала диффузор 3 с двумя укороченными 'лопатками систе-
мы 1 (см. рис. 4.8). Максимальное снижение потерь,
полученное при этом, составило 8 % (модель без вдува
п == 0,704, модель с самовдувом п == 0,648).
В отдельных случаях не орrанизованный должным об-
разом вдув может дать отрицательный эффект. Подтвер-
ждением служит следующий факт. Как правило, в реаль-
ных конструкциях мощных турбин обойма 10 ЦНД (см.
рнс. 4.10, схема У) и обечайка 2 осерадиальноrо диффу-
зора выПолняются в виде отдельных деталей, разделенных
между собой кольцевым зазором 11. Такое устройство
обеспечивает технолоrичность конструкции, удобство и
точность обработки отдельных крупноrабаритных деталей,
упрощает монтаж. Однако специальное исследование,
выполненное авторами и Ю. С. Сачковы"vi на моделях
патрубков турбины К-1000-60/1500 с нижним и боковыми
вЫхлопами, показало, что наличие подобноrо технолоrи-
ческоrо зазора увеличивает сопротивление патрубка на
1 0 20 %. При этом изменение ширины щели практически
не влияет на уровень потерь. Физическая сущность дан-
Horo явления достаточно очевидна. При работе выхлоп-
Horo тракта за счет разрежения, возникающеrо во вход-
ном сечении диффузора, происходит подсос рабочеrо тела
из полости сборной камеры. Однако в отличие от тан-
rенциальноrо вдува (схемы I IlI) эжектируемый поток
движется перпендикулярно к направлению OCHoBHoro
течения, вызывая срыв потока и снижение эффективности
диффузора.
Выполнение обоймы ЦНД и обечайки диффузора в виде
одной детали, даже разъемной, весьма сложно, особенно
при использовании направляющих лопаток. В этом плане
конструктивные особенности схемы III обеспечивают ей
неоспоримые преимущества: позволяют монтировать обе-
чайку независимо от обоймы ЦНД, получая при этом
некоторый прирост к. п. д. выхлопа.
Друrим известным способом воздействия на структуру
пристенноrо течения является отсос поrраничноrо слоя.
6 Миrай В. 1\., [удков Э. И.
161
Высокая эффективность данноrо метода подтверждена как
в условиях внешней задачи при снижении сопротивления
плохообтекаемых тел [78 J, так и в исследованиях плоских,
конических и кольцевых диффузоров (см. rл. 1). Примени-
тельно к осерадиальным диффузорам, для которых данный
вопрос не изучался, использование отсоса наиболее пер-
спективно в паротурбинных выхлопных трактах, характе-
ризующихся значительными степенями расширения
и локальными уrлами раскрытия.
Экспериментальное исследование отсоса поrранич-
Horo слоя выполнялось на модели патрубка тур-
бины К-500-60/1500 с симметричным боковым -выхлопом
(см. рис. 4.10, схема Уl). Отсос поrраничноrо слоя осу-
ществлялся через три кольцевые щели 12, расположенные
на обечайке 2, выполненные по нормали к продольной оси
диффузора. Первая щель а располаrалась на расстоянии
0,18S п от входноrо сечения (Sп длина криволинейноrо
обвода обечайки), вторая щель б на расстоянии 0,36SI!
и третья в на расстоянии 0,54S п . При расчетах коэффи-
циентов полных потерь затраты энерrии на отсос не учиты-
вались, так как расход oTcacbIBaeMoro воздуха не -превы-
шал 1,5 % от cYMMapHoro расхода через модель.
Предварительные эксперименты по отработке опти-
мальной rеометрии щелей позволили установить, что эф-
фективность отсоса слабо зависит от их формы. Опти-
мальные значения ширины заключены в пределах lщ/D н ===
=== 0,004+0,010. В основных опытах щели были выполнены
с шириной lщ === 0,0075D H . Слабое влияние оказывает
также наклон щели в исследованном диапазоне 1-" ===
=== + 200 (1-" уrол, образованный осью щели и нормалью
к обводу обечайки).
Результаты испытаний представлены в табл. 4.4. Как
видно, максимальное снижение потерь патрубка Д П ===
=== 0,113 получается при отсосе через щель в, наиболее
удаленную от входноrо сечения диффузора. Это противо-
речит литературным данным [24, 50, 76 J, соrласно кото-
рым оптимальными являются щели, расположенные
вблизи устья диффузора. Отмеченный факт является
следствием особенностей OTpbIBHoro течения в осеради-
альных диффузорах.
При установке в диффузоре направляющих лопаток
интенсивность отрыва снижается, что приводит к умень-
шению эффективности отсоса (Д === 0,067); кроме Toro,
162
Т а б л и ц а 4.4
Эффективность отсоса поrраничноrо слоя
Диффузор свободный Диффузор с двумя
направляющими
Отсос лопатками
Рщ I I ОО р Рщ I 6п I ОО р
П
Отсутствует О 0,973 0,226 О 0,783 0,250
Через ще.1Ь а 0,71 0,929 0,120 О,Бl 0,716 0,114
Через щель б 0,75 0,924 0,100 0,28 0,732
Через щель в O,64 0,860 0,080 O,25 0,741 0,210
Через щели а, б, в 0,63 0,923 0,095 O,47 0,720 0,110
оптимальным в данном случае оказывается отсос через
щель а. Это свидетельствует о снижении влияния поворота
потока и о приближении характера последнеrо к условиям
течения в диффузорах с прямолинейной средней линией.
Увеличение числа щелей для отсоса, располаrаемых перед
«оптимальной» щелью (диффузор без лопаток), ухудшает
характеристики системы. Щели, расположенные по ходу
потока за оптимальной щелью (диффузор с лопатками),
не влияют на эффективность патрубка.
С точки зрения динамической надежности последней
ступени существенным фактором является создаваемая
патрубком окружная неравномерность потока, уровень
которой удобно оценивать коэффициентом окружной He
равномерности входноrо поля давлений
(f)p === (Ртах Prnln)lql!'
(4.3)
[де Ртах и Prnln маКсимальное и минимальное статические
давления во входном сечении на обечайке, [де их разность
ПрИНимает наибольшее значение.
Несмотря на то, что в патрубке с боковыми выхлопами
Окружная неравномерность потока невелика, применение
отсоса снижает ее еще в два-три раза.
Применение оТсоса поrраничноrо слоя в выхлопных
патрубках Паровых турбин затруднено из-за необходи-
мости включения в схему турбоаrреrата специальноrо
ИСТочника разрежения, создающеrо вакуум больший, чем
в конденсаторе. В таких условиях более приемлемой
6* 163
Т а б .1 И Il а 4.5
Эффективность системы самоотсоса
I ЧНС,10 На- I -, Р щ I 6п
Отсос правляю!Цнх (lщ/D н )
лопаток
Отсутствует I Нет I I о 10,973
С использованием одной 0,0075 I 0,19 10,957
опоры Нет
С использованием двух 0,0075 I 0,22 10,943
опор 0,015 O,24 0,917
Отсутствует I 2 I I о 10,783
С использованием двух I 2 I 0,015 I 0.17 10,733
опор
- Для эжекционно/i щели 14 (см. рис. 4.1 О, схема VI).
является орrанизация системы самоотсоса \ в которой рас-
положенные на наружном обводе диффузора щели для
отсоса соединяются со щелями, выполненными на поверх-
ностях элементов проточной части патрубка в зонах
повышенных разрежений. В частности, такими элементами
MorYT быть профилированные направляющие и поворот-
ные лопатки, а также элементы жесткости, например
круrлые силовые опоры, устанавливаемые в проточной
части патрубка.
В описываемых экспериментах в качестве источника
разрежения использовались две круrлые опоры 13, уста-
новленные, как и в натурном патрубке, вблизи ero вы-
ходных сечений. На поверхности каждой опоры было вы-
полнено по две эжекционные щели 14, которые располаrа-
лись в предварительно определенных областях макси-
мальноrо разрежения в зоне активноrо потока, прилеrа-
ющей к торцовой стенке 15 сборной камеры. Внутренние
полости опор соединялись со щелями 12 на поверхности
обечайки при помощи каналов 16, вынесенных за пределы
проточной части патрубка.
Представленные в табл. 4.5 результаты испытаний по-
казывают, что эффективность самоотсоса несколько ниже
t А. с. 399627 и 514107 (СССР).
164
( 1I == 0,050+0,056). Это вызвано недостаточным раз-
режением Р щ == (Р щ ри)/qи (здесь Р щ давление в щели
для отсоса) в системе, которое по абсолклной величине
оказалось в два-три раза меньше, чем при использовании
aBToHOMHoro вакуум-насоса. При установке направля-
ющих лопаток величина снижения потерь остается не-
изменной. Это объясняется улучшением условий течения
вблизи щелей 14 блаrодаря выравниванию поля скоростей
на выходе из диффузора.
Таки'J образом изложенные материалы свидетельствуют
о том, что отсос поrраничноrо слоя при умеренных значе-
ниях разрежения в системе ( I Р щ I == 0,2 +0,7) обеспечивает
заметное снижение потерь и значительное уменьшение
окружной неравномерности потока. При этом следует
иметь в виду, что используемый при проведении насто-
ящеrо исследования автономный источник разрежения не
обеспечивал оптимальноrо соотношения расходов на отсос
и в основном потоке, которое, соrласно рекомендациям
работ 124, 76], лежит в пределах 0,05 0,07.
rеометрические характеристики исследованной си-
стемы самоотсоса в принципе также MorYT быть улучшены.
Как следует из табл. 4.5, положительное воздействие си-
стемы самоотсоса усиливается при увеличении суммарной
площади выходных щелей 14 (см. рис. 4.10). Очевидно,
что для получения минимальноrо сопротивления системы
рециркуляции их площадь должна быть не меньше пло-
щади щели для отсоса. В рассматриваемой же конструкции
при использовании двух опор и относительной ширине
выходных щелей 0,015 их суммарная площадь была почти
в два раза меньше, чем щели для отсоса. Эти обстоятель-
ства rоворят о возможности дальнейшеrо повышения
эффективности систем отсоса и самоотсоса, разрабатыва-
емых для использования в выхлопных патрубках паровых
турбин.
В заключение следует отметить, что изложенные в на-
стоящем параrрафе рекомендации базируются на резуль-
татах стендовых воздушных испытаний. В устройствах же
для управления поrраничным слоем, в которых основными
элементами являются кольцевые щели для отсоса и вдува
рабочеrо тела, особенности работы патрубка на влажном
паре MorYT оказаться определяющими. Поэтому данные
рекомендации MorYT быть использованы для проектиро-
вания натурных объектов только после тщательной экс-
165
периментальной отработки ПРИ:'v!енитеJIЬНО к KOHKpeTHbI:'v!
условиям разрабатываемой турбоустановки с учетом
конструктивноrо ВЫПО.1нения системы влаrоудаления
в последней ступени.
4.4. Знерrетичесние харантеРИСТИhИ
па ротурбинных диффузоров
Анализ конструкций существующих и проектируемых
в настоящее время турбоаrреrатов показывает, что относи-
тельные размеры выхлопных патрубков ЦНД заключены
в сравнительно узких пределах. Естественно, это свойство
сохраняется и Д.'IЯ паротурбинных диффузоров, rеометри-
ческие характеристики которых ИЗ:'v!еняются в следующем
диапазоне: d '"= 0,42 +0,52; L =-= 0,35 +0,55; l5 == 1,2 + 1 ,5;
n == 1,2+2,5.
Для Toro чтобы ПО.'Iностыо перекрыть указанныЙ диа
пазон, при проектировании моделей для исследований
было выбрано 48 узловых точек, определяемых сочетанием
значениЙ rабаритных параметров d (0,4; 0,49; 0,565),
L (0,35; 0,43; 0,51; 0,59) и l5 (1,16; 1,24; 1,38; 1,53). Так
как для всех рассматривае:'v!ЫХ комбинаций пара:'v!етров
ёi, [ и D определялась оптимальная степень расширения,
то фактически каждой узловой точке соответствовала
целая серия моделей. ВходноЙ параметр обечаек coxpa
нялся ПОСТОЯННЫ:'v! (D и == 275 M:'v!), а изменялся диаметр
обтекателей dJ!' Поэтому для каждоЙ УЗ.'IовоЙ точки был
рассчитан свой обтекате.1Ь, а обечаЙки профилировали
сериями для четырех значений радиальности D
(рис. 4.11). Каждая серия состояла из одиннадцати обе-
чаек различноЙ длины, что ПОЗВОJIЯЛО изменять в IIеобхо
димых пределах степень расширения диффузора при co
хранении ero rабаритных размеров. .
При проектировании !\юделеЙ были учтены результаты,
полученные на первом этапе исследований. ДJIЯ большин-
ства обечаек входноЙ уrол наклона а 2 был равен 20 Q .
Исключение составля.'IИ варианты с :'v!алыми выходными
диаметрами D" и большой осевой длиноЙ [, д.rIЯ которых
предельное значение а2 снижалось до 15 и даже дО 10 Q .
Обтекатели профилировались таким образом, чтобы при
объединении их с соответствующими обечайка:'v!И выпо.'l
166
нялось условие а 2 аl == 5+ 100. При этом все обводы
характеризовались нулевыми уrлами выхода ( 1 == 2 ==
== О), а их скруrление осуществлялось дуrами окружно
стей с максимально возможными радиусами. Профили
всех исследованных диффузоров изображены на рис. 4.11.
Приступая к изложению результатов эксперименталь
Horo исследования, отметим их ценность, заключающуюся
в том, что принятая схема проектирования и испытания
моделей по узловым точкам позволяет выявить влияние
Toro или иноrо параметра независимо от друrих в полном
диапазоне ero возможноrо изменения. При этом прин-
ципы профилирования проточной части моделей остаются
ч:еизменными. В указанной постановке и в столь полном
объеме такая задача применительно к осерадиальным диф
фузорам паротурбинноrо типа рассматривается впервые.
Как было установлено ранее, эффективность паро
турбинных диффузоров практически не зависит от xapaK
тера изменения проходных сечений по длине их проточ-
ной части. В таких условиях вопрос определения опти
мальной степени расширения приобретает особое значе
ние, так как только таким путем может быть достиrнуто
повышение к. п. д. диффузора без применения специаль-
ных устройств (типа направляющих лопаток и систем
отсоса и вдува). Этим паротурбинные диффузоры суще
ственно отличаются от компрессорных, при проектиро
вании которых rлавная роль отводится выбору наилуч-
шеrо закона профилирования.
На рис. 4.12 представлены результаты, полученные при
исследовании зависимости эффективности диффузоров от
их степени расширения. Как видно, все кривые и (п)
обнаруживают экстремальную область, [де полные по-
тери диффузора минимальны, причем минимумы значе
ний степени расширения выражены более четко, чем это
имеет место для случая компрессорных диффузоров (см.
рис. 2.15). В результате обработки этих кривых были по
строены зависимости поит (d, Е, [5) (рис. 4.13), анализ
которых позволяет сделать следующие выводы. Как и
в компрессорных диффузорах, втулочное отношение слабо
влияет на величину поит' Существовавшее до настоящеrо
времени, представление, соrласно которому оптимальная
степень расширения диффузора монотонно возрастает
с увеличением параметров 15 и I [21, 2п, оказывается
167
1
2
!J
11
Рис. 4.11. Обводы паротурбинных диффузоров (DH 275 MIIi
Сери>! I D K , I D I d и , 11 Серня I DK' I D I d ff .
днффу диффу-
зоров ММ ММ зоров ММ ММ'
1 I I I 155 7 , I I 155
2 320 1,16 135 8 380 1,38 135
3 110 9 110
4 I I I 155 10 I I I 155
5 340 1,24 135 11 420 1,53 135
6 110 12 11 11
168
справедливым лишь в отношении пос
леднеrо из них. Зависимость пппт (D)
имеет более СЛожный характер: в об-
ласти малых значений радиальности
с ростом последней величина п опт
уменьшается, а начиная с D 1 ,35
увеличивается.
Обнаруженная закономерность
оБУСJ10влена тем, что при уменьшении
выходноrо диаметра диффузора воз-
действие обечайки на течение в обла-
сти поворота резко ослабевает и тече-
ние приобретает здесь струйный xa
рактер. В таких УСJ10ВИЯХ основную
po.'lЬ начинает HrpaTb торцовая стенка
патрубка (см. рис. 5.1, поз. 7), KOTO
рая в этом случае выступает в роли
экрана на выходе из кольцевоrо диф
фузора. А, как известно, чрезмерное
приближение экрана к выходному
сечению отрицательно сказывается
на эффективности диффузора [8].
Вопрос о влиянии rабаритных
размеров на эффективность диффузо
ров лоrично рассматривать лишь для
оптимальных моделей. В этом случае
три параметра Й, [ и /5) полностью
определяют оптимальную степень
расширения и соответствующий ей
уровень lIотерь. С этой целью снова
обратимся к рис. 4.12. Выполнив те
же операции, что и при построении
зависимостей поп т (а, I, D) , получим
возможность построить кривые, OT
ражающие изменение коэффициента
полных потерь диффузоров с оп
тимальной степенью расширения (в свою очередь, опреде
ляемой по рис. 4.13) в зависимости от их rабаритов. По
строенные в результате' подобной обработки эксперимен-
тальных данных зависимости п (а, [, D) приведены
на рис. 4.14. Как видно, для паротурбинных диффузоров
определяющей характеристикой является удлинение, с KO
169
J
,g
12
...
;.с,
<:::
с::
00
"'-
<о
'
с::,
""
о()
.....'
'"
>-:
с::о
.....'
t::
""
<о
О,;
00
.......
с::о
-.:с;;- .....'
<::: t:::
<о
""
170
о()
.....-
с::о
.....'
.,
с::,
.....'
'""
<::;"
's'
с::.
....'
r::::
' . r::::
uJ ,,"
T J '.,'
'?-
...,'
с::.
"'"'
""
"-'
<>::,
с:::,'
""
'<:>
0-,.,'
""
.....'
с::.
....'
s::::
""
со..,'
с'О
"(...:'
с::.
-...:
""
<::0.'
о
"'-
о
со
>,
0&
0&
:s:
"1:
><
:а о>
:r: ",
@ о
'2.11
1':'1..:1
8..1
.
.д
1:; ",
о <:5
11
i: 1..:1
iJ 1
0&
o&<J
'"
c1j с;
:z:
О
",
00>",
......",
000
со
",
....:
u "'''''''
'"
",
00>",
'<::! ......",
000
со
Q "':
"'
р..
",
''<::! 00>",
......",
000
...
'С)
u "''''"
'"
р..
",
00>'"
''<::! ......",
000
'"
'С)
u '" 'о '"
'"
р..
''<::!
IQ
р..
1>:
11
I..:I
I
"'-
",
:s: со
g; О
5 11
1:; 1..:1
I
1>: О
:s:
"=
а:)
c'i
u
о:
171
торым потери связаны почти прямой зависимостью. Влия-
ние радиальности слабее, причем, начиная со значения
l5 1,38, дальнейшее увеличение рассматривае юrо пара-
!J) с} 6;
!/опr
J,D
LI ' '
I i
; :
. i '1
. '
.
, i
, i
r .1
н
l . j 11
i, I
, .J,
1 ' , ! ,
, ' ]
, '
:',
2,6
2,2
1,8
1,0
1.1
1.3
1,5Е ,и
1,3
Рис. 4.13. Зависимость оптимальной степени расширения
паротурбинных диффузоров от их rеометрических xa
рактеристик: а d == 0,40; б a == 0,49; в d == 0,565;
1 L 0,59; 2 [ o,51; 3 L 0,43; 4 L 0,35
ЦВ
1,0
(1)
1,5 D
Рис. 4.14. Зависююсть коэффициента полных потерь па
ротурбинных диффузоров от их rеометрических харак-
теристик: а d == 0,40; б d 0,49; в d == 0,565;
1 1 0,59; 2 [ 0,51; 3 L 0,43; 4 L 0,35
метра практически не обеспечивает снижения сопротив-
ления изолированноrо диффузора.
Возвращаясь к материалам исследований компрес-
сорных диффузоров (см. рис. 2.19), можно отметить, что
172
для них рассматриваемые зависимости имеют существенно
иной характер. В этом случае коэффи ент полных потерь
определяется в основном параметром D, а влияние удли-
нения становится существенным лишь при d == 0,7,
т. е. при приближении к паротурбинному диапазону.
Отмеченный факт является следствием различной [еомет-
рии проточной части диффузоров сравниваемых типов.
В узких и длинных каналах компрессорных диффузоров
оторвавшийся на повороте поток блаrодаря значительной
Ц8
0,4
0,5
8)с п
од
0,7
(3) СП
ОД
d
0,6
0,4
il
Рис. 4.15. Влияние втулочноrо отношения на эффек-
тивность паротурбинных диффузоров: а r 0,35;
б I 0,43; B I== 0,51; e. T== 0,59;
1 ii 1.16: 2 D 1.24; 3 D 1,38 и D 1.53
протяженности радиа.1Jьноrо участка успевает, как пра-
вило, присоединиться вновь. В таких условиях радиаль-
ный участок на всей своей длине работает как диффузор,
и увеличение выходноrо диаметра приводит к повышению
восстановительной способности за счет снижения, потерь
с выходной скоростью. В широких и коротких каналах
паротурбинных диффузоров поток на выходе отжат к по-
верхности обтекателя, а вблизи обечайки имеется значи-
тельная зона обратных токов. При увеличении радиаль-
ности эта зона сокращается, но полностью не ликвиди-
руется, что ослабляет положительное воздействие рас-
сматриваемоrо фактора. В то же время увеличение длины
173
диффузора позволяет более эффективно осуществить тор-
можение потока на начальном осевом участке, что заметно
снижает потери давления на участке поворота и потери
с выходной скоростью.
Представленные на рис. 4.15 зависююсти Il (а) cor.rra-
суются с аналоrичными данными по компрессорным диф.
фузорам. С ростом втулочноrо отношения полные потери
уменьшаются, причем наиболее иНтенсивно в диффузорах
малоrо удлинения. Этот вывод косвенно подтверждается
также фактом снижения потерь при установке направля-
ющих лопаток, которые разбивают исходный диффузор
на несколько кольцевых Ka
налов с большим втулочным
отношением. Сопоставление
результатов исследования
диффузоров паротурбинноrо,
rазотурбинноrо и компрессор-
Horo типов (рис. 4.16) обнару-
живает их хорошее соответст-
вие. Таким образом, представ-
0.9 d ленные в книrе материалы по-
зволяют с уверенностью
утверждать, что в диапазоне
изменения rеометрических па-
раметров, характерном для
выходных диффузоров осе.
вых турбомашин, с умень-
шением втулочноrо отношения их сопротивление возра-
стает. Искточение MorYT составить лишь диффузоры с уз
ким каналом (а > 0,8), предельно развитые в радиальном
направлении (15 > 2,5, см. рис. 2.20), имеющие оrрани-
ченную область распространения.
Заканчивая вопрос о влиянии rеометрических пара-
метров диффузора на ero эффективность, можно заклю
чить, что при разработке новых конструкций ЦНД рас-
стоянИе между лопаткой последней ступени и торцовой
стенкой патрубка, определяющее длину диффузора L
(см. рис. 5.1), необходимо принимать максимально воз-
можным. Излишнее же увеличение выходноrо диаметра
диффузора нерационально. ростом радиалыюсти потери
падают лишь до значений D == 1,35...,..1,4 и в дальнейшем
практически не меняются.
'( п
to
0,6
0,2
0.3
0,5
0,7
Рис. 4.16. Влияние ВТУ,10ЧllOrо
отношения на эффективность oce
радиальных диффузоров (15 =-=
1,6):
о L 0,4; . с 0,6
174
Как уже отмечалось, представленные на рис. 4.14
rрафики дают ВОЗМОжность определить коэффициент и
оптимальных диффузоров. Если же по каким-либо при
чинам, например конструктивноrо или прочностноrо xa
рактера, диффузор приходится выполнять со степенью
расширения, отличной от оптимальной, то для Hero точ-
ное значение и может быть найдено с использованием
кривых и (а, Е, D , п), изображенных на рис. 4.12.
Для диффузоров, характеризующихся радиальностью
D > 1,24, указанные зависимости с точностью до 15 %
MorYT быть аппроксимированы формулой
== А + ...!.. + 0, 5 nO.975/I0.g + ( I ) 3...!..
»и п 2 L 0,7 п 3 ,
rде А == 0,16 при 0,4..,;: d -< 0,5; А == 0,06 при 0,55
..,;: а..,;: 0,6.
Приближенная оценка увеличения полных потерь
диффузора может быть также выполнена по приведенным
на рис. 4.17 кривым п/ и. ОПТ' [де п. ОПТ значение
коэффициента полных потерь диффузора с оптимальной
степенью расширения и с такими же rабаритами. Как
следует из rрафиков, при малой радиальности диффузо
ры весьма чувствительны к отклонению п от оптималь-
Horo значения. С ростом 75 кривая становится более по
лоrой, особенно ее правая ветвь. Штриховой линией на
рис. 4.17, б показана построенная по данным МЭИ ан а-
лоrичная зависимость для диффузоров, работающих
в системе патрубка (левые ветви кривых совпадают).
В этом случае влияние увеличения степени расширения
диффузора свыше оптимальноrо значения оказывается
еще слабее.
Исследование работы направляющих лопаток прово-
дилось только для оптимальных диффузоров (п == поит)
при двух значениях радиальности D (1,16 и 1,38) и трех
значениях удлинения I (0,35; 0,43 и 0,59). Лопатки про-
филировались в соответствии с рекомендациями п. 4.2.
Отношение площадей межлопаточных каналов прини
малось равным: при двух лопатках Р А : р в : Ре ==
0"""'= 2 : 3 : 5, при одной лопатке Р/I: Ре == 3,5 : 6,5. Эк
сперименты подтвердили основные выводы предыдущих
исследовани й.
175
а)
Jл/rп.ll
б)
/tп.Ot1T
1,6
1,4
1,2
1.0
0.5
tб
н
1,2
to
(})
0,7
0,9
1,1 п/п опт
0.7
t1
tJ п/п опт
0.8
Рис. 4.17. Влияиие на эффективность диффузора ОТК,10не-
ния ero степени расширения от оптима,1ьноrо значения: а
15 < 1,2; б l5 1,2;
о L 0,35; .А. L 0,43; ь. L _0,51; . r O,(i9
176
Во всех рассмотренных случаях оптимальным оказа-
лось расчетное или близкое к нему положение, при от-
клонении от KOToporo потери возрастали.
Анализ экспериментальных результатов, которые пред-
ставлены в табл. 4.6 в виде реальных (определенных по
методике траверсирования) коэффициентов полных по-
т а б .'1 И Il а 4.6
Эффективность (ьп) диффузоров
с направляющими лопатками
il
Число 0,40 I 0,49 I 0,565
Т.
..10паток i5
1,16 I 1.38 I 1,16 I 1,38 I 1,16 I 1,38
0,35 1,16 1,06 1,06 0.98 0,99 0,92
Без лопаток 0,43 1,00 0,95 0,95 0,86 0,88 0,79
0,59 0,83 0,69 0,82 0,68 0,80 0,62
0,35 1,06 0,87 0,87 0,79 0,88 0,76
I 0,43 0,83 0,81 0,83 0,71 0,76 0,63
0,59 0,82 0,66 0,79 0,63 0,75 0,57
0,35 0,94 0,85 0,81 0,78 0,85 0,71
2 0,43 0,76 0,76 0,79 0,70 0,75 0,61
0,59 0,86 0,75 0,77 0,62 0,72 0,57
терь диффузоров с лопатками и свободных, позволяет
заключить следующее. В длинных диффузорах (L
0,55 +0,6) установка лопаток вообще нецелесообразна,
так как обеспечиваемое ими снижение полных потерь со-
ставляет п == 0,02 +0,08. Интересно, что в отдельных
случаях добавление второй лопатки не улучшает хара-
ктеристики, а, наоборот, снижает эффективность диффу-
зора за счет заrромождения ero проточной части допол-
нительными элементами и увеличения потерь на трение.
Использование двух лопаток имеет смысл в диффузорах,
характеризующихся малыми значениями радиальности
(D < 1,25). В этом случае снижение полных потерь, вызы-
Ваемое второй лопаткой, составляет 5 12 % по отно-
177
шению к варианту с одной лопаткой. При увеличении
втулочноrо отношения до d == 0,565 положительное воз-
действие второй лопатки практически исчезает. Во всех
остальных случаях (при 15 > 1,25 или при f5 < 1,25
и d > 0,5) наилучшие результаты обеспечивает приме
нение одной направляющей лопатки. При этом коэффи-
циент полных потерь снижается на 15 20%.
В заключение отметим, что в рассмотренных экспери
ментах использовались лопатки с подрезанными входными
кромками, что было вызвано необходимостью установки
во входном сечении измерительных приборов. Как было
показано выше, подобное укорочение отрицательно вли-
яет на характеристики диффузора. Следовательно, в pe
альных условиях при использовании Лопаток полной дли-
ны их эффективность окажется более высокой. Некоторое
снижение показателей диффузоров с направляющими ло-
патками, обнаруживающееся при сравнении данных
табл. 4.6 и изложенных в п. 4.2, объясняется тем, что там
исследовались диффузоры не только с оптимальной CTe
пенью расширения. В таких условиях отрывные явления
характеризуются большей интенсивностью и возможности
улучшения характеристик диффузоров путем установки
направляющих лопаток расширяются. Невзирая на отме-
ченное обстоятельство, материалы настоящеrо исследо-
вания убедительно свидетельствуют о перспективности
использования направляющих лопаток в выхлопных па-
трубках паровых турбин с умеренными скоростями потока
на выходе из последней ступени.
4.5. Методика профилироваиия
паротурбинных осерадиальных диффузоров
Анализируя предыдущий материал и используя дан-
Ные, полученные друrими исследователями, для расчета
проточной части паротурбинноrо осерадиальноrо диффу
зора, можно предложить следующую схему. Полаrаем,
что ширина входноrо сечения lн диффузора (см. рис. 5.1),
определяемая высотой лопатки последней ступени, ero
осевая длина L, определяемая расстоянием от входноrо
сечения до торцовой стенки сборной камеры, и высота
крышки патрубка Н НР являются заданными величинами.
Тоrда оптимальное значение выходноrо диаметра D R
178
диффузора находится из условия D" == kDH"p, [де 1
k D === 2,08 1,33[. (4.4)
При этом ДОJIЖНО выполняться неравенство 1,2..;;;:
..;;;: D ..;;;: 1,55. Ширина выходноrо сечения диффузора pac
считывается по формуле lн == (поптFн)/(JТDн), [де неиз-
вестная величина попт определяется по эмпирическим за-
висимостям на рис. 4.13.
Скруrление как BHYTpeHHero, так и наружноrо обво-
дов диффузора должно осуществляться дуrами окруж-
ностей с максимально возмож-
ными радиусами Rl и R 2 . При
этом радиус скруrления об-
вода обечайки не должен быть
меньше 0,05 D и . Оптимальные
значения входных yr.rlOB на-
клона обтекателя и обечайки
CXl и СХ 2 составляют соответст-
венно 10 и 200. Уrлы выхода
обводов l и 2 не должны РИС, 4,18. Схема ЭЛ.1Иптическоrо
превышать 100. Принятая оссрадиа. 1ьн оrо диффузора
схема построения обводов
диффузора допускает наличие прямолинейноrо входноrо
или выходноrо участка обвода.
Если технолоrические возможности не позволяют из-
rотовить диффузор с плавным обводом, то ero внутренняя
поверхность может быть выполнена в виде нескольких
конусов, состыкованных друr с друrом. При этом уrол а
(рис. 4.18) между образующими соседних конусов не
должен быть меньше 1500. Обвод обечайки должен вы-
полняться плавным.
Если удлинение диффузора [ 0,55, то он выполня-
ется свободным. В противном случае необходимо приме-
нять лопаточные диффузоры, для которых рекомендации
по оптимальному числу направляющих лопаток MorYT
быть сформулированы в следующем виде:
1,25; d любое значение ) 1 I
лопатка;
D < 1,25; d 0,5 (4.5)
D < 1, 25; ёi < 0,5 2 лопатки.
1 Обоснование фОр IУЛЫ для определения КОЭффИIlиента k D дано
Ниже (см. п. 5.2).
179
Установка трех и
весьма оrраниченных
неэффективной из-за
системе.
Направляющие лопатки рекомендуется выпо.тIНять ли-
стовыми, входные кромки скруrлять по радиусу, равному
половине толщины листа, выходные кромки симметрично
заострять под уrлом Ф === 20+300 или скруrлять анало-
rично входным (см. рис. 4.4). Передние кромки лопаток
располаrаются как можно ближе к входному сечению
диффузора (например, на расстоянии (1,5 +2,0) Ь к , [де
Ь К ширина KopHeBoro
пOl/Т сечения лопатки послед-
орт.нон ней ступени). Выходные
кромки располаrаются
в выходном сечении диф-
фузора 1.
Форма обводов на-
правляющих лопаток
рассчитывается такой,
чтобы отношение площа-
дей проходных сечений
межлопаточных каналов
было по возможности
и удовлетворяло условиям
большеrо числа лопаток даже при
rабаритах диффузора оказывается
увеличения внутренних потерь в
'f n
'(п.l/ H
t1
ф
0.9
0,7
ajlJ 0.6
0.8
0,9
Рис. 4.19. Характеристики ЭJIлиптиче
СКИХ ДИФФУЗОРОВ:
1 nопт/nопт. НОМ; 2 6п/6п. ном
,7
постоянным по всей их длине
(4.1) или (4.2).
Если технолоrические возможности не позволяют из-
rотовить лопатки с плавными непрерывными обводами, то
в порядке исключения они MorYT быть выполнены в виде
нескольких усеченных конусов, состыкованных друr с дру-
[ом. В этом случае необходимо, чтобы уrол (J между об-
разующими соседних конусов был не меньше 1650.
Некруrлость обводов диффузора и ero направляющих
лопаток, лежащая в предел ах d/d HOM == + 0,04, а также
несоосность ero элементов, не превышающая величину
Л;Dн == 0,05 (rде clнoM расчетный диаметр сечения;
!.\ расстояние между осями элементов, смещенных от
расчетноrо положения), практически не влияют на полные
потери диффузора. Однако при этом осевая симметрия
потока на входе в диффузор нарушается (Юр == 0,3 +
+0,6).
1 Допускается подрезка ВЫХОДНЫХ кромок до значения D == 1,3.
180
При необходимости размещения в проточной части
диффузора элементов жесткости их следует выполнять
в виде системы круrлых СТержней и размещать возможно
ближе к выходному сечению.
В патрубках с резко оrраниченными поперечными или
радиальными rабаритами, выходящими за rраницы при-
веденноrо в п. 5.1 диапазона изменения, рекомендуется
применять эллиптические диффузоры (рис. 4.18), кон-
струкция которых предложена МЭИ [21 J. Схема профи-
лирования обводов и направляющих лопаток для таких
диффузоров не отличается от изложенной выше. При рас-
чете эллиптическоrо диффузора следует учитывать, что
ero характеристики зависят от соотношения осей. При
отклонении параметра alb от единицы оптимальная сте-
пень расширения уменьшается, а полные потери растут.
Количественная оценка изменения указанных характе-
ристик относительно их номинальных значений (при alb ==
== 1) может быть выполнена с помощью кривых, построен-
ных по данным МЭИ (рис. 4.19).
r ЛАВА 5
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И РАСЧЕТ
ВЫХЛОПНЫХ ПАТРУБКОВ ЦНД ПАРОВЫХ ТУРБИН
5.1. ОСНОВЫ проектирования и классификация
ВЫХЛОПНЫХ патрубков
При расчете и проектировании выхлопных патрубков
ЦНД паровых турбин необходимо обеспечить отвод пара
в конденсатор с минимальными потерями. При этом поля
скоростей и давлений за последней ступенью и в выходном
сечении патрубка должны иметь незначительную нерав-
номерность. Патрубок должен иметь также приемлемые
rабаритные и прочностные характеристики. Указанным
требованиям наиболее полно отвечают выхлопные па-
трубки с осерадиальными диффузорами (рис. 5.1). Удоб-
ство использования осерадиальных диффузоров состоит
в том, что они разворачивают выходящий из последней
ступени поток на 900, обеспечивая восстановление давле-
ния при умеренных rабаритах. Последнее обстоятельство
181
способствует снижению металлоемкости ЦНД и облеr-
чает ero проектирование. Отмеченные факторы обеспечи-
вают турбоаrреrатам с такими патрубками наилучшие тех-
нико экономические показатели.
Несмотря на это исследованию выхлопных патрубков
ЦНД с осерадиальными диффузорами уделялось HeДOCTa
точное внимание. Это вызвано тем, что специфические
B ...JdJ.
, <
Рис. 5.1. Схема выхлопноrо патрубка с осерадиа,1ыrым диф-
фузором:
1 осерадиальный диффузор; 2 внутренний обвод (обтекатель)
диффузора; 3 иаружный обвод (обечайка) днффузора; 4 обойма
проточной Части ЦНД; 5 лопатка последней ступенн: 6. 7, 8
внутреиияя, торцовая н боковая стенкн; 9 напраВЛЯlOщне ребра;
10 входное сечение патрубка (диффузора); 11 сборная камера;
12 выходное сечение патрубка; 13 выходное сечение днффузора;
14 кольцевые направляющие лопатки; 15 крышка патрубка:
16 разделительное ребро; 17 рассекатель
особенности их конструкций не позволяли однозначно
ответить на вопрос о рО.'Iи диффузора. Конструктивные
оrраничения, связанные с вопросами прочности и вибра-
ционной надежности, а также с транспортными и техно-
лоrическими возможностями производства, создают зна-
чительные трудности при проектировании ЦНД с раЗ:\1ера-
ми, достаточными для размещения развитоrо осерадиаль-
Horo диффузора. Поэтому у паровых турбин более ран-
них выпусков (турбины ВПТ-25, К-50-90, BK-I00 5)
выхлопные патрубки выполнялись бездиффузорными.
182
ОНИ имели коэффициент полных потерь порядка п ==
=== 1,4 +2,0, т. е. создавали дополнительное сопротивление.
Установка диффузора в таких патрубках не дает поло-
жительных результатов, так как при этом значительно
сокращается активная проходная площадь в сборной Ka
мере, что ликвидирует положительное воздействие диф-
фузора. Лишь при некотором увеличении rабаритов
патрубка применение диффузора становится целесооб-
разным. В этом случае снижение потерь может быть дo
стиrнуто даже за счет несимметричноrо диффузора с [eo
метрическими характеристиками, далекими от оптималь
ных. Однако и в таких патрубках большая часть потерь
приходится на долю сборной камеры, рациональная opra
низация потока в которой является важнейшим этапом
процесса аэродинамической отработки патрубка. В этом
направлении были достиrнуты неплохие результаты за
счет установки в проточной части сборной камеры на-
правляющих решеток, отражательных стенок, раздели-
тельных и <<плуrовых» ребер и т. п. 1 [21 J. Но все же
эффективность патрубков рассмотренной конструкции
сравнительно невысока: полные потери остаются на уровне
II == 1,2+1,4.
Дальнейшее повышение эффективности выхлопных
трактов паровых турбин возможно лишь при условии cy
щественноrо увеличения rабаритов патрубка и исполь
зования осерадиальноrо диффузора с хорошими аэроди-
намическими характеристиками. В последнее время в этом
направлении наметились весьма блаrоприятные пер-
спективы. Выхлопные патрубки новейших турбоаrреrатов
(К-500-60/1500, K 750-6513000, К-1000 60Л500, K-1200 240),
а также турбин, выпускаемых фирмами «Броун Бовери»,
«Крафт-Верк-Унион», «Альстом», «Дженерал электрию>, вы-
полнены с развитыми осерадиальными диффузорами. Уже
первые экспериментальные данные, полученные НПО
ЦКТИ, ПО ЛМ3, по ХТ3, показали, что в этом случае
в патрубке может быть получено некоторое восстановле-
ние давления. При этом, так же как для компрессоров и
rазовых турбин, сопротивление сборной камеры невелико:
менее 10% от общеrо сопротивления патрубка. Это свя
зано с тем, что течение 13 диффузоре, обладая осевой сим-
1 Патрубки, сборная камера которых разделена ребрами и пере-
rородками на ИЗО,1ированные отсеки, иноrда иазывают канальными.
183
метрией, более упорядочено, чем в сборной камере, и
леrче поддается орrанизации. В результате спроектиро-
ванный оптимальным образом (по рекомендациям пре-
дыдущей rлавы) диффузор обеспечивает большую часть
восстаНОВJIения давления, получаемоrо в патрубке.
Приступая к рассмотрению влияния на характери-
стики патрубка rеометрических параметров сборноЙ ка-
меры, условимся под опти
мальным профилированием
понимать процесс опреде-
ления формы обводов ero
проточной части (включая
осерадиальный диффузор
и встроенные элементы),
обеспечивающих при за-
данных rабаритах патруб-
ка минимальный уровень
коэффициента полных по-
терь.
Конфиrурация выхлоп
Horo патрубка ЦНД опре-
деляется в основном следу
ющими rеометрическими
параметрами (см. рис. 5.1):
удлинением L п === Lп/D н ; относительной шириной В === B/D H ;
относительной высотой Н === H/D H ; относительной высотой
крышки патрубка Икр === 2Н кр /D п ; степенью расширения
патрубка П п === Рк/Р н '
rабаритные размеры патрубка определяются парамет-
рами [п, В, Н . Диапазон возможноrо изменения rеометри-
ческих характеристик выхлопных патрубков ЦНД су-
ществующих паровых турбин с учетом перспективных
разработок составляет: I п === 0,45 +0,85; В === 1,8 +2,5;
И Икр === 1,3 +2,2; п-п === 1,7 +3,4.
Выхлопные патрубки ЦНД современных паровых
турбин MorYT быть классифицированы следующим обра-
зом: патрубки с осерадиальными диффузорами (рис. 5.1);
патрубки с осекольцевыми 1 диффузорами (рис. 5.2);
бездиффузорные патрубки (рис. 5.3).
Рис. 5.2. Схема патрубка с осеКОJIЬ
цевым диффузором:
1, 2 наружный н внутренннй об-
воды диффузора; 3 обтекатель; 4,
5, 6 внутреиняя, торцовая н боковая
стеикн патрубка
1 ОсеКОJIьцевыми принято называть КОJIьцевые диффузоры с пря.
молинейными стенками.
184
а)
А
4l
OJ
kA
б
Рис. 5.3. Схема бездиФФУЗ0рноrо патрубка: а с плоской
внутренней стенкой; б с профилированной внутренней
стенкой;
1 разделительная переrородка; 2 ребра жесткости; 3, 4
виутрениий и внешинй обтекатели; 5 разделительное ребро;
6 вырез торцовой стенки; 7, 8, 9 виутреиняя, торцовая и бо-
ковая стенки; 10 рассекатель; 11 направляющие ребра
т а б л и ц а 5.1
rеометрические и аэродинамические характеристики
выхлопных патрубков ЦНД с нижним расположением
коиденсаторов
Тип патрубка
Характе- С осераДиаль I с осекольце- j Б ездиффузор
рнстика
ным ДНФФУЗО вым днффу- ВЫЙ
ром зором
L п O,50 O,85 O,80 I,30 O,40 0,60
В 1,9 2,4 1,2 I,7 1,8 2,2
Н 1,7 2,2 1,2 I,7 1,3 1,8
Н кр 1,7 2,2 1,2 I,7 1,3 I,6
n П 1,7 3,0 2,5 4,O 1,5 2,5
п O,8 0,9 0,8 0,9 1,3 1,8
(fJp 0,2 0,8 0,4 1,2 2,0 3,5
11 р н " е ч а н и е. Приводимые значения коэффнцнента Ь п
соответствуют чнслу Маха М O,4 O,6.
185
rеометрические характеристики, соответствующие ука-
занным типам патрубков, приведены в табл. 5.1.
Кроме Toro, в зависимости от схемы орrанизации от-
вода рабочеrо тела из сборной камеры существующие кон-
струкции патрубков подразделяют еще на два вида:
5 патрубки с одИнарным (нижним)
выхлопом (см. рис. 5.1); патрубки
с двойным (боковым) выхлопом
(рис. 5.4).
В ЦНД вновь разрабатываемых
турбин целесообразно использо-
вать выхлопные патрубки с осера-
диальными диффузорами. Приме-
нение в новых конструкциях цнд
бездиффузорных патрубков крайне
нежелательно, так как уровень их
потерь в 1,572,0 раза выше, чем
патрубков с осерадиальными диф-
фузорами. Однако, если конструк-
тивные оrраничения rабаритов па-
7 трубка оказываются весьма жест-
Q кими, установка в нем осерадиаль-
Horo диффузора может оказаться
неэффективной. Для таких условий
t в порядке исключения может быть
Рис. 5.4. Схема патрубка рекомендовано выполнение бездиф-
с двойным (боковым) вы- фузорноrо патрубка. rраницы пре-
хлопом:
1 обечайка ДИффузора; имущественноrо использования
2 коиический обтека- бездиффузорных патрубков при-
тель; 3 разделительиое
ребро; 4 иаправляющне ближенно MoryT быть определены
ребра; 5 рассекатель; 6.
7, 8 боковая, торцовая и соотношениями: L п < 0,55; Н ==
внутренняя стеики == Н < 1 7 ( б 5 1 )
ир , см. та л. . .
При необходимости получения повышенной степени
расширения, например по условиям работы конденсато-
ров, и при отсутствии оrраничений по осевым размерам
(Lп > 0,8) можно использовать патрубок с осекольце-
вым диффузором. Такая конструкция характеризуется
простотой изrотовления, высоким к. п. д. И позволяет
спроектировать патрубок с минимальным по площади
меридиональным сечением.
Выбор схемы выхлопа пара из патрубка (одинарный
или двойной) диктуется компоновочными соображениями,
186
2
а именно принятым вариантом расположения конденса-
торов. Как далее будет показано, в аэродинамическом от-
ношении патрубок с боковым симметричным выхлопом
(см. рис. 5.4) предпочтительнее варианта с одинарным
(нижним) выхлопом. При одних и тех же rабаритах ero
полные потери на 15 20% ниже, а параметры потока на
входе и выходе характеризуются меньшими уровнями
неравномерности. В принципе возможны и друrие схемы
орrанизации выхлопа из патрубка. Однако применительно
к существующим турбоаrреrатам практическое значение
имеют только два рассмотренных выше варианта.
В настоящее время выполнено большое количество ра-
бот по аэродинамическому совершенствованию конкрет-
ных конструкций патрубков с учетом их индивидуальных
особенностей. Однако для установления' достаточно точ-
ных количественных закономерностей необходимы систе-
матические исследования, полностью охватывающие диапа-
зон возможноrо изменения rеометрических параметров
патрубков, как это было сделано при изучении осеради-
альных диффузоров.
5.2. Влияние rабаритов сборноМ камеры
на характеристики выхлопноrо патрубка
Как известно, полные потери патрубка зависят от
rабаритных размеров ero сборной камеры [4, 21, 51,
69 J. С уменьшением осевой длины, поперечной ширины
и высоты крышки сопротивление патрубка растет. Од-
нако оценить увеличение потерь при изменении хотя
бы одной из указанных характеристик, используя лите-
ратурные данные, практически невозможно. Например,
в наиболее полной работе по аэродинамике выхлопных
патрубков М. Е. Дейча и А. Е. Зарянкина [21 J этот воп-
рос исследован лишь для патрубков с кольцевыми диф-
фузорами, область применения которых оrраничена в ос-
новном транспортными [ТУ.
в то же время наметившаяся в последнее время тен-
денция увеличения абсолютных размеров ЦНД при од-
новременном повышении требований к массовым и rаба-
ритным показателям настоятельно требует рассмотрения
данноrо вопроса. Это необходимо для сравнения технико-
экономических показателей выхлопных трактов с раз-
187
личными rабаритами с целью выбора компромиссноrо
варианта, в оптимальной мере удовлетворяющеrо всем
предъявляемым к нему требованиям. В частности, вполне
реальным представляется случай, коrда снижение к. п. д.
патрубка от ухудшения одноrо из параметров может
быть скомпенсировано соответствующим изменением дру-
roro. Последнее условие может быть выполнено лишь
в том случае, если конструктор будет располаrать зависи
мостями, позволяющими оценить изменение эффективности
патрубка при одновременном изменении ero основных [ео-
метрических характеристик.
Исследование влияния rабаритов патрубка на ero эф
фективность проводилось авторами книrи совместно
с Ю. С. Сачковым, под руководством которorо для этих
целей была разработана модель с изменяемой rеометрией.
Основная ее особенность заключалась в выполнении бо-
ковой стенки сборной камеры в виде rибкой обечайки
из текстолита с наклеенными по торцам резиновыми
уплотнителями. Принятая в модели схема фиксации обе-
чайки и крепления ее подвижных концов позволяла
выполнить сборную камеру с любыми выбранными зна-
чениями В и Н кр (не выходящими за пределы указан-
Horo в п. 5.1 диапазона) практически при любой заданной
форме крышки. Изменение удлинения патрубка осуще
ствлялось использованием обечаек различной длины L п
(0,545; 0,625; 0,705). Остальные параметры, слабее вли-
яющие на аэродинамические характеристики патрубка,
в ходе экспериментов сохранялись постоянными: d ==
== 0,49; Н] == 1,45D п ; [3 == 0,116D и (см. рис. 5.1).
При исследовании влияния сборной камеры на работу
диффузора было установлено, что в большинстве случаев
значения оптимальной степени расширения изолирован-
Horo диффузора и диффузора, работающеrов системе па
трубка, совпадают (рис. 5.5, а). Лишь при очень малых
удлинениях (L п 0,46) эта закономерность нарушается.
Выполненное на рис. 5.6 сравнение величин попт, опреде
ляемых минимумами кривых п (п) (см. рис. 5.5, 6),
с аналоrичными величинами для изолированных диффу-
зоров (см. рис. 4.12) показывает, что в укороченном па-
трубке (I п == 0,465) воздействие стенок сборной камеры
приводит к увеличению п')ПТ на 5 1 0%. С учетом OTMe
ченных обстоятельств в дальнейшем при исследовании
188
патрубков с удлинением L п > 0,5 Использовались диф-
фузоры, оказавшиеся оптимальными в изолированном
состоянии. Результаты экспериментов, выполненных на
а)
'(п
1,2
to
0,8
Рис. 5.5. Влияние степени расширения диффузора на эф-
фективность выхлопноrо патрубка: а l5 == idem == 1,24;
Ё == 2,45; НКР == 1,82; Lu == var; б L п == idem == 0,465;
Ё == 2,10; Икр == 1,71; t5 == var;
L п 0,545; 0.625; .
L п 0.465;
1 нзолнроваиный диффузор; 2 диффузор в системе па-
трубка
модели с изменяемой rеометрией, представлены на
рис. 5.7 в вИде зависимостей коэффициента полных потерь
патрубка от относитель-
ной высоты крышки при попт
фиксированных З2Iач
ниях параметров L п , В
и ' D . Как видно из
рис. 5.7, кривые п (Н ир )
имеют экстремальный
характер. С уменьше-
нием радиальности ис-
пользуемоrо в патрубке
диффузора область ми-
нимальных значений ко-
эффициента п СДВИrа-
ется в сторону меньших
значений Н и р . Уровень потерь при этом несколько воз-
растает. Аналоrичная картина наблюдается также при
189
1.6
и
t.J
, 1.15
1,25
])
Рис. 5.6. Зависимость оптимальной сте-
пени расширения диффузора от ero
радиальности ([п == 0,465; Ё == 2,10;
н к р == 1,71):
О нзолированный диффузор; . диф-
Фузор в снстеме патрубка
(1)
'(п
tO
JJ= tJ8
0,6
a)t п
1,0
J
"
.1
р::' v
1-'" (т
........
0-1,24-
0,41.4
1,8
Д-UJ
2,2 2.5 tfXD
Рис. 5.7. Влияние rеометрических характеристик патрубка на ero
эффективность: a в L п == .0,545; 2 e L п == 0,625; ж, э L п ==
== 0,705;
О в 3.09; . в 2,73; 6 В 2,36; & В 2.00; О В
1.75; Х в 1,64
19.0
увеличении поперечноrо размера В. Однако потери при
этом снижаются.
АнаJIИЗ рассматриваемых кривых позволяет также уста-
новить оптимальные соотношения высоты крышки сбор-
ной камеры и радиальности диффузора, что необходимо
знать при расчете ero проточ- а) 'Р I
ной части (см. п. 4.5). С этой ;Оп ,
целью на рис. 5.8, а показа-
но, как rабариты диффузора
а)к о
1,4
1,2
0.40 М5
5)
пn/п
1,4
tO
0,6 , 4 2 8 IJ
1,8 2,0 с, ,
Рис. 5.8. Оптима.1ьные соотно-
шения rеометрических характе-
ристик диффузора и патрубка:
а радиаJIЬНЫХ размеров; 6
степеней расширения;
ii 1,16; . D 1,24;
& D 1,38; О D 1,53
0,50
as
1,8
2,0
2,4
2.8
g
Рис. 5.9. Зависимость эффектив-
ности патрубка от характеристик
ero диффузора (Н. д. изоли-
рованные диффузоры): а Ln
0,545; 6 L п 0,625; в
L п 0,705;
D I,16;. D I,24;
& D 1,38; О D 1,53
влияют на коэффициент k D == Dи/Нир.опт (Н ИР ' ОПТ
высота крышки в патрубке с минимальным уровнем по-
терь). Как следует из этоrо рисунка, влияние радиальности
незначительно, и линейная зависимость k D (Д определя-
ется уравнением (4.4).
На рис. 5.9 показано влияние rабаритов диффузора
на эффективность патрубка. Представленные здесь эк-
спериментальные точки сняты с кривых на рис. 5.7 и
соответствуют оптимальным значениям параметра ИИР'
Сравнение результатов испытаний изолированных диф-
фузоров (эти данные на рис. 5.9 представлены дискрет-
ными точками) и патрубков показывает, что коэффициенты
191
r, соответствующих вариантов четко скоррелированы,
т. е. IIодтверждается известный тезис о том, что эффек
тивность патрубка в основном определяется аэродИНа
мическими качествами ero диффузора.
Друrой важный факт, который обнаруживается при
анализе экспериментальных данных, состоит в том, что
достаточно просторная свободная сборная камера (а
в рассматриваемых опытах исследовались только свобод-
ные патрубки) обеспечивает дополнительное восстанов-
ление давления. Во всем исследованном диапазоне, за
исключением малых значений параметра В, полные по
тери патрубка на 20 30 % ниже, чем изолированноrо
диффузора (см. рис. 5.9).
С увеличением выходноrо диаметра эффективность
диффузора повышается. Это свойство сохраняется и при
наличии сборной камеры, причем блаrодаря ее положи
тельному воздействию условия течения в диффузоре улуч-
шаются, и радиальность, соответствующая предельной
эффективности выхлопа, оказывается выше, чем в слу-
чае изолированноrо диффузора, для KOToporo она равна
1,35+1,4. В результате этоrо наименьшие потери имеют
патрубки, диффузоры которых характеризуются макси-
мальным значением радиальности (D == 1,53 см.
рис. 5.9). При уменьшении rабаритов сборной камеры,
в частности при В < 1,8, более эффективными становятся
диффузоры с уменьшенной радиальностью (i5 1,25) 1.
Отмеченное обстоятельство связано с увеличением сопро-
тивления на пути потока, выходящеrо из верхней поло-
вины диффузора, за счет уменьшения расстояния 14
(см. рис. 5.1) между ero выходным сечением и боковой
стенкой патрубка. При резком уменьшении размера 14
выиrрыш, получаемый от использования диффузора с мак-
симальной радиальностью, перекрывается потерями, BЫ
зываемыми увеличением сопротивления потоку в верхней
половине патрубка и перераспределением течения в диф-
фузоре.
Таким образом, кривая, оrибающая семейство кривых
п ( В , D) , на большей своей части будет задана точками
\Зависимости п (В , D == 1,53), а при В < 1,8 точками
1 Уменьшение параметра 15 ниже указанноrо значения не обеспе.
чивает Дальнейшеrо снижения потерь (см. рис. 5.9, а).
192
зависимости п (В, D 0-= 1,24). Построенные подобным
образом rрафики 11 (В) и п (L п ), отражающие изменение
минимально достижи:\юrо уровня потерь свободноrо па-
трубка, представлены на рис. 5.10. Как видно, с увеличе-
нием осевой длины и поперечноrо размера коэффициент
полных потерь патрубка снижается. При этом влияние
параметра В выражено слабее и, начиная от значений
В == 2,3+-2,4, почти перестает ощущаться. Это означает,
что излишнее перерасширение патрубка в поперечном
направлении не позволяет повысить к. п. д. выхлопа.
о, 5и
"
Рис. 5.10. Зависимость эффективности патрубка: а от ШИрИНЫ;
6 от осевой ДЛИНЫ
Переходя к анализу влияния удлинения патрубка,
напомним, что в рассматриваемых экспериментах эта ве-
личина варьировалась путем изменения наиболее лимити-
pOBaHHoro расстояния между лопаткой последней сту-
пени и торцовой стенкой патрубка, которое определяет
осевую длину диффузора L (см. рис. 5.1). Как следует
из характера приведенных на рис. 5.1 О, б кривых ;;(L'u),
влияние данноrо параметра оказывается существен.
ным во всем исследованном диапазоне. Особенно резко
потери растут при уменьшении относительной длины
патрубка ниже значения I п 0,52.
Так как изменение размеров В и L п приводит К из-
менению степени расширения патрубка п ш то интересно
выяснить, как этот параметр связан со степенью расши-
рения диффузора п. В литературе единоrо мнения по
данному вопросу нет. Наиболее распространена точка
зрения, соrласно которой степень расширения патрубка
должна превышать степень расширения диффузора в 1 ,2
1,4 раза [18, 27 J. В работе [21 J указывается, что для
свободных сборных камер оптимальным является соот-
7 Миrай в. 1(.. [УДКОВ э. И.
193
ношение пп!п == 3,0 -+-3,5. В то же время приводятся 11
ПРОТИВОПОJ10ЖlIые результаты, свидетельствующие о том,
что минимальный уровень потерь достиrается в патрубке,
степень расширения KOToporo на 5 10 % меньше, чем
ero диффузора [53]. В значительной мере отмеченные
противоречИЯ объясняются тем, что приведенные рекомен-
дации базируются на реЗУJIьтатах испытаний малых серий
моделей, rеометрические характеристики которых изме.
нялись в узком диапазоне и не во всех случаях были оп-
тимальными.
Обращаясь к рис. 5.9, можно отметить, что почти B
всем исследованном диапазоне изменения параметра В
(при I п == idem) оптимальным оказывался один и тот же
диффузор ( D == 1,53). I.:!ри этом было обнаружено, что
для всех трех значений L п за сч т изменения оптимальноrо
значения степени расширения диффузора значения от-
ношения njn (при В == idem) совпадают, т. е:.... данное
отношение является функцией только параметра В и [ра-
фически представляется прямой линией (см. рис. 5.8, б).
Таким образом, в зависимости от ширины патрубка' оп-
тимальное соотношение степеней расширения ero сборной
камеры и диффузора может изменяться от 0,8 до 1,6.
Для области оптимальНых значений параметра В (Iз >
> 2,2) указанный диапазон сужается: njn == 1, 1-+-1 ,6.
Возвращаясь к цитированным выше работам, можно за-
ключить, что в работе [53 J исследовался патрубок со
стесненной сборной камерой, в работах [18, 27] [еомет-
рия патрубков была близка к оптимальной, а в работе [21!
тепени расширения диффузоров, вероятно, были ниже
оптимальных.
Представленные экспериментальные материалы поз-
воляют сформулировать рекомендации по предпочтитель-
ному в аэродинамическом отношении диапазону rеометри-
ческих характеристик патрубков в условиях оrраничений
их rабаритных размеров. Ширина может быть выбрана
в пределах В == 2,2-+-2,4. Осевую длину желательно при-
нимать максимально возможной, но не менее L п == 0,52.
Для рекомендуемых значений параметра В == 2,2 -+-2,4
минимальные потери обеспечивает сборная камера с вы-
сотой крышки NJ,p 2,0-+-2,2 (см. рис. 5.7). На первый
взrляд кажется, что указанный диапазон может быть
194
существенно рас шир ен в обе стороны, так как при умень-
шении параметра ННР дО 1,7 и ero увеличении до 2,6 коэф-
фициент п возрастает Bcero на 0,04 0,07. Естественно,
практический интерес представляет лишь уменьшение
высоты крышки. Однако для решения данноrо вопроса
необходимо учитывать уровень окружной неравномер-
ности потока во входном сечении патрубка.
На рис. 5.11 для некоторых из исследованных моделей
приведены кривые распределения давления на периферий-
ном радиусе входноrо сечения (rде неравномерность мак-
симальна), а на рис. 5.12 показано изменение коэффици-
ента окружной неравномерности потока в том же сечении.
Как видно, при уменьшении относительной высоты крышки
от 2,2 до 1,7 характер распределения fJ (<р) существенно
меняется, а коэффициент (iJР возрастает в 1 ,5 3,0 раза.
Фактически коэффициент окружной неравномерности от-
ражает степень обратноrо влияния патрубка на послед-
нюю ступень, так что вопрос о предельно допустимых ero
значениях должен решаться в каждом конкретном слу-
чае исходя из динамических характеристик последней
ступени. До получения таких данных высоту крышки мо-
жно выбирать из условия ННР == 2,0+2,2, так как ему
соответствует минимальный уровень окружной нерав-
номерности (см. рис. 5.12).
По вполне понятным причИНаМ окружная неравномер-
ность потока на входе должна зависеть не только от вы-
соты крышки, но и от ширины сборной камеры. Чтобы
иметь возможность оценить изменение рассматриваемоrо
параметра в зависимости от rабаритов патрубка, в
в табл. 5.2 для всех исследованных моделей представлены
значения коэффициента (iJр, которые соответствуют опти-
мальной для данноrо варианта высоте крышки.
В ходе рассматриваемых исследований были обнару-
жены также некоторые друrие особенности. Прежде Bcero,
несколько неожиданным оказался факт существенноrо
увеличения потерь с ростом высоты крышки, в то время
как ранее считалось, что подобное изменение rеометрии
патрубка всеrда оказывает положительное воздействие.
При этом в ряде случаев (LIf > 0,62; В> 2,5; ННР >
> 2,2) наблюдалось возникновение нестационарных срыв-
ных явлений, при которых измеряемые в процессе
эксперимента давления скачкообразно увеличивались.
7* 195
:Е ==
о о.-
:I: 1::
"i:
О
><
IO
О
соф
o_
......CQ
-;{II
IICQ
-:?О==
11 te "
I Q. - с'1
о: 11 11
!;}\CQICQ
'"
@ 5. ==
оз 1:: Ф
"i: CQ
'" I С'1-
!;} 11
'"
" .' ICQ
g}
25..
5'g,
оз о.-
о.. 1;;
1::
tci а
:I:
u '"
== ::>"
о..
196
"- u) ..,.", u) '" фо">ф I ооф
I:t:'" о"> ('I)C"!Lf) 0">0 СО,",Ф СО,",ф
"'''' '" ....: "''''
<j
u) u) 10
u) u)
t:: ..., ..,. '" о ..., о
1-.1 ..., u) ф .... ..., ....
.,; ci о о .,; ci
U)O"> u) о"> о"> С'>О"> Ф '"'
ICQ " ....0 ....00 ....0 " '"' ":.
с., '"' ....: cr5 "':cr5 с., со> '"
;3Иi--fаь
-BH€090 08 о.х <1 .<1 080
<::>
......
I
'"
<:::>
'<=>'
"<>
с::;
,
<с>
<$
I
'1'>..
'
<о
.::;
,
"<>
.,;
I
t::>
......
,
-
,
иJ p
0,8
11
D
1,4
10
9
2,2
1,8
Н кр
Кривая I в I L п
1 0,545
2 1,75 0,625
3 0,705
4 I I 0,545
5 2,00 0,625
б 0,545
7 2,36 0,625
8 0,705
9 I 2,73 I 0,545
10 0,545
11 3,09 0,625
12 0,705
Рис. 5.12. Влияние rеометрических характеристик патрубка на уро-
вень входной окружной неравномерности потока
т а б л и ц а 5.2
Коэффициенты окружной неравномерности Юр
на входе в патрубок
15 L п Шр при значениях Ё
3,09 I 2,73 I 2,36 I 2,0 I 1,75 I 1,63
1,161 0,545 I 0,23 I 0,27 I 0,26 I 0,60 I I 1,20
0,545 0,35 0,32 0,18 0,86 1,35
1,24 0,625 0,32 0,25 0,18 0,62 1,04
0,705 0.27 0,21 0,16 0,52 0,76
1,381 0,625 I 0,23 I 0,23 I 0,32 I 0,67 I I 1,01
0,545 0.31 0,18 0,43 0,70 0,93
1,53 0,625 0,35 0,28 0,20 0,50 0,77
0,705 0,46 0,27 0,17 0,40 0,80
197
Отмеченные ИЗ Iенения условий течения сопровождались
характерными хлопками и имели нереrулярный характер.
Скорее Bcero, это вызвано тем, что при излишнем увели
чении оБЪБlа крышки в ней образуются застойные зоны,
взаимодействие которых с активным потоком приводит
к возникновению макропульсаций и обусловленному ими
росту сопротивления. Более детальная картина отмечен
Horo явления в описываемых опытах не выяснялась.
При уменьшении объема крышки, например за счет ее
сужения, нестационарные явления ослабевают. При сни-
жении высоты крышки ниже оптимальноrо значения по-
добные колебания потока возникают значительно реже,
только при предельных значениях ширины и длины па-
трубка (В> 3; [> 0,7).
Еще одНа особенность, которая заслуживает внима-
ния, заключается в том, что для некоторых из исследован-
ных моделей максимальное разрежение на входе имеет
место при ер === 1800 (см. рис. 5.11). Это означает, что
расположение зон повышенных скоростей во входном
сечении не совпадает с направлением выхлопа (см.
рис. 5.1). Отмеченный факт можно объяснить положитель-
ным воздействием сборной камеры, отсутствие стеснения
потока в которой приводит К тому, что она работает как
дополнительный диффузор, обеспечивая добавочное вос-
становление давления. Этот вывод подтверждается сниже-
нием потерь диффузора при ero работе в системе патрубка,
о чем уж rоворило.5:Ь выше. При уменьшении размеров
крышки (В < 2,4; Н"р < 1,7) поток в диффузоре перерас-
пределяется так, что большая ero часть направляется
в нижнюю половину патрубка, и во входном сечении зона
максимальных разрежений наблюдается при ер == О.
Таким образом, в настоящем парarрафе определены пу-
ти оптимальноrо профилирования проточной части вы-
хлопных патрубков ЦНД в зависимости от их rабаритов
и установлен предпочтительный диапазон rеометрических
характеристик диффузоров и патрубков в условиях кон-
структивных оrраничений их размеров. Приведенные КБЛИ-
чественные закономерности позволяют найти коэффици-
ент полных потерь патрубка, спрофилированноrо опти-
мальным образом, и оценить изменение этой величины
практически при любых отклонениях основНых [еометрц-
ческих; рараметров от I1СХОдНЫх ::щачеций.
198
5.3. Влияние локальной rеометрии naTpydK3
на ero эффективность
ПОМИМО основных rабаритных размеров rеометрию
сборной камеры определяет большое число располаrаю.
щихся в проточной части патрубка дополнительных эле-
ментов, к которым относятся аэродинамические рассека-
тели и разделительные поверхности, наклонные отража-
тели Потока, силовые ребра и элементы жесткости наруж-
Horo КоРпуса, фиrурные Вырезы под крышки подшипни-
ков, трубы паровпусков и отборов и пр. Большое разно.
образие фОрМ их конструктивноrо выполнения практи-
чески делает невозможным введение rеометрических пара-
метров, характеризующих в отдельности указанные эле-
менты, и отработка локальной rеометрии патрубка в каж-
дом конкретном случае должна осуществляться экспери-
ментальным путем. В качестве примера подобноrо иссле-
дования рассмотрим результаты 1 аЭРОдинамическоrо со-
вершенствования выхлопноrо патрубка цнд турбины
К-750.65/3000 (рис. 5.13). Представленные ниже матери-
алы показывают также, как рекомендации по Оптималь.
НОМУ профилированию (см. п. 5.4) MorYT быть использо-
ваны при отработке KOHKpeTHoro типоразмера выхлопа.
Анализируя rабаритные характеристики !патрубка
(табл. 5.3), сразу же следует указать на блаrоприятные
возможности для получения в нем высоких показателей.
Основанием для TaKoro заключения служит тот факт, что
обычно лимитируемый по КОНСтруктивным соображениям
размер расстояние от лопатки последней ступени до
торцовой стенки, который определяет удлинение диф.
фузора и, в конечном Итоrе, эффективность патрубка,
имеет максимально Возможное дЛЯ ЦНД значение (У. ==
== 0,52).
Так как заданные размеры сборной камеры удовлет-
воряют оптИмальным соотношениям лишь в части ширины,
Высота же крышки существенно (на 20 %) занижена, то,
соrласно рис. 5.7, наилучшие результаты в таких условиях
будет обеспечивать диффузор с радиальностью, также
1 Приводимые в книrе данные по выхлопным патрубкам конкрет'
Ных паровых турбин подучены в резу.1Ьтате совместных исслеДО!Jаний
нпо цк:ти и по хтз, выполненных ПОД руководством авторов,
Ю. С. Сачкова и сотрудников завода Ю. Э. Юшкевича и В. А. К:онева.
199
уменьшенной по отношению к опти:vrальному значению.
В процессе профилироваI!ИЯ проточной части диффузора
известные затруднения ВОЗНИК.1И в связи С тем, что тех-
нические условия жестко определяли конфиrурацию ero
BHYTpeHHero конуса (обтекателя), входной уrол наклона
KOToporo был увеличен до 210. Поэтому начальные се-
чения диффузора характеризовались заниженной степе
7650
B B r r
lAЗ ' 10 15 fjf r,
12 1 2
J
Рис. 5.13. Схема Быхл:опноrо патрубка турбины к. 750 65/3000:
1, 2 внутренннй н торцовый, отсекн патрубка; 8 поперечная переrородкаD
4 направляющие ребра BHYTpeHHero отсека; 5 направляющая лопатка;
6, 7 обечайка и обтекатель диффузора; 8 крышка патрубка; 9 разде-
лительное ребро; 10 вырез торцовой стенки; 11, 12, 13 боковая, торцовая
и внутренняя стенкн; 14 отражательная стенка; 15 «плуrовое» ребро;
16 направляющне ребра торцовоrо отсека; 17 ребра жесткости
.
r
,
I
A A
5 Б
с
15
15
17
;
L
А
нью расширения, и основное торможение потока осуще
ствлялось на участке поворота. Как было показано
в п. 2.2, подобная орrанизация течения наименее удовлет
ворительна в аэродинамическом отношении.
Эксперименты проводились на модели, выполненной
в масштабе 1 : 13 по отношению к указанным на рис. 5.13
натурным размерам патрубка. Результаты исследования
позволили заключить следующее. Оптимальная степень
расширения диффузора равна 1,8, что несколько ниже
определяе:vrой по рис. 4.13 величины (попт === 1,9). Не-
200
С')
L
со::
::о
=
t;
\о
со::
,.....
,
::t:
::f
)%)
f:'
0:1
с:
:;;
о.
...
'"
:g
0:1
О.
со::
с:
:1:
'" =
=\0
:':0.
'-'>,
...
=: ><
f:':;;
'" '"
g,
=: ><
:;;
'" :1:
с> :1:
с: '"
><0.
:;; '"
'" 8
:;:
..
=:
...
'-'
:;:
о.
'"
...
..
0:1
О.
0:1
><
'"
:;;
:1:
:g
:;:
:Е
'"
а.
}fO.LRtfOIi' XH'mOlIHI
uRduBII оlt:>Иh
g.
'"
>,
-&
У
'i:
;;
W RXRW оlt:>Иh
J>l/Ж):!>I
':> 'Н f{ o{q.L:>odo>l:>
OHitoXlqa :> иdаLОll
"и" ''''d ;)dОL":>Н;)П'
HO}{ н ииаI:нg'J1
b/L
'!) lJОl1'ХIЧН ни о
RH Bd"lI П'ОХ:>"d
J>l/Ж):!>I
'0 Il П'Р.uаdаlIОltuаL
Ul'IWaRJ"ltOU:>Rd
L(IW 'N l'Iниgd"L
qL:>ОНiПОW
0-"
... "
С"
.......
"''''
:S:"
:;;
'"
'"
о.
>,
...
;:
[....
f--
с)
;:r:
'=:
:;;
:1:
од
t;
со::
=:
q
со::
р..
oo l C\l ф
фt---ф
000
'<!< I LO t---
..,; :xs C\I"
С')С')С')
'<!< '<!<
'<!< '<!<
C\l 1 о>
;:::;t---
о
'<!<
00
о
C\I
""
i
i::;:
о
!:::
'"
*
о
С')
6
C\I
'"
f--
C\lC\I C\lC\I';::
со::
, о.
о
'" '"
с)>.
:.-0-&
-&
=
q
,;,
t;
со:: <IJ
::;,::;
q::;:
:I:,s
CJ
u
О
* * * *
со::
о.
о
"''''
CJ>.
>0-&
-&
::;
q
'<!< 1 0 00 1D LO О '<!< '<!< С')
0000 LOФФО>,<!<,<!<ф
00 0000000
00 1 00 00 ф LO LO C\I
c-ir--: ф"tci'tci' r--:
LO '<!< C\I C\I C\I Ф С') С') C\I
'<!< I C') '<!< О О '" О О
LOO> '<!<О>О>,<!<О>О>С')
cv5 cv5 cv5 Н') td' ю и-S ю"'
о / 0 00 t--- t--- С') LO LO О
Ф 00 00 1D LO о> C\I C\I LO
С') '" 00 00 C\I LO LO C\I
о
00
о>
2 1 ?S
C\I
01DLOOLOLOO
OOC')C')t---С')С')ф
O> O>
о
о
С')
0 1 0
00
222552255
"'LOLOt---ООC\l
(у')
i::;:
о
!:::
(у')
i::;:
о
!:::
(У')(У')(У')(У')(У')(У')(У')
,.....,.....,.....,.....,.....,.....
хххххх,.....
0000000
!:::!:::!:::::::!:::!:::!:::
о
'<!<
C\I
6
о
С')
'"
*
о
'<!<
C\I
6
о
C\I
... '"
о$' >Q * * ['00
* * 00*
2225555
дд'tcФФ8
'i1 9'fo6
222552255
"'LOLOt--- C\I
201
ro
tQ
..
\о
...
<!)
=:
:х:
<!)
..
о
о
о..
t::::
Il:j '* R"9 лd .LRIl
qda.LOIl X[qH
ltOIl .LнаиIIИфф€о)j
IlU R"9лd.LRIl I<ИН
аdИШ;)Rd QHaIla.L:)
.'
dЯ Н И"Ш[qd" R.LO;)
PHI кенчl1'Э.LИ:ЮН.LО
!:!.. RЯ9лd.LRIl
e.Lo:)rqlI
кв иql1'Э.LИ:)ОИ.LО
fI RЯ9лd.LRIl
Rииdиш
кв нql1'Э.LИ;)ОН.LО
Il7 RЯ9лd.LRIl
;'инаНиltП'А.
u Rdо€лффиП' I<ИИ
аdИШ;)Rd QHaIla.L:)
а Rdо€лффи\t
q.L;)ОНQltRИП'Rd
7 Rdо€лффи\t
аинаНиltП'А.
Е = л"f
:о
:;;
'"
о.
>,
...
о:
'"
[....
202
tQ
t---. l o. <'О. . t---. 0>. . t---. 00. <'О.
О .....с ..............oo........oo......
I o>, <О. 0>. о;. 0>. О.
C'.J ""::i"4 ....................C"\IC"\I........C"\IC"\IC"\I
C\I 00<'00 0<'0 00<0
} ::. I :::. I
<O,'-';.'-';.oo.t---.t---. t---.<O.
...... ............................................................
C"\ILCC"\I -.::j-4......-.::j-4..............
C\I C\I' c'i c'i .....; c'i c'i .....; c'i c'i
cv) LC.......O........""::i"4t'--.......('f)........
о> <O'<!<<O'<!<tQtQ'<!<tQ<O
о" 0"0"0"0"0"0"0"0"0"
I I
tQoooooo
. :::- 5- I
oo / tQ
C\I t---
о ООО'<!<ooootQ
I . I
<о I LC Q) C"\I ...... cv) C"\I ........ Ф
<'О. <О. I <'OtQ'<!<'<!<tQ'<!<<'O I
о о 0"0"0"0"0"0"0"
о I tQ о> <'о <о о> <о 00 C\I
00. u: '<!<. '<!<. '<!<. '<!<. '<!<. '<!<. '<!<. '<!<.
О О 000000000
'"
*
о
<'о
6
C\I
.. ..
о$' 10 * * ['00
** 00*
ggggg
о -::..:::
bb g8g
6 99966C"')
g ggggggg
(V')......""LCLCt'--,..............C"\J
..:.
'"
о.
о:
..
'"
о:
'"
...
:о
о:
u
:=
><
:=
:.:
u
"
'"
:=
...
'"
...
u
-;:;-
:=
'"
:=
о.
'"
'"
..
:о
:=
"'
1':
'"
'"
'"
:= о:
о: о
" '"
.
... 5
u .:=
ё
б: g g.o.
о Е 5
!:: og :I:::r: о
,"" cl) Ф:::::
g =
>{О ==0
g. ;
"' O::!::!
;>.= ffi
о: o: o '8.o:",,,,
"'--р Ф О О
ro f-cbfaaf-c
... :О:.: о о: о: i2
ffi CQ UU»
; 5 t
::::: t;:: =..............f-c
..е. . U u::r: :S
-g-::?O 1;
b 8
'" 1;"8.:;..::.
s cl) :s:s:I:
OJ o..:a:a:::r
U :S =
; ZJs
cl) >< ::r: t
:а t;::::r 00 о о О:::::
CQ CQ\O !:: !:: g.
:a:auuu
о. '" := :=:r::r::r: '"
t:: ><::r::r::r::r::r:><:
; ::: '; :
о.
>,
...
'"
'"
><
:о
о:
..о
1':
"
'"
о
::!
'"
о:
'"
::!
>,
'"
щ
::!
'"
...
'"
...
"'
1':
>,
'"
"
о.
:о
:=
"
'"
>,
1':
О
о:
Т а б л и ц а 5.4
Влияние числа и длины направляющих лопаток
на эффективность диффузора и патрубка
Варнант I Чнсло Ha I Длина I Ьп
модели правляющих лопаток S
лоп атак л
Нет 0,81
I 0,8 0,63
Изолированный диффузор 2 0,8 0,62
I 0,35 0,67
2 0,35 0,71
Нет 0,84
I 0,8 0,72
Свободный патрубок 2 0,8 0,72
I 0,35 0,76
2 0,35 0,80
Рабочий вариант I Нет I I 1,00
патрубка * I 0,8 0,86
· Сборная камера с силовой решеткой и вырезом крышки.
смотря на отмеченные выше неблаrоприятные факторы,
связанные с отклонением rеометрии канала от оптималь-
ной, эффективность изолированноrо свободноrо диффу-
зора равна максимально достижимой, определяемой по
рис. 4.14. Применение направляющих лопаток заметно
(на 15 20 %) снижает потери как диффузора, так и па-
трубка (табл. 5.4). При этом в рассматриваемом случае
можно оrраничиться установкой одной лопатки, что cor-
ласуется с условиями (4.5). Следует отметить, что харак-
теристики отрабатываемоrо диффузора более чувствите-
льны к отклонению положения лопатки от расчетноrо
и слабее зависят от ее длины, чем это имеет место в более
коротких диффузорах турбины K-500 60/1500. В частностИ,
укорочение лопатки в два раза от sл === 0,8 дО SЛ ===
=== 0,35 (rде SЛ === sл/sп; SЛ длина криволинейноrо
обвода лопатки; SП полная длина канала) приводит
к увеличению потерь Bcero на 5 12 %. Отмеченный факт
объясняется тем, что ввиду малой степени расширения
oceBoro участка установка здесь направляющих лопаток
слабо влияет на характер течения.
203
Известным способом улучшения условий течения
в крышке патрубка является установка рассекателя,
направляющиХ ребер, отражательных стенок (см.
рис. 5.1 и 5.13). Эти элементы обеспечивают снижение
потерь при распределении пара в левую и правую поло-
вины патрубка и способствуют более равномерному за-
полнению потоком области над обечайкой диффузора и
над обоймой цнд. По данным I)O ХТ3, установленная
оптимальным образом наклонная отражательная стенка
повышает к. п. д. выхлопа на 5 10 %. Аналоrичное
воздействие на характеристики патрубка оказывает си-
стема коротких направляющих ребер, вопросы профили-
рования которых исследованы МЭИ и ПО ХТ3. По дан-
ным ПО Т М3, в бездиффузорных патрубках со стеснен-
ными осевыми rабаритами выполнение в крышке рассе-
кателя и разделительноrо ребра приводит к уменьшению
полных потерь на 1 o 15 %. В экспериментах авторов
книrи последний факт не нашел подтверждения. Ни
в рассматриваемом случае (табл. 5.5), ни в исследова-
ниях НПО ЦКТИ патрубков турбин K-500-60i1500 и
K-1000-60i1500 установка рассекателя или разделитель-
Horo ребра не изменяла уровней потерь инеравномерности
потока. В связи с этим можно заключить, что в простор-
ных сборных камерах целесообразность использования
указанных элементов должна рассматриваться не с аэро-
динамических, а с прочностных позиций.
При замене овальной формы крышки на круrовую ха-
рактеристики патрубка также не изменились. Аналоrич-
ные данные были получены и при испытаниях на модели
с изменяемой rеометрией. Эффективность патрубка оп-
ределялась ero rабаритами и практически не зависела
от формы обвода боковой стенки в области крышки при
изменении ее в разумных пределах.
Исследование патрубка с расположенной в крышке
отражательной стенкой показало, что вопрос об оптималь-
ном ее положении должен решаться экспериментальным
путем с учетом конструктивных особенностей сборной
камеры. В частности, для рассматриваемоrо случая стенка
с умеренным уrлом Наклона ( =-= 10°) обеспечивает за-
метное снижение полных потерь (до 13%) в патрубке со
свободной крышкой (см. табл. 5.5). При увеличении
уrла До 200 характер влияния меняется и к. п. д. патруб-
ка падает. Если же проточная часть крышки заrромо-
204
Т а б л и ц а 5.5
Аэродинамические характеристики модели
выхлопноrо патрубка турбины К 750-65/зооо
g *
;., о.
'" о "
" о '"
"' ,," '""
'" = : :::0.
Вариант 0.0 о О _ 0* Элементы 6п
"... t;::r::::a. ">< Юр
модели "" :<.0 :< крышки
",,, " ,,* ".о
о = ;S:: 0:"'
О" О
5>< t:::ro= t::: O.
O"' Е:;; :
"'>: <-,,"
:r;:f o..?:; >о.:>:
Нет О Отсут- Отсут- 0,84 0,45
СТВУЮТ СТВУЮТ
1 О То же То же 0,72 0,67
1 10 » » 0,67 0,71
Свободный 1 20 » » 0,83 0,88
Нет 10 » » 0,74 0,45
патрубок » 20 » » 0,99 0,61
» О » Вырез 0,93 0,77
1 О » » 0,77 0,81
Нет О » Рассекатель 0,83 0,48
I О » » 0,73 0,66
Нет О Отсут- Отсут- 0,88 0,52
СТВУЮТ СТВУЮТ
I О То же То же 0,79 0,63
I 20 » » 0,88
I О О » 0,99
Патрубок I О 15 » 0,90
с силовой I О 30 » 0,83 0,82
решеткой I 20 О » 1,00
1 20 15 » 0,95
I 20 30 » 0,89
Нет О Отсут- Рассекатель 0,89 0,50
СТВУЮТ
I О То же » 0,79 0,52
Нет О Отсут- Отсут- 1,00 0,80
СТВУЮТ СТВУЮТ -
Рабочий I О То же То же 0,86 0,89
I 10 » » 0,82 0,85
вариант 1 20 » » 0,84 0,91
патрубка ** I О О » 1,00
1 О 15 » 0,93
I О 30 » 0,89 0,98
- Уrлы 13 и '\' СМ. на РИС. 5.13.
.- Сбориая камера с СИ.lОВОЙ решеткой и вырезом крышки.
205
ждена вырезом торцовой стенки для доступа к подшипнику
(см. рис. 5.13), то воздействие отражательной степки резко
ослабевает.
Размещение в проточной части крышки несимметрич
ных элементов (отражательной стенки или выреза) при-
водит к незначительному увеличению окружной нерав-
номерности входных параметров (см. табл. 5.5). Данное
обстоятельство вызвано тем, что принятая высота крышки
ниже оптимальной, и окружная HepaBHo:wepHOCTb потока
даже при свободной сборной камере оказывается весьма
высокой (например, для более просторных патрубков
турбин K 500 60/1500 и K-1000 60/1500 Шр == 0,12+0,20).
Поэтому наличие дополнительных элементов уже не может
существенно нарушить картину течения.
Как показано в исследованиях МЭИ [21], для полу-
чения хороших результатов необходимо, чтобы в плоско-
сти разъема ПЛощадь прилеrающих к внутренней стенке
зон, через которые осуществляется отвод пара из кры-
шки (на рис. 5.1 они заштрихованы), была не меньше по-
ловины площади выходноrо сечения диффузора. Это тре-
бование особенно важно для патрубков со стесненными
rабаритами, так как ero выполнение сопряжено с необ-
ходимостью расширения сечения разъема по сравнению
с выходным (В > В 1 ) и выноса внутренней стенки в об
ласть обоймы (увеличение раз:wера 1з, см. рис. 5.1).
В достаточно просторных патрубках, спрофилированных
в соответствии с рекомендациями п. 5.2, указанное усло
вие соблюдается автоматически и определяется зависимо-
стью пп/п == t (8) (см. рис. 5.8, б). При этом нижняя
половина сборной камеры может быть выполнена с по-
стоянной шириной (В == В 1 ). В частности, для отрабаты-
BaeMoro патрубка отношение njn == 1,05 оптимально,
блаrодаря че:wу попытки увеличить (на 1 0%) ero ширину в
плоскости разъема не приве.'IИ к снижению потерь.
При изменении соотношения njn путе:w перемещения
внутренней стенки было обнаружено, что параметр [3 ==
== IsllH В весьма широких пределах (0,2 < [3 < 1,0)
практически не оказывает влияния на полные потери па-
трубка (рис. 5 14). При этом во всех исследованных слу
чаях значения [3, соответствующие оптимальному OTHO
шению пп/п, находятся в указанном диапазоне. При уве-
личении размера 13 свыше значения 1" или уменьшении
ero ниже 0,21" эффективность патрубка падает. В области
206
отрицательных значений параметра [3 (в этом случае длина
диффузора превышает длину патрубка) потери резко воз-
растают. .
Таким образом, представленные данные позволяют
заключить, что уменьшение степени расширения патрубка
ниже оптимальной нежелательно. Перерасширение же
патрубка в 1 ,5 2,0 раза практически не влияет на ero
эффективность. В свете сказанноrо изображенная на
рис. 5.8, б прямая может рассматриваться как rраница,
1,1
, : ' 1
I
'i i
, H i Т]
i, . i
'
I
1,5
,
, ' ;
l ,
1 ' !'
0.9
o.8
1,4 lJ
Рис, 5.14. В.1ИЯlше ПО.10жения внутренней CTeH
ки (/) и поперечной переrородки (2) патрубков
турбин на их эффективность:
О K 750-65/3000; . К-500-60/1500; 6.
К-1000-60/1500 (пеРВОllачальный вариант); ...
K-300 240 (даниые по хтз)
определяющая область минимально допустимых значений
параметра п п .
Высота Нl нижней половины патрубка обычно на 10:........
20% превышает высоту крышки. Следует указать на He
которую условность данной характеристики. Это связано
с тем, что для выхлопноrо тракта характерным является
выходное сечение не выхлопноrо, а переходноrо пат
рубка 1, связывающеrо ЦНД с конденсатором. Результаты
отработки выхлопных трактов турбин К -750-65/3000
(табл. 5.6), K-500 60/1500 и К-I000-60/1500 показали,
что их характеристики слабо зависят от наличия переход-
Horo патрубка. При этом переходные патрубки отличались
1 В аэродина\шческом отношении понятие «переходный патрубок»
также ДОВОЛЬНО услоВ!!О, так как оно отражает ЛИШЬ конструктивные
особенности ВЫХЛОПl!оrо тракта.
207
Т а б л и ц а 5.6
Влияние элементов жесткости и переходноrо патрубка
на аэродинамические характеристики выхлопноrо тракта
i<. Без пере
" С переходиым
с..':" ходноrо
='i Ii атрубка Ii атрубком *
Система "
жесткости :::"
:<: j I I
UQ 6п Ш р 6п Ш р ш к
;:
Отсутствует Нет 0,93 0,77
» I 0,77 0,81 0,75 0,82
» 1 0,71 ** 0,77**
Реберная Нет 1,0 0,80 0,95 0,87 1,36
» I 0,86 0,89 0,84 0,86 1,36
Стержневая Нет 1,01 0,78 0,99 0,79 1,07
полная
То же I 0,92 0,91 0,88 0,88 1,03
1 rpynna 1 0,85 0,85
элементов ***
11 [руппа I 0,77 0,88
элементов ***
111 rpynna I 0,78 0,80
элементов ***
IV rруппа I 0,79 0,81
элементов ***
* Ilереходный патрубок с волной системой встроенных эле
ментов.
** Свободиый переходиый патрубок.
*** Система жесткости стержневая.
большим разнообразием конфиrураций, а их степень
расширения охватывала диапазон от 0,83 до 2,50 (для
патрубка К-750-65/3000 п п . п === 2,40). Во всех исследован-
ных случаях при присоединении переходноrо патрубка
полные потери возрастали не более чем на 10 %, а окруж
ная неравномерность потока сrлаживалась. При этом
дополнительное сопротивление создавали патрубки слож-
ной конфиrурации, или со значительным заrроУ!ождением
их проточной части встроенными элементами (паропро-
водами, силовыми опораУ!и). Если же в переходном па
трубке направление течения не изменяется (т. е. он выпол
нен как продолжение сборной камеры), а суммарное за
rромождение активноrо потока невелико, то ero влиянием
208
можно вообще пренебречь. Отмеченные обстоятельства
объясняются низким уровне:\{ скоростей на выходе из
выхлопноrо патрубка, в результате чеrо абсолютное зна-
чение потерь дав.1J:ения в последующем тракте оказывается
несравненно ниже, чем в диффузоре и сборной камере.
В отдельных случаях (см. табл. 5.6) переходный патрубок
даже может оказывать положитеЛьное воздействие на
характеристики выхлопа, работая как участок сети, при-
соединенный к выходу диффузорноrо элемента [35].
В большинстве современных конструкций ЦНД опоры
ротора встроены в патрубок. Поэтому при проектировании
выхлопа вопросы обеспечения необходимых механических
свойств патрубка (прочность, жесткость, устойчивость)
выдвиrаются на первый план. Для решения поставленных
задач в проточной части патрубка размещаются силовые
связи, которые MorYT быть выполнены или в виде решетки
круrлых стержней, ИЛи в виде системы продольных и
поперечных переrородок (ребер). Преимущество конст-
рукции первоrо типа (стержневой) заключается в том,
что ее аэродинамические характеристики не зависят от
изменения уrлов натекания (закрутки) потока. Это об-
стоятельство стало существенным в последнее время, коrда
даже мощные турбоаrреrаты используются для реrули-
рования rрафиков наrрузок энерrосистем, и на режимах
частичной наrрузки параметры потока на выходе из по-
следней ступени (включая и уrлы выхода) существенно
изменяются.
В отечественных паровых турбинах наибольшее рас-
пространение получил второй тип силовой схемы (ребер-
ной). Ero достоинством является возможность использо-
вания элементов жесткости для улучшения аэродинами-
ческих характеристик патрубка. С этой целью ребра и
переrородки выполняют профилированными и устанавли-
вают в сборной камере таким образом, чтобы обеспечить
наилучшие условия течения в образованных ими каналах.
Отработка оптимальной rеометрии таких систем прово-
дится опытным путем. В этом направлении наиболее под-
робные исследования выполнены МЭИ и ПО ЛМЗ [21,
69 J. Результаты этих работ свидетельствуют о том, что
при использовании силовых переrородок в качестве аэро-
динамических элементов (направляющих ребер) полные
потери патрубков с малым удлинением (L п < 0,65) мо-
[ут быть снижены в 1,5 2,0 раза.
209
В отрабатываемом патрубке (см. рис. 5.13) силовая
решетка включала расположенное под выходной кромкой
обечайки поперечное ребро с присоединенны:YlИ к нему
направляющими ребрами двух видов. Слабоизоrнутые
ребра 4 располаrались во внутреннем отсеке 1. Криволи-
нейные ребра 1 б были установлены в торцовом отсеке 2.
При определении оптимальноrо положения поперечной
переrородки (без направляющих ребер) было обнаружено,
что сопротивление патрубка возрастает при ее перемещении
от внутренней стенки к торцовой (C:Yl. рис. 5.14). В при-
нятом положении (под выходной кромкой обечайки диф-
фузора) переrородка увеличивает полные потери на 11 % .
Присоединение к ней полной системы направляющих
ребер, которые были спрофилированы по результатам
выполненной ПО ХТЗ модельной отработки, не обеспе-
чило снижения потерь (см. табл. 5.5). Следует отметить,
что уровень неравномерности поля скоростей на выходе
из патрубка при установке силовой решетки также остался
неизменным.
Известны конструкции, в которых для улучшения аэро-
динамических характеристик патрубка ero нижняя по-
ловина посредство:Yl поперечной переrородки и «плуrо-
вых» ребер делится на два изолированных отсека [80 J.
Поток, выходящий из нижней половины диффузора,
отводится через торцовый отсек, а поток из верхней по-
ловины при помощи «плуrовых» ребер направляется во
внутренний отсек, расположенный под обоймой. Соrласно
данным МЭИ [21 J, использование подобноrо решения мо-
жет быть реКО:Ylендовано в патрубках со стесненными осе-
выми раЗ:Ylера:YlИ. В рассматривае:YlОМ нами случае уста-
новка «плуrовых» ребер не дала положительных результа-
тов. Эксперименты показали (см. табл. 5.5), что даже са-
мые полоrие ребра с уrлом наклона у 300 (C:Yl. рис. 5.13)
не только не снижают сопротивления патрубка, но и
увеличивают ero на 3 4%. Повышение потерь при при-
:Ylенении «Iшуrовых» ребер с уrла:YlИ наклона у ==о О
И У ==: 150 еще значительнее.
Таким образом, в достаточно просторных патрубках
разделение проточной части поперечными и продольными
переrородка:YlИ на отдельные каналы в аэродинамическом
отношении не является необходимым. Даже тщательно
отработанная систе:Ylа направляющих ребер вызывает
увеличение потерь, оценка KOToporo возможна лишь
210
экспериментальным путем. Минимальные потери в рас-
сматриваемых условиях обеспечивает свободная сборная
камера, распределение потока по объему которой осуще-
ствляется eCTecTBeHHbI:Yl путем без использования прину-
дительных элементов типа направ.'IЯЮЩИХ и «П.1уrОВЫXJI
ребер. При этом следует учитывать опасность повышения
сопротивления канальноrо патрубка при ero работе в
в условиях даже незначите.1ЬНОЙ (до 100) закрутки потока
на входе [3, 9, 56, 69 J. в наибольшей мере это отно-
сится к конструкциям, в которых входные кромки нап-
равляющих ребер расположены в диффузоре.
При использовании стержневой систе:YlЫ жесткости
сопротивление патрубка также возрастает. В табл. 5.6
представлены результаты испытаний модели исследуемоrо
патрубка с разработанной конструкторами ПО ХТЗ стер-
жневой системой (рис. 5.15), прочностные характеристики
которой были идентичны характеристикам рассмотренной
выше реберной системы. Для выявления вклада отдель-
ных элементов системы в общий баланс потерь патрубка
она условно была разбита на три rруппы стержней.
К 1 rруппе были отнесены силовые связи, которые обес-
печивают жесткость размещенной в вырезе крышки опоры
ротора (см. рис. 5.15, десять стержней 1, 2, 4, 5). Во II
rруппу были выделены восемь элементов 7 устойчивости
корпуса патрубка, а в III элементы жесткости корпуса
(две Z-образные опоры 3 и два стержня б). Стержни 2 и 4
имели относительный диаметр а ст == dcT/l H == 0,125, ос-
тальные а ст == 0,1.
Полученные данные подтверждают общеизвестный факт
[9, 21 J, что наибольший прирост сопротивления вызы-
вают элементы, располаrающиеся вблизи входноrо сече-
ния, [де скорости потока маКСИ:Ylальны. При исключении
из полной системы жесткости тех участков стержней
1 rруппы, которые расположены непосредственно в про-
точной части диффузора (в табл. 5.6 этому случаю соот-
ветствует IV rруппа элементов), коэффициент !! патрубка
снижается на 10%, т. е. на долю размещенных в диффу-
зоре элементов приходится 70 % от СУЮfарноrо сопротив-
ления системы.
Заканчивая вопрос об отрицатеЛЬНО:\f влиянии на эф-
фективность патрубка заrрО:VlOждения ero проточной ча-
сти, приведем следующие экспериментальные оценки, по-
лученные авторами в ходе аэродинамической отработки
211
различных конструкций выхлопных трактов. При сим-
метричном размещении во ВХОДНОУ! сечении диффузора
четырех круrлых стержней, УYIеньшающих ero площадь
на 4%, полные потери возрастают на 8 10%. в средних
сечениях диффузора увеличение коэффициента п на ту
же величину достиrается уже 10% HЫY! уменьшением пло-
4 ( ! P. A
б
,
[
1
)/
- 1
[ [
, ,
[ 1
1 I
,'
;
tб
8 B Ви о Б
1 O, ,;,
, , / (,2,4-
7
Рис. 5.15. Схема стержневой системы жесткости BbIXJlOnHOrO патрубка
турбины К 750 65/зооо:
1, 2, 4, 5 элементы жесткости опоры ротора; 3, б элементы жесткости
корпуса патрубка; 7 элементы устойчивости корпуса патрубка
щади, Заrромождение 16% площади выходноrо сечения
диффузора восемью стержнями (или одни:Yl вырезо:Yl тор-
цовой стенки) увеличивает коэффициент п на 7 13%.
Опоры (или иные встроенные элементы), размещенные
вблизи выходноrо сечения сборной камеры или в переХОk
HO:Yl патрубке, оказывают еще меньшее ВЛИЯН!lе. В этом
случае увеличение потерь в OCHOBHO!v! определяется OT
носительным уменьшением объема сборной камеры или
переходноrо патрубка, которое обус.1Jовлено наличием
указанных элеYIентов.
212
r
,-
pJ. 1...... -
'Q ........oz/ ,
IA
::; /'- /
............. \\
h ......... с:;,
r \
I \ ,\
\'
,
)) \J
/i .- 1 с:;,
'1-/ 1' :,
...,.
IV' \ ,\.J ( I 1 r\
I 1 I I
11 11,/1
II
" )у; J:
...;:::: 1I,7 I'
I 1 <.> I I
\ I .!
I I '<) \ I с:>
I 1 '"
""\ I I ,\:-1 .
I ! 1\ "
, ,
,
"
со> "
.....
'-'
'-' t-
: ..... ..., .
"
с:, I
1\ \ ,,\ /, d
?6
\j 'о ...
со>
'o '=" VJ
с::.""
">
""
с:>
l
, :s:
"1:..
0,-,
><0
0....
'-'
:s:
:s:'"
:<::;:
"'",
:::' ..
"',-,
'-':>:
:;:'-'
0t>:
:<:",
"1:",
О",
>< :с
:;S
"'о..
'"
..
'-'
I
фlO
OQ
с:;:,
II
",'
utt:>
guG'
:S:
""о...
'" .tt:>
:s::;: .
..'-''-'
'-' :>:
o:s:o..
8'ti:i
O'-'
'-'
IO t
:r'"
!2
t>:'"
"1;:2;
:с'"
'" ..
..'-'
'-' :s:
0'-'
'-'а:
':>: '"
0:<:
:со..
"1:'"
0\0
>< '"
,-,о..
I
t>:<::!
"1"
О'"
t:::
\о
. ;>,
Фо..
..
tt:>'"
и><
:s: :;s
:C
":1-
...,.
с:::,
<::>
213
Сравнивая аэродинамические характеристики патруб.
ков с рассмотренными системами жесткости, можно за-
ключить, что стержневая конструкция не уступает ребер-
ной даже при отсутствии входной закрутки потока.
Уровни полных потерь и окружной нераВНО\1ерности
на входе для сравниваемых вариантов почти одинаковы,
а выходная неравномерность полей скоростей для стер-
жневой системы даже несколько ниже (см. табл. 5.6).
Попутно отметим, что при расчете конденсационноrо
устройства необходимо учитывать различия в характере
распределения скоростей в выходном сечении переходНЫХ
патрубков (рис. 5.16). ОБJ1асти, не занятые активным по-
током, в канальном патрубке смещены к внутренней и
боковым стенкам, а в модели со стержневой системой жест
кости они располаrаются под обоймой и в сре,n:ней части
сечения.
5.4. Профилирование патрубков
с осерадиаnьными диффузорами
Основываясь на экспериментальных материалах, пред-
ставленных в двух последних параrрафах, приближенную
методику оптимальноrо профилирования выхлопноrо па-
трубка с осерадиальным диффузором можно изложить
в следующем виде.
Расчет проточной части диффузора производится в со-
ответствии с рекомендациями п. 4.5. Образующий наруж-
ный обвод (обечайку) диффузора козырек крепится без
зазора к обойме проточной части ЦНД (см. рис. 5.1) 1.
При отсутствии конструктивных оrраничений rабариты
сборной камеры I H , В и Н К Р рекомендуется принимать
максимально возможными в пределах соответствующих
диапазонов, приведенных в табл. 5.1. Правильность BЫ
бранноrо соотношения продольноrо и попереЧl!оrо раз-
меров патрубка дополнительно контролируется выпол-
нением следующих условий: 4[1[2;:?: пР н ; [3 == (0,2 +
+1) [н; 14;:?: 1,2[и (см. рис. 5.1). Первое условие опреде-
1 Присущие подобной КОНСТРУКIlИИ трудности технолоrическоrо
порядка MorYT быть устранены, папри\!ер, путе\! использования из
BecTHoro способа сборки ЦНД (а. с. 787691) или прпмспепие\I рас-
CMoTpeHHoro в П.4.3 устройства (см. рис. 4,10, CXe\Ia III).
214
ляет необходимую площадь проходноrо сечения в пло-
скости rоризонтаЛЫlOrо разъема, ВТорое допустимый
вынос внутренней стенки в область обоймы, третье
оптимальное соотношение радиальноrо и поперечноrо
rабаритов соответственно диффузора и патрубка. Мини-
мальная Ширина выходноrо сечения патрубка может быть
вычислена по формуле В 1 == n m1n р н / L m [де величина n m1n
определяется по рис. 5.8, б. Увеличение степени расши-
рения патрубка n п свыше значения n m1n практически не
влияет на уровень ero потерь до n и == (1,5 + 1,8) n m1n '
Поэтому ширина выхода В 1 может изменяться в широких
пределах в зависимости от конструкции конденсатора.
Сборные камеры патрубков рассматриваемоrо типа
выполняются свободными. Однако, если rабариты патрубка
стеснены настолько, что III < 0,6 и НН Р < 1,7, в ero
нижней половине рекомендуется устанавливать направ-
ляющие ребра. Для их крепления используется поперечная
переrородка, являющаяся продолжением обечайки диф-
фузора (см. рис. 5.13). В каждом из образованных по-
перечной переrородкой отсеков располаrается по четыре
ребра, симметричных относительно вертикальной оси па-
трубка 1. В торцовом отсеке входные кромки криволи-
нейных р(;'бер располаrаются в выходном сечении диф-
фузора под уrлами <Рl == 10+250 и <Р2 == 40+500 (см.
рис. 5.13). Ребра BHYTpeHHero отсека выполняются пло-
скими или слабо изоrнутыми и устанавливаются в обла-
сти выхлопа. Межреберные каналы профилируются та-
ким образом, чтобы их степени расширения были одина-
ковыми, а площади проходных сечений равномерно уве-
личивались по длине каналов. Входные и выходные
кромки ребер рекомендуется обрабатывать аналоrично
кромкам направляющих лопаток (см. п. 4.5).
Крышку патрубка также рекомендуется выполнять
свободной. Обвод боковой стенки крышки должен иметь
плавную форму (например, дуrи эллипса или окружности).
Внутреннюю и торцовую стенки патрубка в области крыш-
ки рекомендуется выполнять плоскими перпендикулярно
к плоскости разъема или снебольшим уrлом наклона
( -:;;: 150, см. рис. 5.3 и 5.13). Допускается в торцовой
1 В соответствин с требованиями жесткости число ребер может
быть увеличено, как это имеет место, например, в патрубке турбины
K 750'65/3000 (см. п. 5.10). .
215
стенке выполнять секторный вырез 1 (см. рис. 5.3), пре-
дельные размеры KOToporo определяются соотношения:YlИ:
[5 .<:;;: 0,25L п ; [6'<:;;: 0,6DJ{'
В свободных сборных камерах эле:Ylенты жесткости же-
лательно выполнять в виде стержней круrлоrо сечения и
размещать их возможно дальше от выходноrо сечения диф-
фузора. В крышке патрубка в качестве силовых связей
MorYT быть использованы разделительное ребро и pacce
катель (см. рис. 5.1), YCTa
'п/t".HOH новка кото р ых не вызывает
13
, дополнительных потерь. В
. патрубках со стесненными [а-
. баритами (I п < 0,6; Я нр <
< 1,7) прочностные функции
выполняет рассмотренная
выше реберная система.
При соблюдении изложен
ных в настоящем параrрафе
рекомендаций собственные
потери сборной камеры ока-
зываются незначительными
и патрубок обеспечивает вос-
становление давления. Ero
коэффициент полных потерь 2
определяется кривыми на
рис. 5.10 и лежит в пределах
п == 0,6+0,8. Окружная He
равномерность потока на входе характеризуется значе
ниями 3 Юр == 0,2 +0,8.
При отклонении rабаритных раЗ:Ylеров патрубка от
рекомендуемых значений увеличение ero коэффициента
полных потерь можно определить по рис. 5.7. Снижение
эффективности, обусловленное отклонением степени рас-
ширения диффузора от оптимальноrо значения и укоро-
чением входных кромок направляющих лопаток, в первом
приближении можно оценить по рис. 4.17, б и 5.17. По-
1.2
ь.
ь.
1
tОо,б 0.7 0,8
Рис. 5.17. Снижение эффектив-
ности патрубка при подрезке
входных кромок направляющих
лопаток:
О и . патрубки турбины
1(-500-60/1500 соответственно с ниж-
ним и боковым выхлопами; па
трубок турбииы 1(-1000-60/1500 с
нижним выхлопом; .. патрубок
турбины 1(-750-65/3000
1 А. с. 385061 (СССР).
Указанные здесь и ниже Значения II соответствуют числу Маха
М == 0,25. Вопросы их уточнения для натурных значений режимных
параметров рассмотрены в пп. 5.8 и 5.9.
!! Если торцовая или внутренняя стенка крышки выполнена Ha
клонной, то уровень окружной неравномерности потока выше (W p ==
== 1,0+ 1,6).
216
следний rрафик относится к случаю установки как од-
ной, так и двух направляющих лопаток. Оценка влияния
некоторых друrих конструктивных и rеометрических
характеристик, роль которых не столь значительна, мо-
жет быть выполнена по данным, приведенным в пп. 4.1
4.3, 5.2, 5.3.
5.5. Профилирование патрубков
с осекольцевыми диффузорами
в практике отечественноrо турбиностроения примеры
использования выхлопных патрубков с осекольцевыми
диффузорами отсутствуют. Однако положительный опыт
их применения в ряде зарубежных паровых турбин, а
также материалы исследований выхлопных патрубков
rазовых турбин [21, 29] подтверждают возможность ис-
пользования данной конструкции во вновь проектируемых
arperaTax.
Основным элементом патрубка рассматриваемоrо типа
является осекольцевой диффузор (см. рис. 5.2), образуе-
мый внутренним и внешним прямолинейными обводами.
Оптимальные уrлы наклона образующих обводов СХ1 ==
== 0+100; СХ2 == 15+200. Для получения удовлетворитель-
ных аэродинамических характеристик патрубка осевая
длина диффузора L должна быть не меньше 0,8D и . Со-
пряжение BHYTpeHHero обвода диффузора с торцовой стен-
кой патрубка рекомендуется выполнять с помощью плав-
Horo обтекателя, обводом KOToporo является дуrа окруж
ности с радиусом r 1 == О, 71 H .
Сборная камера патрубка выполняется свободной.
Оптимальные соотношения ее характерных размеров:
11 :;;;.. 1,611;; 13 < О,бl н ; 14:;;;" 1 ,41 H .
Ширина выходноrо сечения не должна превышать ши-
рины патрубка в плоскости разъема: В 1 < В == 2Н нр '
Соотношение сторон выходноrо сечения В 1 и L п опреде-
ляется размерами rорловины конденсатора. При этом
желательно, чтобы степень расширения патрубка нахо-
дилась в пределах п н 2,5+4,0. Торцовая и внутренняя
стенки патрубка выполняются плоскими, а боковая стенка
крышки в виде круrовой обечайки с радиусом r 2 == Ннр'
217
Торцовая и боковая стенки в области крышки сопряrа-
ются по дуrе с. радиусо r з == О, Пн'
При выполнении изложенных рекомендаций rабариты
спроектированноrо патрубка принимают значения:
Lп 0,8+ 1,3; B Н КР Н 1,2+ 1,7;
п 1,4 + 1,8; n п 2,5 + 4,0.
При этом коэффициент полных потерь патрубка с осе-
кольцевым диффузоро II == 0,6+0,8, а коэффициент
окружной неравномерности Шр == 0,4+ 1 ,2. Использо-
вание осекольцевых диффузоров в выхлопных патрубках
rазовых турбин (L п == 1,1 +2,0) обеспечивает еще более
низкий уровень потерь ( п == 0,5 +0,6). Подробное изло-
жение результатов выполненных в МЭИ экспери енталь-
ных исследований rазотурбинных патрубков рассм:а-
триваемоrо типа приведено в работе [21 J.
Вопрос о целесообразности замены профилированной
обечайки укороченным коническим козырьком (указанное
мероприятие существенно упрощает технолоrию изrо-
овления ЦНД) в патрубке с малой осевой длиной (Lu ==
== 0,57) был рассмотрен в НПО ЦК-ТИ в ходе аэродина-
мическоrо совершенствования выхлопноrо тракта турбины
К-750-65/3000 (см. рис. 5.13). Результаты экспери ентов по-
казали, что в диапазонах изменения уrла наклона СХ 2 ==
==22+400 и удлинения козырька I" == LI{/D и == 0,157-'0,24
M. рис 5.2) эффективность патрубка слабо зависит от
указанных параметров. Коэффициенты полных потерь
таких моделей ( п == 0,98 + 1 ,04) Bcero на 16 24 % выше,
iJ:el\f патрубка с осерадиальным диффузором (табл. 5.7).
Для сравнения отметим, что отсутствие козырька увели-
чивает полные потери вдвое ( п == 1,62).
При использовании направляющих лопаток отрица-
тельное воздействие укорочения обечайки сrлаживается,
так как в этом случае условия течения изменяются только
в периферийном канале, а эффективность корневых кана-
лов остается неизменной. Однако в отличие от осерадиаль-
Horo в осекольцевом диффузоре для получения заметноrо
эффекта необходимо устанавливать две лопатки (см.
табл. 5.7). В этом случае коэффициент п == 0,81 +0,85
на 12 18 % превышает таковой для патрубка с лопаточным
218
Т а б л и ц а 5.7
Сравнение аэродинамических характеристик
патрубка турбины K 750-65/3000
с осерадиальиым и осекольцевым * диффузорами
>< ::::*
:;; ОссраднальныЙ Осе кольцевоЙ
;". :;,*
Тип диффузор диффузор
системы =i2", O
с:лс о'" I I
жесТ ,>,.. ><» I I
к ости ; "'с.
с.,... п IiJ p IiJ K 6п IiJ p IiJ K
..: о. с "'
" "'> с::::
OTCYT Нет OTCYT 0,84 0,51 0,99 0,70
ствует ствует
То же \ То же 0,72 0,67 0,93 0,7\
» 2 » 0,72 0,58 0,81 0,69
Реберная Нет Имеется 0,95 0,87 1,01 0,89
» I » 0,84 0,86 1,36 0,95 0,58 1,29
СтерЖIlе Нет » 0,99 0,79 1,05 0,81
вая
То же 1 » 0,88 0,88 0,98 0,70
* Для осеКО.%цсвоr'о Дl1ффузора а 2 250; '[ К LK/D H 0,196
(см. рис. 5.2).
.. ПсреХОДIlЫЙ патрубок с полиоЙ системоЙ встроенных эле-
мситов (см. п. 5.3).
осерадиальным диффузором. В рабочих вариантах па.
трубка (с сИстемой жесткости и с переходным патрубком)
коэффициенты полных потерь сравниваемых моделей раз-
личаются еще меньше (на 6 13%) блаrодаря экраниру-
ющему воздействию распределенных в проточной части
патрубка элементов. Учитывая также совпадение уровней
входной и выходной неравномерностей потока, можно
заключить, что в достаточно развитых в осевом направле.
нии паротурбинных патрубках (L п > 0,6) осекольцевые
диффузоры становятся конкурентоспособными с осеради-
альными .
Следует отметить, что последний вывод справедлив
лишь ДJIЯ выхлопов С умеренными С'коростями потока на
выходе из последней ступени (М < 0,5). При увеличении
числа Маха на входе сопротивление патрубка с осеколь-
невым диффузором резко возрастает (см. рис. 5.19, а)
и снижение экономичности вых.попноrо тракта уже не
может быть скомпенсировано уменьшением затрат на
изrОТОl3ление цнд.
219
5.6. Профиnирование бездиФФУ30РНЫХ патрубков 1
Для бездиффузорноrо патрубка, типичная схема KO
Toporo представлена на рис. 5.3, за характерный размер
принимается ширина входноrо сечения [н. Приводимые
ниже безразмерные rеометрические параметры отнесены
к величине [н и помечены штрихом.
Полные потери бездиффузорных свободных патрубков
весьма велики ( п > 2,0). Для снижения потерь за счет
более paBHoMepHoro распределения потока по проточной
части патрубок должен выполняться канальным, что
достиrается установкой направляющих ребер и разде-
лительных переrороДОК.
Оптимальные rабаритные размеры бездиффузорноrо
патрубка определяются из следующих соотношений (см.
рис. 5.3, а):
[ == Lппн == 3 + 4;
Н ' == НПн == i5 p + 3;
H p == Н крП == t5 p/2 + 1,
[де l5 p == D ср/ [н.
Максимальная ширина патрубка В (в плоскости разъ
ема) определяется из условия, соrласно которому площадь
проходноrо сечения в плоскости разъема должна быть
не меньше половины площади Р н входноrо сечения:
в' == ВПн == 15 p + FII/(2[ l ) + 3.
Ширина выходноrо сечения В 1 находится из выражения
в; == В 1 Пн == Fнпопт/([ Щ,
[де попт == 1,7 + 1,9 оптимальная степень расширения
патрубка.
Если внутренняя стенка патрубка ВЫПО.'Iнена ШIOской,
то в области ВХОДНоrо сечения рекомендуется устанавли
вать внешний обтекатель с поперечным сечением в форме
полукруrа с радиусом r\ --с= (0,10 +0, 12) [н. При необ-
ходимости получить увеличенную степень расширения па
трубка внутренняя стенка может быть с!V!ещена в область
], Вопросы аэродинамическоrо совершенствования бездиффузорных
патрубков рассмотрены rлавны:v! образом в работах МЭИ и ПО ЛМ3,
по рекомендациям которых [21, 69] и составлен настоящий параrраф.
220
обоймы за входное сечение на расстояние [3 О,61 н
(см. рис. 5.3, 6). В этом случае она выполняется профили-
рованной и ЯВ.1Jяется естественным продолжением поверх-
ности внешнеrо обтекателя.
Торцовую стенку патрубка рекомендуется выполнять
плоской, по крайней мере до плоскости разъема. Если
по конструктивным соображениям в области крышки
стенка должна быть скошенной, то уrол скоса не дол-
жен превышать 150. Если в торцовой стенке крышки необ-
ходимо выполнить технолоrический вырез, то он должен
быть удален от входноrо сечения на расстояние [5 ? 1,2/ н
И иметь ширину 16 2111'
Внутренний обтекатель допускается выполнять в виде
двух усеченных конусов, оптимальные уrлы наклона об-
разующихкоторых составляют а 1 со= 5+150; аз == 30+400.
Обвод боковой стенки в нижней части патрубка пред-
ставляет собой прямую ЛИнию, а в крышке образован
плавной кривой (например, дуrой эллипса), переходящей
в рассекатель и разделительное ребро. Применение ука-
занных элементов для бездиффузорноrо патрубка явля-
ется обязательным.
Для выполненных в соответствии с изложеннымИ ре-
комендациями патрубков оптимальное число направляю-
щих ребер равно четырем: по два симметрично располо-
женных ребра в левой и правой половинах патрубка.
Входные кромки ребер располаrаются по выходному диа-
метру BToporo конуса BHYTpeHHero обтекателя. Короткие
ребра начинаются в плоскости разъема, входные кромки
длинных ребер смещены относительно плоскости разъема
на уrол СР! 450. Ребра оканчиваются в выходном се-
чении патрубка. Площадь сечений, образованных вы-
ходными кромками коротких ребер и боковыми стенками,
равна Р н /4 четверти площади выходноrо сечения па-
трубка. Длинные ребра делят эти сечения пополам. Про-
фили ребер выбираются такими, чтобы они обеспечивали
равномерное увеличение площадей проходных сечений
каналов, образованных коротким и длинным ребрами, а
также длинным ребром и боковой стенкой.
Для обеспечения необходимой жесткости узла крепле-
ния опоры ротора в нижней части бездиффузорноrо пат-
рубка располаrаются два плоских ребра жесткости.
Желательно, чтобы расстояние 17 между ними не превы-
шало I п . В случае необходимости число ребер жесткости
221
южет быть увеличено до трех за счет установки llентраль-
Horo ребра.
ДJ1Я снижения неравномерности распределения пара
в осевом напраВJlении необходимо в нижней части патрубка
устанавливать р азделитеJ1ЬНУЮ переrородку. Входная
часть такой переrородки представляет собой сектор коль-
!!евой направляющей лопатки (СР2 == 150 + 1800), переходя-
щей затем в плоское поперечное ребро. Входная кромка
кольцевой части переrородки располаrаР.тся на расстоя-
нии (1,5 +2) Ь Н (rде Ь Н ширина KopHeBoro сечения
лопатки последней ступени) от выходных кромок лопаток
последней ступени и делит площадь входноrо сечения
патрубка пополам. Выходная кромка переrородки рас-
положена в выходном сечении патрубка и делит ero
площадь также пополам.
При соблюдении изложенных в настоящем параrрафе
рекомендаций коэффициент полных потерь спроектиро-
BaHHoro патрубка будет приближаться к минимально
достижимому уровню. Однако для бездиффузорных пат-
рубков он достаточно высок: п == 1,3+1,8. Коэффициент
входной окружной неравномерности для бездиффузорных
патрубков (J)p == 2,0+3,5.
5.1. Характеристики патрубков
G ДВОЙНblМ (БОКОВblМ) ВblХЛОПОМ
Сравнение схем выхлопных патрубков ЦНД с под-
вальным и боковым расположением конденсаторов (см.
рис, 5.1 и 5.4) позволяет заключить, что в аэродинамиче-
ском отношении более перспективной является конструк-
ция патрубка с двойным выхлопом. Это СJ;lязано с тем, что
поток на участке от входноrо сечения патрубка до выход..
Horo в самом неблаrоприятном случае совершает только
два поворота по 900 в разных плоскостях. А при одинарном
выхлопе почти половина потока участвует в развороте на.
2700. К тому же при боковом выхлопе отсутствует необ-
ходимость отводить пар из крышки, что позволяет суще-
ственносократить rабариты патрубка без снижения ero
эффективности. Блаrодаря отмеченным различиям тече-
ние в сборной камере с двойным выхлопом более упорядо-
чено и J1<:rче поддается направленной орrанизации.
До настоящеrо времени отечественной промышлен-
ностью не выпускались arperaTbI с боковым расположе-
222
r а б л и ц а 5,8
АЭjJодинамические характеристики модели патрубка
с Двойным выхлопом
(масштаб моделирования 1: 20 см. рис. 5.25)
"
a '"
о.
t:
" '" НаправляЮщие Конический п (й н (йр
"' "к" ребр а обтекатель
t: 0"0
"'''' ,, ::;
t::::>:
Q)=Q.. U t:
><"'0 "",о
U 0.", ::r""
2,1 Нет Отсутствуют Отсутствует 0,875 0,43
2,1 2. » » 0,722 0,35
2,1 2 » Имеется 0,641 0,23
1,9 Нет » Отсутствует 0,733 0,19 0,35
1,9 I » » 0,695 0,14 0,35
1,9 2 » » 0,617 0,11 0,33
1,9 2 » Имеется 0,541 0,11 0,15
1,9 2 Имеются Отсутствует 0,547 0,12 0,26
1,9 Нет Отсутствуют Имеется 0,734 0,15 0,32
1,9 » Имеются Отсутствует 0,758 0,14 0,33
1,7 » Отсутствуют » 0,739 0,17 0,25
1,7 2 » » 0,607 0,12 0,26
1,7 2 » Имеется 0,520 0,12 0,11
1,45 Нет » Отсутствует 0,931 0,18
],45 2 » » 0,828 0,15
1,45 2 » Имеется 0,707 0,06
нием конденсаторов, что обусловлено причинами не аэро
динамическоrо, а конструктивноrо и технолоrическоrо
характера. Первым опытом в этом направлении является
турбина К-500-60/1500, изrотовленная ПО ХТЗ дЛЯ Ново-
Воронежской АЭС [70 J. Отсутствие данных по аэродина
мическим характеристикам патрубков с двойным выхло
пом предопределило необходимость проведения модель-
ных испытаний, результаты которых представлены
в табл. 5.8. В отличие от патрубков с одинарным выхлопом
даже при столь малом удлинении (см. табл. 5.3) опти-
мальная степень расширения диффузора в патрубке поит 0=
== 1,7 совпадает с таковой для изолированноrо диффузора
(см. рис. 4.13). Интенсивность и характер воздействия
устанавливаемых в диффузоре направляющих .'Iопаток
приблизительно такие же, как и в случае патрубка с оди
нарным выхлопом. одна лопатка снижает полные потери
на 5%, две лопатки на 10 18%. Радиальная нерав-
223
номерность потока на входе в патрубок (Ct)и) при исполь-
зовании кольцевых лопаток резко снижается, тоrда как
окружная нераВНО\lерность (Ct)p) практически неизменна.
Преимущества рассматриваемой конструкции прояви
лись В процессе аэродинамическоrо совершенствования
проточной части сборной Ka!V!epbI. Если в патрубке с ниж
ним ВЫХJIОПО использование одних и тех же элементов
для выполнения прочностных и аэродинамических функ-
ций не дает положительноrо результата, то здесь сило
вая система в виде решетки профилированных ребер (c .
рис.5.25) обеспечивает дополнительное снижение потерь на
10 12 % и на 30 40% у еньшает окружную неравно-
мерность потока. Эксперименты показали, что наилуч-
шие показатели обеспечивают решетки с раВНО\lерным
возрастанием площади по длине межреберных каналов.
При этом увеJIичивать число профилей свыше 24 нецеле.
сообразно.
Высокий уровень выходной неравномерности потока
в выхлопных патрубках ЦНД, а следовательно, и допол-
нительные потери обусловлены тем, что в сборной ка-
мере активный поток за счет центростремительных сил
отжат к торцовой и боковым стенкам, а под обоймой
течение характеризуется возникновением зон застоя и
обратных токов. Ввиду Toro, что в патрубках с боковым
выхлопом внутренняя стенка незначительно выдвинута
в область обоймы, было предложено ликвидировать
образующееся за диффузором внезапное расширение по-
тока, орrанизовав здесь плавное раскрытие проточной
части при помощи специальноrо коническоrо обтекателя
(см. рис. 5.4). Применение данноrо элемента снижает пол-
ные потери на 10 12 %, а коэффициент Ct)p в 2 2,5 раза.
Следует отметить, что применение рассмотренных
устройств обеспечивает положительный эффект лишь при
наличии направляющих лопаток. Это вызвано тем, что
в выходном сечении диффузора без лопаток вблизи обе-
чайки образуется обширная отрывная зона. В результате
конические вставки не обтекаются активным потоком и не
создают диффузорноrо эффекта, а неравномерность поля
скоростей по высоте межреберных каналов резко повы-
шает собственное сопротивление решетки. Направляющие
лопатки, ликвидируя отрывные явления в диффузоре,
способствуют равномерному заполнению ero выходноrо
сечения активным потоко . В таких условиях конический
224
обтекатель иrрает роль дополнительноrо плоскоrо
диффузора с уrлом раскрытия '" 190 (при п 1,7),
а образованные ребрами криволинейные диффузоры pa
ботают по всей высоте.
т а б л и ц а 5.9
Сравнение аэродинамических характеристик моделей патрубков
с одинарным и двойным выхлопом
с переходным Без переХОДllоrо патрубка
патрубком ·
XapaK ЧИС...'10 НЗllраВЛЯЮIЦИХ лопаток
тери в днФФузоре
сТика Одииар Двойиой Нет 2
вый выхлоп
выхлоп
Одинар- I Двойиой Одииар I Двойной
иый выхлоп ный выхлоп
выхлоп выхлоп
п 0,835 0,633 0,860 0,650 0,795 0,520
0,755 0,553 0,615
B. С 0,08 0,08 , 0,18
ООн 0,14 0,12 0,17 0,15 0,12
ООр 0,15 0,15 0,12 0,18 0,11
ООк 0,74 0,87 1,25 0,94
. в днффузоре имсются две нанраВШlющие лопатки.
Сравнивая аэродинамические показатели моделей пат
рубков турбины К 5о.0 БО/1500 с одинарным и двойньiм
ВЫХJ10па,\ш 1 (табл. 5.9), можно ОПlетить, что I/Plc! П'рак
тичсски одинаковых уровнях входной и выходной, !le
раВНО'\IСРIlостей I10тока патрубок с двойным ВЫХiIOПОМ
имеет ПОЛIlые потери на 25 %, а уровень скоростей на входе
в конденсатор (опредсляемый степенью расширсния пе
реходноrо патрубка) в 1,3 раза ниже. При этом следует
YlMeTb в виду, что rабариты варианта с БОКОВЫ'\1 выхлопом
сущеСТВСIIIЮ меньше (C!VI. табл. 5.3). Кромс Toro, ero перс-
ходные патрубки, ОТJlичшощиеся нсудачной rеометриеЙ,
и!vIсют собственные потсри ( II 0,113) почти в три
раза выше, Чбl I/одвальноrо варианта (А п 0,04).
Таким образом, реЗУ.-1Jьтаты ВЫIЮЛНСНlIbIХ исследова
ний позволяют заключить, что для I/атрубков с двоЙным
1 Оба патрубка были выполнены свободными, первый вкточ'ал
элементы системы паровпуска, второй конический обтекатель.'
8 Миrай В. к., rудков э, и.
225
симметричным выхлопом схема профилирования осера-
диальноrо диффузора 1 не отличается от изложенной
в п. 4.5, а процесс оптимальноrо профилирования патрубка
аналоrичен изложенному в п. 5.4. Высоту Н и ширину В
сборной камеры рекомендуется принимать равными О,2 +
+ 1 ,4)D}; (см. рис. 5.4). Оптимальная степень расширения
патрубка n п О,2 + 1 ,4) n. Последнее выражение оп-
ределяет оптимальное соотношение сторон выходноrо се-
чения Н == n п /(2L п ).
Торцовую стенку' патрубка рекомендуется выполнять
плоской. На внутренней стенке необходимо устанавли-
вать конический обтекатель, образуемый боковой поверх-
ностью усеченноrо конуса высотой 11 == L п l}; с ра-
диусами оснований rl == D 1 J2 и r 2 == В/2. На боковых
стенках патрубка желательно устанавливать рассекатели,
обводы которых образованы плавными кривыми, симмет-
ричными относительно вертикальной оси патрубка. Вход-
ные кромки рассекателей размещаются в выходном сече-
нии диффузора. Применение рассекателей снижает пол-
ные потери патрубка на 3 5 %.
Силовую систему сборной камеры необходимо выпол-
нять в виде листовых направляющих ребер. Число на-
правляющих ребер, если не считать двух разделительных,
заключено в пределах от 16 до 24. Входные кромки ребер
располаrаются в выходном сечении диффузора, выходные
обрезаются по радиусу 'з == (0,3+0,4) В. Ребра профи-
лируются так, чтобы степени расширения межреберных
каналов были одинаковыми, а площади проходных се-
чений равномерно увеличивались по длине каналов.
Входные и выходные кромки ребер рекомендуется обра-
батывать в соответствии с требованиями п. 4.5.
При соблюдении рассмотренных условий сборная Ka
мера обеспечивает некоторое дополнительное восстановле-
ние давления, и коэффициент потерь патрубков с двой-
ным выхлопом составляет п == 0,5 +0,6. Окружная не-
равномерность потока на входе также меньше, чем в паТ'-
рубках с нижним выхлопом: (J)p == 0,1+0,5.
1 В riринципе патрубок с двойиым выхлопом может быть выполнен
бездиффузорным или с осекольцевым диффузором. Однако первый из
указаниых типов не представляет интереса ввиду иеудовлетворитель
ных аэродинамических характеристик, а по второму не имеется экспе-
римеитальных данных. Поэтому приводимые рекомендации относятся
только к патрубкам с осерадиальными диффузорамн.
226
Профилирование патрубка (или ero диффузора) с от-
клонениями от изложенных рекомендаций .приводит к
ухудшению ero аэродинамических характеристик. Коли-
чественная оценка увеличения полных потерь патрубка,
вызываемоrо отклонением степени расширения диф-
фузора от оптимальноrо значения, подрезкой входных
кромок кольцевых направляющих лопаток и наличием
щели между наружным обводом диффузора и обоймой
ЦНД, может быть выполнена с использованием соответ-
ствующих данных для патрубков с одинарным выхлопом
(см. п.4.3 и 5.4).
5.8. Влияние ВХОДНЫХ условиИ
на характеристики ВЫХЛОПНЫХ ДИФФУЗОРОВ и патрубков
Аэродинамические характеристики выхлопных диф-
фузоров и патрубков зависят от режимных параметров
и условий потока на входе. Специальные исследования,
выполненные в МЭИ на паровом стенде (что позволяло
менять числа Маха и Рейнольдса независимо друr от
друrа), показали, что для патрубков паровых турбин
характер зависимости п (М, Re) весьма сложен [21 J.
При этом большую роль иrрают рассматриваемый диапа-
зон изменения параметров, а также rеометрия подводящеrо
участка и самой модели. Наиболее важные в практическом
отношении выводы состоят в том, что в автомодельной
области (Re >: 105). эффективность патрубка зависит от
Re незначительно. Влияние числа Маха также оказыва.
ется слабым, если только оно не превышает значения,
после KOToporo в потоке начинают возникать кризисные
явления (местные скачки уплотнения, локализированные
сверхзвуковые зоны). Эrот предел, который зависит от
rеометрии модели, внутренней структуры потока и ха-
рактеристик поrраничноrо слоя на обтекаемых поверх-
ностях, различными исследователями определяется зна-
чениями М == 0,6+0,95 [31, 45, 60, 80, 84].
В паротурбинных патрубках, в отличие от диффузор-
ных каналов простых конфиrураций, специфические
особенности течения (см. п. 4.1) приводят к тому, что вли-
яние числа Маха оказывается заметным и в существенно
дозвуковом диапазоне. Аппроксимируя изображенные
на рис. 4.1 зависимости, так же как для компрессорных
8* 227
диффузоров (см. п. 2.6), прямой линией, получим анало
rИчное формуле (2.12) выражение
ll (М) == п. эксп + Хм (М М эксп )' (5.1)
которое позволяет уточнить' экспериментально опреде
ленный коэффициент полных потерь п. эксп при отклоне
чии числа Маха М от опытноrо значения М эllсп ' Осредне-
ние результатов большоrо числа испытаний показало, что
для изолированных диффузоров Хм ::::::: 0,21, для патруб
ков Хм ::::::: 0,36. Формула (5.1) справедлива для зна
чений М 0,6, коrда звуковые явления еще не наблю-
даются.
Изучению влияния входных условий потока на эф-
фективность диффузорных каналов посвящено значитель-
ное число работ. Наиболее подробно исследованы во-
просы, связанные с закруткой потока. Результаты, по-
лученные при статических испытаниях снеподвижными
закручивающими решетками [3, 4, 9, 12, 29, 69 J, а также
на моделях с вращающимися ступенями [], 28, 46, 56],
показывают, что в отдельных случаях умеренная закрутка
потока на входе в диффузор или патрубок может быть
использована для улучшения ero работы. В диффузорах
с проточной частью, свободной от силовых опор и ребер,
рассматриваемый фактор, как правило, оказывает поло-
жительное воздействие, снижая коэффициент полных
потерь на 10 20%. в выходных патрубках из за наличия
несюшетричной сборной камеры положительный эффект
снижается или пропадает совсем, однако вплоть до уrлов
закрутки ]0 200 она не оказывает отрипательноrо влия
НИя. Исключение состаВ.1ЯЮТ лишь бездиффузорные пат-
рубки. Размещение в проточной части диффузора силовых
элементов существенно меняет характеристики закру-
чепноrо потока. При использовании продольных ребер
даже незначите.1Ыlая закрутка (4 60) увеличивает lIолные
потери патрубка на 5 10% [3, 9, 29]. НаИ:vlеньшее влия .
ние оказывают опоры Kpyr.l0ro сечения, раСПО.l0женные
возможно дальше от входа. При выпотrении последнеrо
условия некоторое снижение потерь, обусловленное за-
круткой потока па входе, было обнаружено в реальных
конструкциях, в том числе в ВЫХЛОIIIlЫХ патрубках ЦНД
паровых турбин [9, 43, 44 J. Физическая сущность рас-
cMoTpeHHoro фактора и сопутствующих ему процессов
весьма подробно разобрана в работе [21].
228
Зависимость характеристик выходных устройств от
друrих параметров потока на входе радиальной нерав-
номерности, турбулентности, влажности пара иссле-
дована недостаточно rлубоко. Имеются сведения, что
полные потери диффузоров слабо зависят от степени тур-
булентности [62, 71 J. Результаты единствепноrо опубли-
KOBaHHoro исследования работы патрубка на влажном
паре, выполненноrо в МЭИ Е. Н. Мыслицким [21 J,
свидетельствуют о том, что с РОСТО:Ч влажности потери
увеличиваются. К сожалению, незначительный объем
опытных данных не позволяет установить хотя бы при-
ближепную закономерность для количественной оценки
влияния этоrо параметра. Отметим, что упомянутые ре-
зультаты пока не дают оснований ожидать изменения
сформулированных выше рекомендаций по профилиро-
ванию патрубков при использовании в качестве рабочеrо
тела влажноrо пара.
Что касается радиальной неравномерности, то наибо-
лее полно изучены профили' скоростей типа поrраничноrо
слоя, получаемые путем выполнения перед диффузором
безrрадиентных участков различной длины [12, 21, 35,
71 J. Увеличение толщины поrраничноrо слоя на входе
в диффузор снижает ero эффективность и приводит к ос-
лаблению зависимости характеристик диффузора от формы
ero проточной части. Эти результаты подтверждаются и
теоретическими соображениями [12, 57, 66 J, соrласно
которым наиболее неблаrоприятными являются выпуклые
профили, так как при этом на входе в диффузор уже
имеется поrраничный слой достаточной толщины, Нара-
стание KOToporo происходит более интенсивно, в резуль-
тате чеrо отрыв потока наступает раньше. BorHYTbIe
профили должны в меньшей степени снижать к. п. д.
диффузора. В принципе они MorYT даже улучшить харак-
теристики течения.
В реальных конструкциях за последней ступенью
турбомашины поле скоростей может иметь характер, резко
отличный от рассмотренных. Исследование таких полей
было выполнено Джонстоном [83 J на серии осекольцевых
диффузоров с постоянной степенью расширения п == 3,2
и варьируемыми уrлами наклона стенок. Результаты этоrо
исследования изложены и подробно проанализированы
в работе [21 J. При всех рассмотренных типах неравно-
мерности к. п. д. диффузоров снижается. Наиболее резкое
229
падение (на 35 40%) вызвал профиль, у KOToporo пик
скорости смещен к поверхности обтекателя. Профиль.
характеризующийся смещением зоны повышенных CKO
ростей к поверхности обечайки, оказался наиболее устой
чивым и почти не изменил характеристики диффузоров.
Учитывая, что условия течения в осерадиальных диф
фузорах и патрубках существенно отличаются от условий
в кольцевых диффузорах с прямолинейными обводами,
авторы книrи и В. И. Нишневич выполнили аналоrичное
исследование на модели патрубка с одинарным выхлопом
турбины К-500-60/1500 (rеометрические параметры пат-
рубка и ero диффузора приведсны в табл. 5.3). Помимо
ответа на вопрос, как форма профиля скоростей влияет
fJa эффективность патрубка, данные эксперименты пре-
следовали цель проверить справедливость рекомендаций
по оптимальному профилированию паротурбинных диффу-
ЗОрОВ,в частности их направляющих лопаток, в условиях
резкой радиальной неравномерности ПОтока на входе.
На рис. 5.18 изображены формы исследованных эпюр
скоростей на выходе из изолированноrо подводящеrо учас
тка, полученные при помощи специально разработанноrо
устройства 1, которое обеспечивало высокую степень осе-
вой симметрии потока (отклонения значений скорости
от среднеrо по окружности значения не превышали 10%).
Анализ условий работы последних ступеней ЦНД мощ-
ных паровых турбин показал, что выбранные типы HepaB
номерности (профили 1 5) достаточно полно охватывают
диапазон возможных изменений этой характеристики,
встречающийся в натурных условиях за изолированной
ступенью. Для приближенной имитации режима частич-
ной наrрузки с отрывом в корневой зоне (профиль 6)
часть входноrо сечения вблизи обтекателя перекрывалась
сплошной переrородкой, которая обеспечивала в этой
области интенсивное вихреобразование.
Результаты эксперимснтов (табл. 5.10) показат1, что
при всех pacc:vroTpeHHbIx типах неравномерности потока
на входс устаповка направляющих лопаток снижает по
тери как в изо.'IироваННО:\f диффузоре, так и в патрубке. )
ОПТЮtальное раСПО.'Iожение лопаток (П ---= Н/l и =....= 0,50),
определенное в условиях paBHoMeplIoro профиля 1 (см.
п. 4.2), во всех С.'Iучаях остается неизменным. Отклонение
1 А. с. 344309 (СССР).
230
лопаток от указанноrо положения при водит к увеличению
потерь. Эффективность применения лопаток в условиях
радиальной неравномерности или существенно увели
чивается (профили 2, 3, 5), или остается на том же уровне,
что и при равномерном входе (профили 4, 6). Независимо
от характера профиля скоростей использованная в опытах
lJi
0,2
1 '1 f"
I !/
т
I
11
I J.
2 ):
/
l
'j
I
+<
l' ,
II
,
J!
J .:.'i]
'/
1
р
(;
",
fj,
/11
19,
[".;
4- q
\[\
\
\\
\
.
\
\
" J
1,2 W.
,11
0.8
о,б
0,4
Ро,б 1,0 w H 0,4 0,8
i
0,8
W H 0,2 0.5
O
W и 0,4 0,8
0,4
5 ..... 't(
,
\
,\
\
,.
б' 1'"
//1
/ '/ /
/"/
l: '"
.'"
'" //
о
.JJ
0,6
(J,2
1)
1).2 0,6 1,0 w H 1} 4-' 0,8 1,2 1,6 W/f.
Рис. 5.18. Профили скоростей (1 6) при различных типах входной
неравномерности потока (1 н == [/ lл; W H == W/11'cp):
изолироваиныli подводящиli участок;, иа входе в диф-
фузор;
. днффузор без лопаток; О днффузор С направляющими лопатками
свободная сборная камера обеспечивает снижение полных
потерь на lO 15%.
Влияние входной нераRIIO:\1ерI!ОСТИ на к. п. д. своБОk
Horo диффузора ПРОЯВJ1яется нсзнаЧlIтельно. Ро,!]Ь BXOk
Horo профиля становится заметной лишь при установке
наIlравляющих лопаток. Это вызвано тем, что в пароТУР
бинных диффузорах всеrда имеет место интенсивныЙ
отрыв пото}{а. В таких условиях лишь крайне резкое
231
Таб.1ица 5.10
Зависимость коэффициента полных потерь п диффузора 3
от характера радиальной неравномерности потока на входе
Характеристика диффузора
Тип С укорочеНIIЫМИ лопаТКаМИ
Вариант про-
фи",я сИстеМЫ 1*
модели Без
ско- 'IOfIaTOK тi 0,371 тi 0,421 н 0,50
ростеЙ
I 0,980 0,915 0,865 0,835
2 0,935 0,706 0,692 0,620
Изо.1ироваНI!ЫЙ 3 0,940 0,740
диффузор 4 1,040 0,973 0,947 0,904
5 0,986 0,826 0,780 0,745
6 0,767 0,732 0,685
1 0,815 0,780 0,739 0,704
Диффузор 2 0,822 0,638 0,620 0,604
3 0,802 0,707
в системе 4 0,922 0,890 0,870 0,840
свободноrо
патрубка 5 0,802 0,690 0,680 0,670
6 0,690 0,700 0,660
· Расстоя ННе между Лопатками Fi. h/lK O,3 Не меиялось
(см. рис, 4.8),
перераспределение скоростей, например, как в профиле 6,
может заметно изменить энерrетические характеристики
диффузора. При использовании лопаток характер течения
приближается к безотрывному и влияние входных пара-
метров потока заметно усиливается, что соответствует дан-
ным теоретическоrо анализа С57 J.
Из теории поrраничноrо слоя известно, что снижение
интенсивности отрыва и смещение ero вниз по потоку воз-
можно за счет увеличения кинетической энерrии пристен-
Horo течения. Это положение хорошо соrласуется с полу
ченными результатами. Улучшение работы диффузора
наблюдается лишь в тех случаях, коrда область макси
мальных скоростей смещена к поверхности обечайки, [де
и происходит отрыв потока (профиль 2). При этом резкое
увеличение пика скорости (профиль 6) приводит К замет
ному снижению коэффициента и (на 22%) даже в диффу
зоре без ло паток. Перемещение максимума скорости
232
к корневым сечениям отрицательно воздействует на харак-
теристики моделей (профиль 4). Даже незначительное от-
даление пика профиля от стенки существенно меняет
картину течения. Если это обечайка, то эффективность
диффузора падает (профили 3 и 2), если это обтекатель,
то растет (профили 5 и 4). При этом перемещение зоны
повышенных скоростей по ядру канала не изменяет
энерrетические показатели системы. Таким образом, для
достижения максимальной экономичности выхлопноrо
патрубка при проектировании последней ступени предпо-
чтительнее принимать прямую закрутку облопачивания,
характеризующуюся выходным профилем скорости типа
2 или 3 1. При работе ступени в режиме частичной Har-
рузки с корневым отрывом патрубок не оказывает до-
полнительноrо отрицательноrо влияния на работу вых-
лопа. Наоборот, блаrодаря увеличению ero восстанови-
тельной способности условия работы ступени внекоторой
степени облеrчаются. Отметим, что последний вывод спра-
ведлив лишь для выхлопов с умеренными скоростями вы-
хода потока, коrда деформация профиля скоростей не
сопровождается образованием в потоке сверхзвуковых зон.
В заключение проанализируем обратное влияние пат-
рубка на характер входной неравномерности. Обращаясь
к rрафикам распределения скоростей во входном сечении
диффузора (см. рис. 5.18), можно отметить, что присоеди-
нение ero существенно деформирует профиль скоростей
изолированноrо подводящеrо участка. В связи с тем, что
в диффузоре разрежение возрастает от корня к периферии,
эпюры со смещением пика скорости к обтекателю (про-
фили 4, 5) заметно сrлаживаются, а уровень H paBHOMep-
ности, определяемый коэффициентом Ц)Н (табл. 5.11),
уменьшается в 1 ,5 2 раза. Для нрофилей противополож-
Horo характера обратное влияние патрубка почти не ощу-
щается. Уровень окружной неравномерности потока на
входе, обусловленной наличием сборной камеры, прак-
тически не зависит от начальной радиальной неравномер-
ности в подводящем участке, что объясняется осесим-
метричным характером последней.
1 Следует иметь в виду, что для турбины наиболее экономичным
является равномерный профиль скоростей за последней ступенью.
Любое ero искажение приводит к увеличению выходных потерь, кото-
рое не всеrДа может быть скомпенсировано за счет улучшения работы
патрубка.
233
Т а б л и ц а 5.11
КОЭффИIlиенты неравномерности потока ООн и ООр
иа входе в патрубок
Изолиро Патрубок с днФФузором
ванный
подво
Тяп дящий без лопаток
профнля участок с лопатками
скоростеЙ
Ш Н Ш Н I Ш р Ш Н I Ш р
1 О 0,21 0,23 0,13 0,18
2 0,34 0,32 0,34 0,18 0,26
3 0,60 0,57 0,39 0,54 0,28
I 4 0,49 0,37 0,25 0,32 0,19
5 0,62 0,22 0,37 0,18 0,33
6 0,96 0,83 0,82
При аэродинамических исследованиях выходных си
стем выхлоп воздуха из модели обычно осуществляется
в атмосферу. В реальном же турбоаrреrате за выхлоп-
ным патрубком следует конденсатор, обладающий замет-
ным rидравлическим сопротивлением, которое может до-
стиrать 20 40 % от величины CKOpocTHoro напора на входе
в патрубок, т. е. rраничные условия в выходном сечении
(модельные и натурные) будут различными. Так как в рас-
сматриваемом сечении скорости потока невелики, то счи-
тается, что выходное противодавление практически не
оказывает влияния на интеrральные характеристикивых
лопноrо тракта. Такая точка зрения подтверждается,
в частности, экспериментальными данными (см. табл.5.6).
Присоединение переходноrо патрубка с силовой решеткой
к существенно различным модификациям модели выхлоп
Horo патрубка (создание противодавления) приводит к оди
наковому изменению сопротивления системы. Однако
в процессе аэродинамическоrо совершенствования модели
ВЫХЛОII!юrо патрубка турбины K-IOOO 60/I500-2 с под
вальным расположением конденсаторов было обнаружено,
что этот вопрос не всеrда решается однозначно.
Указанный патрубок включает осерадиальный диф-
фузор, идентичный с патрубком турбины K 500-60п500
с боковым расположением конденсаторов (см. табл. 5.3),
и имеет такие rабариты: I п == 0,45; В == 2,44; ННР ==
=-= 1,6; п == 2,0. В патрубке использована стержневая
234
система силовых связей, состоящая из 92 стержней. Пере
ходный патрубок с односторонним раскрытием (в Ha
правлении обоймы ЦНД) с собственной степенью расши
рения п и . п == 2,1 также имеет развитую силовую систему
из 112 продольных и 20 поперечных стержней. Испыта
ния Изолированноrо выхлопноrо патрубка показали
(табл. 5.12), что. размещение в ero проточной части
силовой системы вызывает приращение КОЭффициента
полных потерь Д п == 0,30. Если же выхлопной тракт
состоит из выIлопноrоo и переходноrо патрубков, т(}
указанное приращение составляет Д п == 0,24 для
свободноrо переходноrо патрубка и Д I1 == 0,15 Д.'Iя IIе
реходноrо патрубка с силовой системой. Отмеченный
факт свидетельствует о том, что в патрубках с малым yд
линением и увеличенным поперечным rабаритом выходные
УСЛОвия потока заметно ВЛияют на их энерrетические xa
рактеристики.
Для выяснения влияния противодавления на работу
полноrо ВЫХЛопноrо тракта использовались два набора
т а б л и ц а 5.12.
Влияние выходных условий потока на сопротивление модели
выхлопноro тракта турбины 1(-1000-60/1500-2
Силовая Силовая
система Переходный система Выходная п i;п
ВЫХЛОПноrо патрубок переходноrо решетка
патрубка патрубка
Отсутствует Отсутствует Отсутствует Отсутствует 0,66
Имеется » » » 0,96 0,30
Отсутствует Имеется » » 0,60
Имеется » » » 0,84 0,24
Отсутствует » Имеется » 1,00
Имеется » » » 1,15 0,15
Отсутствует » Отсутствует » 0,60
» » Имеется » 1,00 0,40
» » Имеется * » 0,83 0,23
» » Отсутствует 1 вариант 0,90
» » Имеется 1 » 1,29 0,39
» » Имеется * 1 » 1,12 0,21
» » Отсутствует II вариант 0,98
» » Имеется II » 1,40 0,42
» ». Имеется * II » 1,19 0,21
* Силовья система веРхней части переХодноt'О патрубка (1 О по.
перечных и 70 продольных стержней),
235.
<сетоК, устанавливаемых в выходном сечении переходноrо
патрубка. 1 вариант сеток создавал переIlад давления
А.р" 0...= 0,23qll' II вариант А.р" """" 0,36qH (q![ ско-
ростной напор на входе в выхлопной патрубок). В pac
сУ!атриваемоУ! случае, в отличие от ИЗОJ1ированноrо вых-
лопноrо !lатрубка, приращение СО!lротивления, вызыва
емое внесением в проточную часть тракта силовоi\ системы
или ее части, независимо от величины противодавления
остается постоянным (см. табл. 5.12). Отмеченное об.
стоятельство объясняется теУ!, что выходное сечение изо-
лированноrо ВЫХЛОIlноrо патрубка недостаточно удалено
от области разворота потока, выходящеrо из осерадиаль-
Horo диффузора. Поэтому течение здесь крайне неодно-
родно и характери&уется наличием значительных застой-
НЫХ зон, а ппток заметно отклонен от вертикальноrо Ha
правления. Внесение в патрубок стержней силовой си-
стемы усуrубляет эти отрицательные моменты и приводит
к значительному росту потерь. Присоединение переход
Horo патрубка позволяет локализовать отрывные области
(или уменьшить ИХ размеры). При этом течение становится
,более упорядоченным и скос потока уменьшается. В таких
УСЛОВИЯХ выходные сетки не MorYT существенно изменить
картину течения и выступают лишь как постоянное до-
.бавочное сопротивление. Практический вывод, который
можно сделать из результатов изложенноrо исследования,
-состоит в том, что для исключения влияния условий вы-
хода аэродинамическую отработку выхлопных патрубков
'следует проводить совместно с переходнымИ патрубками.
Заканчивая вопрос о входных и режимных параметрах,
необходимо отметить, что их изменение по-разному влияет
на эффективность диффузоров и патрубков в зависимОСТИ
'ОТ аэродинамических и rеометрических характеристик
последних. Однако приводимые в различных источниках
.(включая настоящую работу) данные, посвященные как
-статическим испытаниям [4, 33, 69, 80], так и экспери
ментам с вращающейся ступенью [22, 28, 38, 56, 61], убе-
дительно свидетельствуюТ о том, что лучшие модели в по-
давляющем числе опытов сохраняют преимущество при
одинаковыХ изменениях определяющих параметров. Это
,
,означает, что при выполнении сравнительных иссле-
дований, имеющих целью определить оптимальную форму
элементов и проточной части диффузора или патрубка,
достаточно все модели испытывать при одинаковых пара
236
метрах потока на входе. Данное обстоятельство существен
но упрощает процесс отработки, так как в стендовых
условиях практически невозможно соблюсти полное по
добие по числам М и Re, уrлам закрутки, радиальной
неравномерности и т. п. Указанные требования Moryr
быть выполнены лишь при натурных испытаниях, а TaK
же на моделях с вращающимися ступенями.
Так как поля скоростей и давлений на выходе из по
следней ступени в значительной мере определяются pe
жимом работы турбомашины, то и к. п. д. патрубка за
висит от данноrо фактора. Наилучшее совпадение pe
зультатов статических и динамических испытаний обна
руживается на расчетных режимах, коrда поток на входе-
в патрубок характеризуется минимальными возмущени
ями. В этом случае наличие вращающейся ступени при
водит к увеличению полных потерь выхлопноrо отсека
Bcero на 5 10% 17, 22, 28, 29 J. При осевом выходе и
достаточно равномерном потоке за ступенью данные-
статических и динамических испытаний практически COB
падают [1, 56 J, включая эксперимеI:IТЫ на паровой TYP
бине BK IOO [43]. Собственное в.trияние патрубка на xa
рактер течения, ВhIражающееся в увеличении скоростей
в перифериЙных зонах, аналоrично получаемому на аэро
динамических стендах. Одинаковы также и качественные
результаты исследования влияния OTJLeJIbHbIX пара 1етров
(чисел М и Re, входной закрутки) на характеристики
выхлопа, хотя абсолютные значения разности К. п. Д. И
КОЭффИlIиентов потерь сравнивае:l1ЫХ модеJlей в статиче
ских и динамических УСЛОВИЯХ MorYT неско,'1ЬКО разли-
чаться.
Рассмотренные реЗу.:lьтаты носят достаточно общиЙ xa
рактер, так как они ПО.'1учены при исследованиях раз
личных по своим характеристикам ступеней и патрубков
как на воздухе, так и на паре. ПОЭТО IУ в настоящее время
общепризнанным считается факт, что оптимизацию про-
точной части выхлопных диффузоров и IJатрубков вполне
правомерно проводить, основываясь на данных аэродина-
мических модельных испытаний. Полученные при этом
энерrетические характеристики, уточненные по формуле
(5.1), MoryT быть с достаточной уверенностыо переlIесеНhI
на натурные патрубки лишь для турбин, последние сту-
пени которых рассчитаны на равномерный осевой выход
с умеренными расходными скоростями (М 0,6). В про-
237
-тивном случае истинные значения аэродинамических коэф
фициентов MorYT быть определены только по результатам
модельных испытаний при натурных значениях числа М
с имитацией реальных входных условий хотя бы по наи-
более характерным параметрам. Однако и для таких усло-
вий сформулированные выше рекомендации позволяют
спроектировать выхлопной патрубок с минимальным уров-
нем потерь, а выведенные эмпирические зависимости MorYT
быть использованы для приближенной оценки технико-
экономических показателей сравниваемых конструкций
.выхлопноrо тракта.
5.9. Особенности аэродинамики выхлопных патрубков
при больших скоростях
Как показывает практика проектирования последних
тупеней современных паровых турбин, уровень скоро-
тей на выходе из ступени целесообразно принимать не
.выше (0,5 +0,6) а (rде а скорость звука) [55, 86 J.
В соответствии с таким условием разрабатываются части
"Низкоrо давления мноrих новейших турбоаrреrатов оте-
чественноrо производства (в частности, таким образом
ПО ХТЗ спроектирована последняя ступень с длиной ра-
чей лопатки 1450 мм для машин на 1500 об/мин) и BЫ
пускаемых за рубежом (например, выхлопы фирмы
,«Вестинrауз»).
Однако, как правило, один и тот же выхлоп использу-
'€Тся при создании ряда турбин для широкоrо диапазона
мощностей и различных внешних условий, в результате
чеrо режимы работы последних ступеней MorYT сущест-
венно различаться. Кроме Toro, известные трудности
-технолоrическоrо и конструктивноrо характера не поз-
воляют в необходимой мере увеличивать торцовые пло
щади единичных выхлопов, и их наrрузка заметно воз-
растает с повышением мощности турбоаrреrата. Отмечен-
ные обстоятельства приводят к тому, что в отдельных ма-
;шинах уже на номинальном режиме уровень скоростей
за последней ступенью достиrает 80 90 % от скорости
звука (см. табл. 5.3). При этом следует иметь ввиду,
'Что локальный уровень скоростей за последней ступенью
-может превышать средний вследствие скоростной нерав-
номерности, а также при работе турбины на режимах по-
:238
вышенноrо отбора мощности и при сезонных колебаниях
температуры охлаждающей воды. Все это определяет
актуальность исследования осерадиальных диффузоров
и выхлопных патрубков цнд при больших скоростях
потока на входе.
Течение в осерадиальных диффузорах выхлопных
патрубков характеризуется значительными отрывами по-
тока. Интенсивность отрывов может быть существенно
снижена различными мероприятиями, например уста-
новкой направляющих лопаток. Однако и в это'vl случае
полностью избавиться от влияния данноrо фактора не
представляется возможным, и на выпуклых поверхностях
лопаток всеrда имеют место локальные микроотрывы.
При этом вследствие пережима ядра потока вихревыми
зонами местные скорости становятся значительно больше
среднерасходных. Следует иметь в виду, что при умень-
шении ширины отдельных межлопаточных каналов даже
незначительное оттеснение потока вследствие отрыва мо-
жет вызвать существенное повышение скоростей. При
обтекании уrловых точек на входе в диффузор и входных
кромок направляющих лопаток также наблюдается мест-
ное повышение скоростей. Указанные соображения сви-
детельству!От о том, что звуковые зоны и отдельные скачки
уплотнения, резко повышающие потери, должны воз-
никнуть, коrда BXOДHЫ числа Маха еще далеки от
единицы.
Очевидно, что указанные явления будут усуrубляться
с увеличением числа установленных лопаток и уменьше-
нием осевой длины диффузора.
Сделанные заключения хорошо подтверждаются опыт-
ными данными. Анализ приведенных на рис. 5.19, а
рабочих характеристик некоторых моделей выхлопных
устройств показывает, что для патрубков с короткими
диффузорами (турбины К-I000-60/1500, К-1200-240,
К-750-65/3000 с осе кольцевым диффузором) интенсивность
роста полных потерь заметно усиливается начиная с М
0,55. В то ще время в патрубке последней из указанных
турбин с осерадиальным диффузором, характеризующимся
максимально возможным удлинением (см. табл. 5.3),
указанное явление не наблюдается вплоть до М == 0,75.
С увеличением скорости на входе кривые п (М) обнару-
живают тенденцию к сближению, что свидетельствует
о снижении воздействия аэродинамических методов
239
O)t p
1,3
и
! ,J----9
в-; I z.
7 .../
5 )- / Jt'!
/
1 2 , .../ -; ... л JO
/
.. ... :н .... ,
..... :-."
IU" .
,..;'
/ ...... "
... ! ...
v'
I--- f---' 6
:r-
0,9
0,7
а)!п
1,2
13 .
! f
i
11 t... /1.. 12
I /
Q, n / I ,..
о / /
"
15 !:v
14- ::.--
\
... -t .... 1--....
..:;.:;, - - . Cr-
1,6
0,8
0.2
0,3
0,4
0..5
0,6
0,7
0,8
0,9 М
Рис. 5.19. Рабочие характеристики МОДс.'1сй при бо.1ЬШИХ скоростях
потока на входе: а ВblХ.'10пные патрубки турбин; б идеа.'lИЗИрО
ванныс моде.1И;
диффузор свободный; диффузор с одной лопаткой;
. днффузор С двумн лопатками;
1 б патрубок турбнны K 750 65/:>0(}0 совместно с переходным патрубком
(1, 2 осерадиа"ьный днффузор, реберная система жесткостн; 3, 4 осе-
радиальный диффузор, стержне ван сиСтбlа жесткости: 5 осеколы\евой диф-
фузор, стержневан система жесткости; б осерадиальный диффузор н ,сбор-
нан ка"ера свободные, переходный патрубок отсутствует); 7 9 патрубок
турбины к-I000-60/1500 с НИЖI!!lМ раСПО,10жением конденсаторов (rтepBO-
Начальный вариант); 10 патрубок турбнны к-1200-240; 11 IЗ секторная
моде.1Ь диффузора [79]: 14, 15 патрубок с внезаIlНЫМ расширением на
,входе [:>1] (14 . увеличеиие входной П,,0щади днффузора на 10%; 15 то же
иа 20%)
совершенствования. Однако в диапаЗОI!С изменения
М -< 0,7 целесообразность использования направляющих
,'IOпаток очевидна! Характер рассматривае IЫХ кривых
1 Некоторое снижсние эффективности юде.lей с направляющей
.10паткой по сравнснию с данны 1И таб.'l. 5.6 и 5.7 вызвано тем, что при
испыталиях на бо.1ЬШlIХ расходах lIСПо.lьзова.lась БО.1ее прочная
.lопатка, толщина котороЙ JJ 2,5 раза превыша.lа соответствующее
натурны:ч раз:чера I значение.
240
позволяет также сделать Вывод о том, что в канальных
патрубках кризисные явления ВОзникают раньше, чем
в свободных и со стержневой системой СИJIOВЫХ связей.
Это следует из Toro, что до значений М == 0,6 +0,65 соот-
ветствующие кривые II (М) эквидистантны, а затем соп-
ротивление моделей с реберной системой жесткости на-
чинает возрастать более интенсивно. Таким образом, на-
правляющие ребра патрубка воздействуют на течение в
нем аналоrично направляющим лопаткам диффузора, но
rораздо слабее из-за меньших скоростей обтекания.
Характер течения в осерадиальном диффузоре при
повышенных скоростях может быть хорошо проиллюстри-
рован методами оптической визуализации и, в частности,
теневым методом. На рис. 5.20 приведено несколько те-
HerpaMM, полученных в НПО ЦКТИ при помощи при-
бора ИАБ-451 на секторной модели осерадиальноrо
диффузора [79 J. Для этой цели два плоскопараллельных
защитных стекла устанавливались под уrлом друr
к друrу 1, и между ними профилировался секторный
участок диффузора турбины К-1000-60/1500 (первоначаль-
ный вариант с нижним расположением конденсаторов).
Подобное выполнение проточной части позволяло смоде-
лировать радиаЛьное раскрытие диффузора. Появляющи-
еся в модели дополнительные потери на трение, связанные
с наличием боковых стенок, не оказывают существенноrо
влияния на характер течения и общий уровень потерь,
которые определяются в основном отрывными и волно-
выми явлениями. Непараллельность защитных стекол
не вызывает усложнения методики эксперимента, требуя
лишь введения соответствующих поправок при количест-
венной расшифровке TeHerpaMM.
Сопоставление данных анализа TeHerpaMM и результа-
тов измерений коэффициентов потерь секторной модели
(см. рис. 5.19, б) позволяет сделать вывод, что при уме-
ренных скоростях входа (М < 0,55) наилучшим вариан-
том является диффузор с двумя лопатками. Их установка
существенно уменьшает протяженность зон вихреобра-
зования, однако отдеЛьНые местные отрывы все же оста-
ются и на обечайке, и на лопатках. При увеличении числа
Маха свыше 0,6 происходит существенная перестройка
потока с появлением системы скачков уплотнения, пуль-
], А..с. 811I16 (СССР).
9 Миrай в. к., [удков Э. И.
241
Рис. 5.20. Тснсrрюшы тсчсниЯ в секrорной lOдсли осеради
альноrо диффузора [791: а, б, в свободный диффузор (М ==
== 0,33; М 0,65; 111. с" 0,79 соответствснно); е, д, е ;:щффу.
зор с дву 1Я .10IIатка 1II (111. == 0,34; М == 0,6; J\1 == 0,74 COOTBeT
СТВСIIIIО)
242
СИРУЮЩIlХ во вреЩ !!1! I! перещ щаЮЩI!ХСЯ ВДОЛh обтекае.
мых HOBepXHOCTci\. Уl\азаШIЫС скач!(И УП,10тнения УСУI'уб.
,'1яют отрывные ЯВ,lСНИЯ, потери даВ.1еIIИЯ начинают уве.
личиваться, пр IIЧС:,I ЭКВИ1ИСТ3НТНОСТЬ кр ивых H (,;\1)
нарушается.
Наиболее резкое возрастание ве,lИЧИНЫ I1 наблю.
дается у диффузора с ДВУ IЯ ,10патк3:\lИ, для кото.
poro при М 0,7 наступает режю.J «запирания», коrда
увеличение даВ.1ения во входном сечении не вызывает из.
менения расхода через диффузор. Для варианта с одной
направляющей лопаткой коэффициент II возрастает менее
интенсивно и реЖЮ1 запирания наступает позже. Дольше
Bcero сохраняет свою работоспособность беЗJIопаточный
диффузор (до М 0,85).
ТаКЮ1 образоч, нри БО:IЬШИХ скоростях на входе в диф-
фузор (2\1 =....= 0,7 +0,9) ,установка нанравляющих лопаток
должна ПРОИЗВОДIIТЬСЯ крайне осторожно. Они MorYT
ускорить ВОЗIШКIIOвение систе IЫ скачков уплотнения и
привести к занираниIO кана.lа. В этш! С.lучае целесообраз-
ной :wожет оказаться установка о/тоЙ ,'lOпатки или пол-
ный отказ от ИСI!О,1Ьзования ,10IIаток. В настоящий MO:-'Iент
ввиду ОТСУТСТВИЯ опытных данных подобные вонросы для
каждой конструкции выхлопа :\юrут быть решены только
путем проведеНl!Я :\юде,lЬНЫХ испытаниЙ в HaTypl!o:w диа-
пазоне изменения чис,'!а М.
Интересные работы по совершснствованию околозву-
ковых диффузоров И патрубков проводятся в МЭИ и
ПО ЛМЗ [31 J. В пих Iю'1Твсрждается, что в выхлопном
тракте ЦНД реЖИ 'IУ занираIiИЯ наиБО,lее подвержен
осерадиа,lЫIЫЙ ДIlффУЗОр. Исследования показа:IИ, что
с приближение:\1 к скорости звука необходимо имеТh в диф-
фузоре «запас» площади. Это удается осуществить, в част-
ности, орrанизацией внезаПНОI'О расширения потока при
входе в патрубок. Указанное мероприятие практическИ
ликвидирует эффекты заПl!рания. На рис. 5.19, 6 пред-
ставлены рабочие характеристики Д.1Я двух степеней
внезапноrо расширения. Как видно из rрафиков, кризиса
течения до 2\1 0,95 не наб,lюдается. В этоЙ же работе
показано, что при ОКО.'lOзвуковых входных скоростях,
необх6ди!\ю стремиться к rладкости обводов диффузора,
включая ero обтекатель, и избеrать ИЗ.'10:\iЮВ при профи-
лировании, которые MorYT явиться источником возникно-
вения скачков уплотнения.
9*
243
5.10. Схемы обводов проточном части
выхлопных патрубков некоторых отечественных турбин
Выхлопной патрубок турбины Т.250/300-240 (рис. 5.21)
выполнен бездиффузорным 1. Ero достоинством явля-
ется простота конструкции. Крышка 8 выполнена сво-
бодной со скошенной торцовой стенкой 7, в которой имею-
тся разде.1ите.'!ьное ребро 9 и секторный вырез 10 для досту-
па к подшипнику ротора. В нижней части патрубка установ-
д., A A
\::>
'$.
""
"'5
7100
Рис. 5.21. Схема выхлопноrо патрубка TYP
бины Т 250/300 240
лены четыре слабо изоrнутых направляющих ребра 2,
три ребра жесткости 4 и слабо изоrнутая поперечная пе-
реrородка 3, входная кромка которой представляет собой
половину окружности. Внутренний обтекатель 5 состоит
из одноrо конуса. Внутренняя стенка 1 патрубка выпол-
нена наклонной, и на ней в области входа установлен
конический обтекатель б. Ширина выходноro сечения сов-
падает с шириной патрубка в плоскости разъема. Коэф-
фициент ПО.7JНЫХ потерь патрубка превышает единицу
( п 1,3).
Выхлопной патрубок турбины К-300-240 (ПО ЛМЗ)
также выполнен бездиффузорным (рис. 5.22). Форма
1 Основные rеометрические характеристики данноrо патрубка,
а также рассмотрениых ниже приведены в табл. 5.3.
244
обводов проточной части определена в результате тщатель-
ной аэродинамической отработки патрубка.
Торцовая стенка 8 патрубка в области крышки 9
имеет секторный вырез 11 и два скоса. Внутренняя стенка 1
выполнена ПJ10СКОЙ, за исключение'v!' небольшоrо участка
в верхней половине патрубка. Внешний обтекатель 2
имеет переменную конфиrурацию по окружности. Внут-
ренний обтекатель б диффузора выполнен из трех конусов.
Шесть направляющих ребер 4, спрофилированных СОВ-
kA
12
10
то
тl
Рис. 5.22. Схема ВblХJIOПl!оrо патрубка турби
ны K300 240 (ПО ЛМЗ)
местно с боковой стенкой 7, делят патрубок на криволи-
нейные каналы. В крышке боковая стена образует четко
выраженный рассекатель 12, переходящий в разделитель-
ное ребро 10. В нижней части патрубка установлены про-
филированная поперечная переrородка 3 и три ребра жест-
кости 5. Несмотря на существенное УJlучшение условий
течения по сравнению с выхлопом турбины Т-250/300-240
рассматриваемый патрубок не обеспечивает восстановле-
ния давления. ( п 1,3). .
Вblхлопной патрубок турбиНbl К-300-240 (ПО ХТ3)
включает осерадиальный диффузор с увеличенной сте-
пенью расширения (п == 2,3). Проточная часть диффузора
оrраничена внутренним обтекателем б (рис. 5.23) и ко-
зырьком 4, имеющими плавные обводы. В диффузоре
установлена кольцевая направляющая лопатка 2. Вну-
245
тренняя 13 и торuовая 8 стенки патрубка ВЫПО"1нены П.1С.
скими. В крышке 11 Иl\!еется секторный вырез 9, а боко.
вая стенка 7 образует рассекатель 14, лереходящиЙ в раз.
делительное ребро 10. В нижней части патрубка распо.
ложена система плоских силовых ребер: BOCOlb продоль.
ных 5 и одно поперечное 1. ПРОДО"1ьные ребра ИСПОЛЬЗУ-
ются также как аэродинамические элементы для более
paBHOMepHoro заполнения ПОТО){Оl\1 Быходноrо сечения
А-А
\.t"';)
....,
14
10
S
r
Рис. 5.23. Схе).!а ВblХ,10пноrо патрубка тур-
бины К-300-240 (ПО ХТЗ)
патрубка. Для улучшения условий течения в крышке
установлены шесть коротких направляющих ребер 12
и обтекатель 3 поперечноrо ребра. Жесткие OI"раничения
по расположению силовых ЭJIе1ентов, особенно IIонереч.
Horo ребра, не позволитi получить в данном патрубке
восстановления даВJIения ( п 1,2).
Выхлопной патрубок турбины К-21О-130 (рис. 5.24)
установлен за ступенью Баумана и состоит из двух изо-
лированных секций. Внутренний отсек 3 отводит отрабо-
'rавll1ИЙ пар из BepXHero яруса ступени Баумана, а тор-
цовой отсек 2 из последней ступени. Оба отсека вклю-
чаюТ 1:iесимметричные радиальные диффузоры, проточные
части которых образованы обводами 4, 5, 11, 12. Для
орrаниэаuи и 'rечения в обоих отсеках установлено по
Шесть направляющих ребер 10, спрофилированных сов.
местно с боковыми стенками 7. Кроме Toro, в торцозом
4в
отсеке имеется профилированная поперечная переrород-
ка 1. Боковые степки патрубка в крышке образуют рассе-
катель 14, псреХОДЯЩI1Й в разделительное ребро 13. В ниж-
ней части натру6ка установлены три сквозных ребра жест-
кости б. Торцовая стенка 8 патрубка в области крышки
скошена и Ю\lсет секторныЙ вырез 9. Несмотря на сварную
конструкцию мсжреберные KaHaJIbI патрубка выполнены
плавными в соответствии с данными аэродинамической
А;д,
A A
5 6
Рис. 5.24. Схема BblXJIOnHOrO патрубка турбины K 210-130
отработки, что обеспечивает достаточно низкий уровень
потерь: по внутреннему отсеку II 0,7; по торцовому
отсеку II 1,0.
Выхлопной патрубок турбины K-500-БО/1500 (рис. 5.25),
используемый в турбине с боковым расположением кон-
денсаторов, выполнен с двойным (боковым) выхлопом.
Патрубок включает осерадиальный диффузор, проточная
часть KOToporo образована козырьком 1 (обечайкой) и
внутренним обтекате.'Iем 5, состоящим из трех конусов.
При принятых rа6аритах диффузор имеет оптимальную
степснь расширения п 1,7. В диффузоре установлены
оптимаЛЬНЫ l образом 1 две кольцевые направляющие ло-
патки 4. Все стенки патрубка (внутренняя 2, торцовая 3
и боковые 7) ВЫПОJ1lfепы JlЛОСКЮIИ. Для более равномер-
1 А. с. 436162 (СССР).
247
Horo распределения потока по проточной части патрубка
используются два рассекателя 9 и двадцать четыре ли
стовых направляющих ребра 8, которые одновременно
ВЫПО.'lНяют роль силовых опор. Для распределения
потока по четырем секциям конденсатора в выходных
сечениях патрубка установлены разделители б. Несмотря
на малые относительные размеры патрубок имеет высо-
кую эффективность ( п == 0,7).
Выхлопной патрубок турбины К-750 б5/3000 (см.
рис. 5.13) выполнен с осерадиальным диффузором, для
А A A
I 7 8 9
2
J
4
5
-е.
б
'"
2300
r
Рис. 5.25. Cxe la выхлопноrо патрубка ТУР.
бины K-500 60/1500
KOToporo, соrласно данным аэродинамической отработки
(см. п. 5.3), оптимальная степень расширения п == 1,8.
Наружный обвод (обечайка) б диффузора выполнен плав-
ным. Внутренний обтекатель 7 состоит из двух конусов.
В диффузоре установлена одна кольцевая направляющая
лопатка 5. Аэродинамические рекомендации в отношении
установки в крышке 8 патрубка наклонной отражатель-
ной стенки 14 (01. п. 5.3) не были приняты ввиду услож
нения конструкции, ТОРILQвая 12 и внутренняя 13 стенки
были выполнены плоскюш. Боковая стенка 11 в области
крышки спрофилирована 110 дуrе окружности Для обес-
печения требуемой жесткости секторные вырезы 10 ле-
Boro и правоrо патрубков ЦНД соединены раздели
тельным ребром 9. В нижней части патрубка для этой цели
248
используется силовая поперечная псреrородка 3, к кото-
рой приварено по шесть пЛОских 4 и IIрофилированных 16
направляющих ребер, а также два ребра жесткости 17.
В свою очередь, поперечная переrородка приварена к вы-
ходной кромке обечайки, образуя с ней опорный узел под-
шипника арочной формы 1. С учетом данных аэродинами_
ческой отработки (см. п. 5.3) «плуrовые» ребра 15 в пат-
рубке не Использовались. Определенный по результатам
Ltl..w
I I А-А
4
J
2
1
тlT
9600
....."
..
B B
18
r r
5(18
Рис. 5.26. Схема ВЫХЛОПllоrо патрубка турбины K 1200 240
модельных испытаний коэффициент IIОЛНЫХ потерь па-
трубка на максимальном режиме (М =-с 0,75) равен 1,0
(см. рис. 5.19, а).
В цнд турбины K-1200 240 использован патрубок
с осерадuаЛbf{.btАt 1 UФФУ80РОА! (рис. 5.26). Внутренний об-
текатель 8 диффузора состоит из трех конусов. Козырек 9
и кольцевая напраВ.1яющая лопатка 10 имеют плавные об
воды. Внутренняя 4 и торцовая 7 стенки патрубка выпол-
нены плоскими. В крышке 13 патрубка орrанизация потока
осуществляется при помощи коротких направ.1ЯЮЩИХ ре-
бер 15, спрофилированных СОЮlестно с обводом боковой
стенки 6, рассекателя 14 и разделительноrо ребра 5.
1 А. с. 688658 (СССР).
249
Нижняя часть патрубка при ПОl\ЮЩИ поперечноЙ пере.
rородки 11 разделена на два изолированных отсека 1 и 2.
Поток из верхней ПОJIОВИНЫ ири помощи четырех «плу.
[овых» ребер 18 напраВJIяется во внутренний отсек 2,
расположенный под обой:чой ЦНД. Для улучшения усло.
вий течения в этом отсеке используются четыре направля.
ЮЩИХ, ребра 12. Для отвода потока из нижней половины
диффузора используется торцовый отсек 1, разделенный
на изолированные каналы шестью пrофилированными
направляющими ребрами 17 и разделительным ребром 16.
Вышеуказанные аэродинамические элементы (ребра 5.
12, 15, 16, 17 и поперечная переrородка 11) использу-
ются также как силовые связи, так что из дополнитель.
ных элементов жесткости в патрубке установлено лишь
ребро 3. Несмотря на стесненные rабариты патрубок ха-
рактеризуется высокой эффективностью. Соrласно резуль-
татам стендовых испытаний, реберная система жесткости
патрубка, аэродинамическая отработка которой была
выполнена ПО ЛМ3 совместно с МЭИ, почти не создает
дополнительных потерь. На максимальном режиме (М ==:
==: 0,8) модельный коэффициент полных потерь патрубка
п == 1,03 (см. рис, 5.19, а).
ПРИЛОЖЕНИЕ
ИНСТРУКЦИЯ ПО РАБОТЕ И ТЕКСТ пРоrРАММbl
«РАСЧЕТ ПРОТОЧНОЙ ЧАСТИ ОСЕРАДИАльноrо ДИФФУЗОРА
С ПРОМЕЖУТОЧНЫМ ПОДЖАТИЕМ ПОТОКА»
Проrрамма вьшолнена на языке ФОРТРАН IV дЛЯ
ЭВМ Ее АлrОРИт:\10М лроrраммы ЯВilяется схема расчета,
изложенная в п. 2,5. Приводимая ниже таБЛИIlа устанав-
ливает соответствие основных обозначений, ИСПО.'Jьзован-
ных в кпиrе и в тексте ироrРЮJl\Ш.
Проrрамма позволяет выIIлнятьь два типа расчетов:
1) по заданны:ч rабаритам диффузора СПРОфИ.'Jировать
ero проточную часть с опти:ча.'JЬНОЙ степенью конфузор
ности на поворотном участке;
250
Таблица
СООТВЕТСТIЗ11Е ОБОЗf!АЧF:НИй, ИСIJOЛЬЗОI3АННЫХ I3 !(ниrЕ
И I3 TEKCTIC ПРОI'РАММЫ
Характеристика
в книrе
Обозначение
в проrрамме
ВХОДНОЙ yro,1 наК,1Она обтека
те,1Я
ВходноЙ yro.1 наК,10на обечайки
ВХОДНОЙ диаметр обтекате.1Я
Входной диаметр обечайки
Выходной диаметр диффузора
П.10щадь входноrо (выходноrо)
сечения диффузора
Максима,1ьное и МИНЮlальное
значения текущей степени расши
рения *
Номер точки деления обечайки
(сечения)
Коэффициент формы
Приращение коэффициента фор
мы
Осевая длина диффузора
ПО.1ная Д.1Ина обечайки
Ширина проходноrо сечения
Ширина выходноrо сечения
Текущая Д.1Jина средней .тинии
Радиус вписанноЙ окружности
ЧИСЛО точек деления
Номер варианта расчета
Степень расширения диффузора
Степень поджатия поворотноrо
участка
Текущая степень расширения
Максимально (МИН има.1ЬНО) дo
пустимая степень поджатия
Радиус скруrления обвода об.
текате.1Я (обечаЙки)
Координаты !хентра окружности,
дуrоЙ котороЙ образован HOBO
ротный участок обтекате.1Я (обе
чай ки)
Координаты центра вписанной
окружности
КООР,Jинаты точки касания
вписанноЙ окружности с обводом
обтекателя *
Коор:щнаты точки касания впи
санноЙ окружности с обводом
обечаЙки *
ALFAI
ALFA2
D1
D2
DK
FN (F К)
Gl,02
(NSI, NS2)
1
КАРА
DLTKP
L
L2
L!
LK
LS
LR,S
.м
N
NP
r\PV
NS
Q (S)
R,! (R,2)
XCl, R,C!
(ХС2, R,C2)
XS, R,S
ХХ, R,R,
(XlS, R,!S)
ХХ2, R,R,2
(X2S, R,2S)
СХl
СХ2
d!!
D и
D K
F и (F K )
п', п"
х
дх
L
5 п
li
lк
т
п
1/ п пов
п (5)
(llппов)mах,
(1 I п пов ) mlП
Rl' R 2
ХЦ1' 'Ц1
(Х Ц 2' , Ц2)
* I3 скобках даны обозначеиия, используемые в форматах 102
и 101 при выводе реЗУJIьтатов расчета на печать.
251
2) для диффузора с заданной rеОYIетрией определить
закон изменения тскущей стспени расширения по длине
ero проточной части.
В первом случае исходными данными, вводимыми
по формату 100, являются: номер варианта расчета N,
входные диаметры обтекателя D1 и обечайки D2, длина L,
выходной диаметр DK, степень расширения :t\p диффузора
и два числа S и Q, ОПрfд!"ляющие rраницы диапазона
рекомендуемой степени поджатия поворотноrо участка.
Если степень расширения диффузора не оrраничена кон-
структивными соображенияYIИ, то ее величину следует
определять по rрафикам паш (J, Е, б), приведенным
на рис. 2.16. МИНИYIальная S и максимаJIьная Q степени
поджатия задаются кривыми 1/п нов (Т) (см. рис. 2.14).
В качестве остальных входящих в формат 100 величин
Rl, R2, ALFAl и ALFA2 на перфокарте с исходными дан-
ными набиваются четыре числа О.
Результаты расчета выводятся на печать тремя фор-
матами. В формат 101 входят исходные данные, а также
полученные в ходе расчета значения площади входноrо
сечения диффузора FN, ширины выходноrо с€'чения LK,
входных yrJlOB наклона обтекателя ALF А1 и обечайки
ALF А2 (в rрадусах) и значения координат центров и ра-
диусов окружностей, дуrами которых образованы на по-
ВОрОТНОУ! участке обводы обтекателя (ХС1, RC1, R1) и
обечайки (ХС2, RC2, R2). Формат 102 отражает изме-
нение rеометрии диффузора по длине ero проточной части.
Для каждоr'о сечения с НО:\1СрО:\1 1 1 печатаются координаты
XS, RS центра вписанной окружности (точка Oi,
рис. 2.18), координаты точек касания этой окружности
с обводами обечайки X2S, R2S и обтекателя Х 15, R1S
(точки A i и B i , рис. 2.18), значения текущей степени рас-
ширения NS и расстояние LS 2 от входа до данноrо се-
чения (до точки Oi), измеренное по дуrе средней линии S
(CYI. рис. 1.1). В последнe:v! формате 104 на печать выво-
дятся три величины: степень конфузорности поворотноrо
1 В алrоритме nporpaMMbI заложена разбивка обвода обечайки иа
25 элементарных отрезков. При необходимости их число может быть
принято любым, не превосходящим 98.
2 При необходимости B:YrecTO LS на печать может быть выведена
ве.1ичина радиуса LR,S вписанной окружности или ширины LI проход-
Horo сечения.
252
участка кру и экстремальные значения текущеи степени
расширения NSl и NS2.
Помимо окончательных результатов расчета для опти-
мальноrо варианта диффузора на печать выводятся также
промежуточные данные, которые относятся к вариантам,
рассчитываемым в пропессе последовательноrо прибли-
жения. В этом случае форматы 101 и 103 печатаются пол-
ностью, а в формате 104 выводится лишь величина NPV,
выходящая за заданные пределы S и Q. Если принятая
схема построения обводов диффузора не позволяет полу-
чить заданную степень поджатия 1, то на печать выводится
соответствующая информация формата 105.
Второй тип расчета может быть проведен лишь для
диффузора, каждый обвод KOToporo образован двумя (или
одним) отрезками прямых и дуrой окружности (см.
рис. 1.1). В этом случае формат 100 исходных данных за-
полняется целиком с приведением величин R 1, R2,
ALFA1 и ALFA2 (две последние веЛИЧflНЫ в rрадусах).
Результаты расчета выдаются форматами 101 и 103.
1 Такой с.1учай возможен при очень малых значениях УД.'Iинения L,
коrДа вступают в силу оrраничения по допустимым величинам КАРА
и ЛLFА2.
2 о 8 2 БS= N м
0000000000000000000000000000000
::Е
ос
а..
=
а..
J:::
.....
о..
О
= СУ)
1.&.1 »
.е
..... .е -<
::::
У:О
Of-<
....0
Ot:::
:r::
..ощ
::::
-<f-<
::::-<
Y:
О:У:
щО
ut:::
о
::::
f-<..o
u:r::
-<::r
::rO
o:s;f-<
о»
:r::
::r Щ
03
f-<o..
t:::
t::: u
f-<
Щ
::r
u
о..
uuu
254
03: ><:
* +
I р:;
т f-< ><:
-< +
-< '"-' -< о о м
'"-' м
8 -< '"-' '"-' f-<
> с.. -< f-< -<;:::: ,"-,ф'"
o.. (/) f-< * t: >!1 ,- " 115
o * > * 11 L-5 11 Ii z о
° o So '"-' U >!1 1 o o G ,
o '::'< '--' , " >-'-<
с..:; "" -< ><: u ,,"-,, ><: ><: о(/) cr5
(/) , f-< I f-< ><: u ею, - 11 ' , ..q< ..q<
p:; + * + р:; м cr5 ,
м р:; ...... f-< + f-< 11 z м м , -
+ + '"-' (/)20
--!.о..о""':><: . * "-', -
-<S + u с.. * u '"-' оюо p:;
;:::: p:; р:; * р:; 'мФ , - o
g u* I O u I 'f-< S
P:;><: :::'><: I р:; р:;Р:; p:; p:; 11 "-' - ,"-" ' P:;tDO'
, _ zo l р:; -; I * I -; о t2 11 - '11 'o S
0f-< ;:;J Р:;,"-, , - ' f-<
--!.p:;s p:;,::,<f-<uu uP:; 0' ,p:;1Ip:; (/)&; ""'
::;0 :JP:;><:><: p:;f:;' I -<u - 11 ' _ f-< '
' ,* 0' + I + f-<><: f-< ><: , O
,ор:; O -< (/) р:; р:; I I tD 11 о.. о' _ о' ,- f-<_;Z
оР:;о-<f-< * ' O' z (/) '
--!.c.. c..,"-,* -< u(/) * ><: 'О f-< f-< ><:o
o..j8p:; -<:Ja ><:+ Q '- f-<
,c..p:;-<u:J-< I I f-< I GG'!I O't--tDtDtD -', ф
f-<P:;-<f-< * f-<-<><:оZ f-< ' ' o
8 R8tlf-<*u >!1 5 1 ' tD,S_S f-< ;Z
S ci c..c::. + 1 (/) + -< t:- :=: 11 '"-'о 11 '"-'о - " ----:.
Z><: 11 1I >!1$ 11 I * ' 1 ' 117,";""ю S'"-' ' - (/)><:t--
(/) O><: ..... f-< I 'I II :::::'"-' --< 11 -< 11 f-<
p:;;...; P:;p:; 11 р:;><: 1I р:; ;.... f:;'f:;' ", '"-' '"-' P:;f:;'tD
8 03: ;""'ci <-<'., II u G - -<о
щ + t:- ><:><:"""":I <p:;<p:;"" ''''''
. u , , ф
'::'<.".. (/) , M P:;P:; O ' 'Р:;ФР:;'
Щ р:;'"-''"-''"-'с.. ''''''il..>.L. ,"-,,"-,,"-,ООI----<, " 'О ОФ
P:;--!.0 ><:>!1><:>><: I ::о ><:U><:P:;P:;>.L.'"-'- - ;;S ;Я,"-" ,"-,f-<
* * * * * ****** * *
0'1""""1 C"I С":)
S3 о З
М Ф ФО М Ф ФО М Ф ФО М Ф
ММММММмм ЮЮФФФФФФФФ
900000000000000000000000000090000009
t::
:€
::о
::r::
::r
о
" Е--<
11 C/J >.>
о:!.
Z
q:
gs с. C/J.
g
t.L..r::
..о с.
" ::r:: о t.L.
Щ [у) .....1
C/J t:: >.> «;,
z щ .е
Е--< .е pi:
о' u :s:
у: р:;
Е;, о:!. С.
м Е--< Z
tD ::r:: щ .
::r:: ::r
о
у: с. .....1.
di -
_ - о' о
..,; о щ
E--<:€' . О
.:s:- ZG'
O"O
::-----i ........ O
""" :€ M ::r::
:;;; t3 щ щ :s:
:€ :€g.:€ ОЕ--< е
p:; p:; p:; ;5 I
::r:: p:; :€
* * *
ю Ф
З З
м-
и-5
11':)
t.L.. ,
11
>
с.
Z
uuu
$"
о
у:
О
::r::
щ
::r
:s:
щ
с:с
>.>
..о
Е--<
::о
Е--<
Щ
о
6
,:s;
:s:
::r::
щ
::r
щ
u
о /
U
:s:
::r
о
6СХ:;ф
'1 O
1, l'
L')Z """": ;1
]I U:J с. 7 ii :><
c. "':'E--<E--<
:€щ с.:€:€
с:с
О
с:с
О
,:s;
щ
:s:
с.
Е--<
Щ
:€
о
щ
....
,:s;
о
::r::
::r::
у:
[у)
;:::.
u о С.
g ;.
О r' Ю'"'
;:::.;:::. ......
[у) о c.c.u...u...il:'itt.L.t.L.o*
О **.....1.....1.....1.....1 E--<a
о" $$ ol '"'
'Q' <C/JC/J zz ......
щ t.L.t.L.o033 t.L.*
Z .....1.....1UUC/JC/JE--<E--<MOZC:.....1
Е--< 1r !A!A!Ag J
it it BZt.L."
U u...r.:..t.L.u........1.....1.....1.....1.....1.....1;;;:;I] II"
Е б
о
UUU
255
ООФО М ФФ ООФО М ФФ ООФО М ФФ ООФО М
ФФ ООООООООООООООООООООФФФФФФФФФФОООО
90000000000000000000009090009000
i:Q
О
Ч:
о
i:Q
О
:cs:
tIJ
:s:
о..
....
tIJ
О
tIJ
....
:cs:
О
::r::
::r::
<r:
Ч:
<r:
СУ)
u
<r:
о..
О
СУ) О
>., ....
09 О
09 С
:s:
Ч:
о
....
о
С
о-
о' .... tIJ
tIJ tIJ :Z:
[; II
<r: ....
f:: о.. f::
uuu
256
uu u
t::;:
»
о..
::.:::
u
е:::
б
>.,
:s:
Ч:
<r:
о..
о
....
о
::r::
СУ)
о
i:Q
О
::r::
..о
J::;:
<r:
:s:
u
::.::.'
-<:::;:
::.::.'
tIJ:CS:
:s:<r:
::r::
ЩЩ
J::;:
щО
Ч:t::К
g::s:
t:::::r::
ОЩ
*
c::i'
<r:
....)
<r:
r/)
I
.......
c::i'
<r:
....)
<r:
r/)
*
::.::.'
Z
1
c--i
<r:
-<....)М
<r:
....)Uci
;;З*"":
I
......:o
I
::.::.'::.::.'0:;'
ZQ I
"' O
"., O:;' о:;'
!A II"" 11
i:i:' 0
O:;'O:;' O:;'CO:;'
м
uu u
о
t::К
:s:
::r::
tIJ
В
>.,
о..
::.:::
u
6i'
<r:
....)
<r:
r/)
1.
е:::
<r:
u
»
:s:
Ч:
<r:
о..
<r:
о..
о
::о
i:Q
:s:
....
u
О
::r::
..о
J::;:
:s:
i:Q
<r:
о..
t:::
t::К
-<!::;:
::.::.'щ
0......
tIJ<r:
i:Q::.::.'
ОЩ
0......
t:::
*
<r:
....)
<r:
r/)
1
*
о:;'
J
Z
б
<r:
....) *
<r:
r/) <r:
*
....) ....)
I ;:;
c--i о +
C"I C'\I
<r: Ф <r:
"":
....) Мф ....)
::::-<r: " О <r:
<r:uФ.... u
O:;' *"": *
....) Ф O<r:
*<r: C O:;'O:;'
<r:r/)Q 1+
о.. 1 I MO:;' E: .
50:;''f liаJё:
11 "j::::;J о р'! о.. ::.::.' О 11 Q
11 11 <r:....<r:....::.::.'0:;'....0:;'<r: 11 11
::: o s !o!:;:BB
O:;'O:;'O:;'f::O:;'cO:;'f::f::e:::cO:;'::.::.' O:;'
Ф
o
u
Ф ФО М Ф ФО М Ф ФО М Ф Ф
oooooo
::s::
::.::'
o::s;:
<r:
::Т
Щ
..о
О
....:!
::О
::r: <r:
::s::
t:::; <r:
t:t:
o::s;: :<
О
::r: ....:!
t:::; ;;3
О I
t::: .
Щ !:::;:....:! м
::s:: *<r:
Iu....:!
::r: +
1ё::1
Щ ::.::' c-;j....:!
t:t: Z*-----+
Щ ::.::'
CI.. o
t::: .!!cl! 1r
О
....:!....:!....:!....:!
u
u
Cl.. 0
t::
-<
::r:@:
u
::.::'0
cY)::r:
щ....
Cl.. U
....щ
O
i:O
o
..ou
::r:
CI..
-< ::::::
tc::r:::.::'
щ....o::s;:
O<r:
щCI..::Т
t:::;ОЩ
(1)
<r:t:::
5$
::s::..........
::Т u
::S::<r:
О ::Т
6 :3 :»
t:::;
Щ :J
:::r
Щ
::S::
::r:o::s;:
Щщ::О
t:::;::r:::r:
Щ::s::o::s;:
t:t:t:::;Щ
5:0::r:
t::: ::s::
O t:::;
* *
uuuuu
м <r:
....:! c-;j'....:!
_____ <r:
ci +
"" ....:! c-;j
...........:!Е:'
++++ oSI
-----E:' :3:J:J + I IIII :S
:J ....:!<r: <r::::::::::::: =-=-....:!IIОо
I! ....:! .!! 11 cl! I! 11 11 I1 11 II:J c:fc:f .!! с"" 11
I! ....:! ....:! Ф О....:!
....:! <r::::<r::::::::::::::::::: ....:!<r:C<r:
::s::
::.::'
<r:
::т
..о
О
::s::
::r:
Щ
t:::;
Щ
t:t:
::.::'
Щ
::Т
О
....
Щ
::.::'
....
u
<r:
....::Т
-<:»
::r:
CI..::r:
Oo::s;:
gЩ
::r:
щ::S::
::s::t:::;
::r: 0
Щ
t:::;
щCI..
t:t:t:::
Щ<r:
@:::r:
О
<r:
....:!
<r:
CJ)
-<*
....:!
....:!<r:
<r: +
,...JU ,
*
.....;
J! 'If
y
O
O
м
uuuu
257
О М Ф ООФО М Ф ооФо м Ф ооФо м
фффффффффф
:::::
:::G
:ts::
<
::r
О
t:I:',
:::::
::r::
Ч:
:.::;
g
f--<
q
oq, <
"'"
м .....1
----- <
.....1 +
<
I:J
.....1 I
+.....1.....1
.....1+<.....1
<;:; 11 11
1I.....1 C
.....1 р:;
<=.....1<
UUUU
258
р:;
р:;
х
x
f--<:::G
<f--<
::r:: U
:::::<
ч:::r
С1..>->
O O
О
:::G::r::
щf--<
:::::0
::r::C1..
щО
t:::;i:O
щО,
ч:t:::
щ<
e::r::
О
р:;
р:;
.....1
+
.....1
c,) c,) !
uP:; uP:; 6i'
х+ х+ <
+8 +8 ::J
-----р:; 8Р:; м <
gs, p:;s, О I
фs, s, f--<G:;
.....1ZU ZU......O!
';.U5*G:; ФU5*""'Сс
* + ::: * +-----p:;
d P:; 1 с ci P:; 1 c <
11 р:; р:;Ф 11 р:; p:;0'
...... 11 11 < ...... 11 \1 <
ф ;:::;-;:::;- 11 О 00;:::;-;:::;- 11 м р:;
c::i'c::i'Сf--< c::i'c::i'С:J 11
OXp:;p:;OOXP:;P:;ii:".....1
оХр:;<СОХр:;<......<
ф
ООФ
VUUU
:::::
:::G
:ts::
<
::r
щ
О
t:I:',
:::::
::r::
щ
t:::;
щ
ч:
:::G
Щ
::r
О
f--<
Х
Х щ
f--<:::G
<f--<
::r:: U
:::::<
ч:::r
С1..>->
O
00
:::G:r:
щ..о
:::::t:::;
:r:<
щ:::::
t:::;Ч:
щ<
ч:С1..
щ<
e:r:
О
00.....1 00.....1
::: < ......::: <
:::G+ Ju-):::G+
.....1Z U .....1Z U Х
......Х .....1 .....1......Х .....1 <
.J! 11 '":t J.J! 11 '" :t 5
0;:::;-;:::;-< О <м;:::;-;:::;-< О р:;
Mc::i'c::i'IIf--< 11 Mc::i'c::i'11 f--< 11
oXp:;.....10.....10Xp:;.....10
ОХР:;<С<ОХР:;<СР:;
о
м мм
м
м м
ФО М IOФ о м Ф Ф6 М Ф Ф6
ФФФФФФФФФФоооооооооо
:>::;' ::r щ
::rщ ::r
у: Щf-< ЩЩ щf-<
,.cH-О ..of-< ..0-<
щ 00 0-< О:>::;'
щf-< :>::;' Щ
щщ щщ щf-<
::S:: -< :>::;':>::;' :>::;'f-< :>::;,..0
::r:-<:>::;, f-<f-< f-<..o f-<O
Щ:>::;'Щ uu uO U щ
::r::rf-< -<-< -< -<:>::;'
щО..о ::r::r ::rщ
u О >.,>., >.,:>::;' ::rf-<
Щf-< f-< >"u
a:) u -<
С О 00 0-< O::r
y: ::r:::r: ::r:::r ::r:>"
:>::;' O ,;s:,;s: ,;s:>" ,;s:
щ..оа:) щщ щ ЩО
::r::r:..o ::r:::r: ::r:0 ::r:::r:
0::r: 0 ::s::::s:: ::s::::r: ::S::f-<
f-<ЩU ..o O
00 O 00..
a:) -< O
O
::r: t::Кt::К t::К::;:: t::Кa:)
"-< 0..0.. о..у: 0..0
Off-<CI::' СС С-< сс
о..
B 6 -<-< -<-< -<-<
O ::r:::r: ::r:::r: ::r:::r:
a:) I 1 I I 1 I
t::Кt::К t::Кt::К t::Кt::К
Щ ::S::::S:: ::S::::S:: ::S::::S::
f-< :>::;'::;:: ::r:::r: ::r:::r: ::r:::r:
-<,;s: ЩЩ щщ щщ
::r:-<-< ::r ::т ::r
::S::::Tf-< щщ щщ -< щщ
у: щ -< y:u y:u ф y:u
o....o::r: щ щ ...J щ
80 -<о.. ф -<о.. -<ф' -<о..
:>::;,:>::;,g:: :>::;'щ :>::;'Щ f-< :>::;'щ
::т с ф' . ::т с
::т с
ф CI::' C')
Щ,;s:8 м. 0-< " 0-< I=- 0-<
ф f-<:>::;, ::: f-<:>::;, f-<:>::;,
::S::щ:>::;, ...J м ...JU
::r:: . ф' ..::т ;::' ..::т CI::' ..::т of
щ-<u с') O I O ...JJl МО
HEB ,;s:f-< ;::::;- ..-.... ,;s:f-< ,;s:f-<
Що..t::К 11 ;::' 11 ? IIII? e;r
...J -< .t::К -<. -< .
O::;:: ФCl::' B 3 ::т::;::
CI::' I ::Т::S:: ::т::;:: C- O:;'
0..::r:::r:t::К >.,:>::;'щ >.,:>::;' CI::' >.,:>::;' а:)
С щ 011 11 i( ,;s: f-< IICI::'ii:" ,;s:t::К CI::' ,;s:t::К 11
Оt::К щ QCI::' u-<-< -<CI::' u-< CI::'f:: u-< а:)
*** ** ** **
ф
с') с') с')
UUUUUU UUUUU UUUUU UUUUU
259
М ФФ ФО М ФФ ФО М ФФ ФО М ФФ
м
а:;- ci
e;r б ci
iZ
><;:::;- Ф
11 ::::- 11 0 ::5
,.........,><:....--...
?><? I
><1I 0i(
>« C......
260
:::<::,f-<
.t:;;:<
<:::<::'
::r
f-<
00
:::<::,:::<::'
f-<f-<
UU
«
::r::r
>.,>"
::r::::r::
f-<.t:;;:
o
o..::r::
о:::>:
COt;:
00
C
<о..
::r::t:
1<
::r::
I
t;::S:
::r::
::r
<
:::<::,U
::r
00..
f-<
<
""..
.....::r
<о
f-<
t;: , t;:
U:S:
**
ф о
м
uuuuu
с.6
с.6
><
::::- :::
e;r><
><;:::;- l
II::::-II:?
3><3><
>< ><
>< 11 iI:'
>« ......
.t:;;:
<f-<
::r<
:::<::'
Of-<
o
:::<::'
f-<
u:::<::'
<f-<
::ru
>.,<
::r
>.,
о
::r::
b::r::
0.....0
ot;:
СО<
о:::>:
C
<
<о..
::r::
1<
::r::
:s:1
::r::
::::;:
t;:::r::
::r ф
,
<u ф
:::<::'
::ro..
o
L.t:
'" u
.. < e;r
Ф:::<::, "'-1
""..::r ....:i
o 11 II:?
::r f-< ;:::;-
>., , ....:i::::-
5R
**
uuuu
uuuu
:::<::'
.t:;;:t;:
<
::rf-<
<
:::<::'
o
f-<
:::<::'0
f-<
u
<:::<::'
::rf-<
>.,u
<
::r
о>"
::r::
b
o..::r::
Of-<
СОО
00..
СО
СО
<о
::r::t:
1<
::r::
:S:I
ffi
t;::S:
::r::
::r
<
:::<::,U
::r
00..
f-<
t:
<0<
.t:;;::::<::'
<::r
::r o
>.,f-<
t;: ,
u:S:
*
Ф
,
6i' Ф
U ,
>< Е:.: ::J:
I СО
б e;r >< u
c't
"'- "'- 1
ut:.><;:::;-
II::::-II
1 "'- >< o
co:?><:?f-<
11 11>< 11 o
f-<CO>« C......
.t:;;:t;:
<
::rf-<
<
:::<::'
o
o
f-<
U:::<::,
<f-<
::ru
>.,<
::r
>.,
о
:&
t;:::r::
<f-<
:S:o
o..
<о
о.. со
О
<с
::r::
1<
::r::
:s:1
::r::
::::;:
t;:::r::
::r
<u
:::<::'
::ro..
o
f-<t:
..<
:::<::'
.t:;;:::r
<о
::rf-<
>., ,
t;::S:
u:::<::'
*
м
UUU
g тSФ $
f-< ots: О
«
::r;,::' f-< < ::r::
g ots:
f-<
O ::r:: со ::r::
О :s:
>.,1::;: О 1::;:
;,::' ci.. ots: О
f-<;,::' ;,::'f-<
Uf-< 0< :s:0
<U ;,::' 'c:i' ::r::::r::
::r< :s: ::r:: ci..
>.,::r (х 1::;: с
>., JooooIE--t (х < ::r
...o (/) I::;:
::r:: OZ + U CO <
::r:: O ::r::
::r::0 О Ci..::r::
...o::r:: O::::;: 'c:i' ::r:: < f-<
1::;:...0 :s: ::r:: Cf-< :s:
<1::;: CO < U
:s:< СОСОс!.. 1 ;,::' :s:U
::::;: ::::;: CY'J ;,::' ""';I::;:
< coOS ci.. ::r .(Х
ci..< UU f-< О>.,""';-(Х
ci.. f-< о: О f-< .
< б
::r::< ::r:: ::д ::r:::s:<
I::r:: :s::s:
I ::f::r::::r:: 'c:i' ::r:: ;,::' ;,::'
:s: < :s: f-< f-<::r
::r:::s: f-<UC <Q<o
« J
::r:: ::r::;,::'f-< ci.. ::r::...o::r::f-<
I::;: :s: U U I::;: I::;:
::r б U
Ci..:s:ots: Ci..<ci..<
U О * ::д
< О;,::'Е!" f-< '<t'
;,::'с!..
;,::' >., < 1D
::r 'c:i' c-i .М ::r:: U
::r;,::' ::r:: uu:s:tQ
оС (х :s: .......... tC...
:s:0 ОО(Х =S'
f-« f-<f-< :s: ..О
'c:i' ..;,::' ::r:: . ...JI ci.. >< ::r:: :S:'"
"" OO::r ::::;: ................... """"" О ;,::'
"'" I::;: .....: """""........................ О ++U 1::;: ::rots:;,::'
(х ф О (X...J=> II ........................C"IC"I
ll f-< 11 11 Z g} (X (X ;,::' (X f-<o<f-<
(х (X (X I I <f-<::ru
::r ... ;::- E: ...::.(X IIII!! a ;,::' ;,::' >.,<
!::",C-E--t <D 11 cY'J1::;:::r
>.,:S: ;::;-;::;-z ci.. (X IIII a :s:u>.,
(X O 1::;:;,::'1::;:(X 0 С(/)...::. О;,::' """"" ......."""",, ......
"""""..............""""" "'"
(X c uots: (X U O O(X;:::::- (X (X (X O
* ** * *
'<t' 1D <D t--
'<t' '<t' '<t' '<t'
U UUUU uuuuu uUU uuuuuuu
261
Ф 6 М Ф 6 М Ф 6 м IOФ
oooooooooo
MMMMMMMMMMMMMMMMMMMM
ш
.::::;:
ш ::r::
>-> .... ?$ш
i.Q
* О t;:
о :S:Ш
::r::
::r:: .д а ::r
.... U t;: о::::;:
о СО ........
ci.. + :s: i.Q otS: U
О О :s:0
СО 6i'
О ::r::::r::
с * ci.. О ш
*
::r:: o..
::r:: U ;::;- :S::::<:;'
.... rxrx t;:o
.... J :s: i.Q
"'" :s: "d 6i' :S:OtS:
...J
?$. ш ::::;: * Ci..o
.... ш + t;: :S: * c::r::
* t;: ::r::
OtS:
* ::r rx
rx I .дU
"'" p:i. * 6i' o::r ::r:::S:
...J U
?$. .... *!:::.-6 .дС
*
.... u:::::.. J о * ф t;:co
(x * (ха
+: .... ш
I o rxФ ....
?$ (x
::r U ::r I+z C!..
...... I СО....
О О otS: 0 ...J
1 *CJ) o::r::
.... ....:::::.. U .... :s:CO Ш
:t (x ?$ t;: ::r::i.Q +*@ ш;::[
t;: O' J I Ш o I t;:
Ш CJ) ?$ .... 00 uQ
"'" .... ......
=-::::. rx C *lrx95 о::::;:
...J o U;:::;- * * c::r::
O* :::<:;' Ш U "'--"',..............:J- ...
.... ><:::;"C't U.... 115 ......O ш
uш Irx rx U р:::::;: I c;j 6i' Ф.
* :s:.... :s:i.Q t;:
."'" Р:;фЕ=' rx rx;2
i.Q I о о o
' ...J ё О ?$.I""';rx .. Ш ?$?$i6i'
:::::ш :S:t;:
.... CJ) ;:::;- О' rx :s:rx f:;'f:;' rx ;::[0
Q =- +Ф Ш CCI............ (/) ф............ф :::<:;' ;:::;' c.OU ::r:: d rxrxrx...J оС
' :::<:;' :::<:;'I + OtS:.... ....................lCО::;
OtS:.... Ш O'O'...JI
c-io * .... U ol ::r:: CJ) CJ) t;::::<:;,
rx 1:::;.... U rxluouo ::r cot;: 11 11 5'
::::::: O ::r rxi. rx .... rx .... >->::r rx.... rx...J ::r
I1 ii:' 11 8 >->::r 1I:::<:;' 110 110 t;:>-> 11 11 о ii:' 11 11 Ш rx
5* Ci...... rxrx
rx .... rxCrxC u rxc rx u ...J...Jf:::= ::r::*
*
о c'f) ф
uuuo uuuu uuuu uuU
262
О М ФФ О М ФФ О М ФФ О М ф
ММММММММММ фффффф
M MM M MMM MMM MM MMMMM MMM
<
r::;:
О
6
r::
6i'
*
*
......
rx
rx
1
......
rx
+
z
*"'-
3
:3
*
Irx
;::;-+
C:;
rx
rx
2 ';'
Ш' ' ...... ...... ....J 0'...... ;:J
S ............ ;; rx 11 rxC/)p.zo
rxO 11 11 Q 11 11 ;::;-1111 11 Е: 11
11 11 Е--<............ Е--" ;::;-;::;-(j) ;::;-;::;-z;:::;-
о О ОИИ Х ИОи
rxC rxC rx....J rx....JZU....J
rx
....J
:s:
rx
....J
со
О
:::<::'
(Y'J
ш
р.
Е--<
О
(Y'J
:s:
,ф
UU
ф
о
ф
:s:
:s: 6i'
::r: *
:s:
r::;: *
ffi J
::r: сп
5 rx <
О J :J
сп
:о
+ о.:-
r::;: z
*
*
ots:::::: (:)
ш I j
S (:)
>., с/) р: р: .
:::<::' ?1(:)U
ll:;;:<a
............"'-"'-cn
ш (j)'-o-'....J....J .U
:s: «z><;.
::r: +': ':;:::;- 6i'd м
ш Е--< ООО О....; O ,.,
r::;: 'rx ...........
,., 11 О'С/) II II с<5 < с<5 11 c<5 Cп ;:J Z L. о'
И
11 11 Ш....J Ш I ш....... ш
Ш «Е--< Е--<М Е--<;::;-Е--< ::r "
Ф Ф z U
r::о ....J::Зrx rxо 11 (хС/)о <
O(:)....J....J« ....J (:)= U р.
* *
м
ф
......
(j)
....J
u
u
....;
ф
ф
uu
......
сп
><;.
со
О
О
со
О
ots:
ш
:s:
р.
Е--<
Ш
Ш
"""'
......
rx
rx
......
ots:
О
::r:
::r:
<
<
(Y'J
......
сп
z
rx
u
<
р.
О
>., Е--<
Э О
Э с
:s:
lC'
......
uuu
263
Ф ФО М Ф ФО М ф фО М ф фО
фффффффффф фф
MMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMMM M M M
::t>
tt)o..
::r Z
<...
::t
M::t
f-<
<
б
og
5t::
::t:s::
Е!х
<
t::
:S::
xE--<
:s::U ots:
:S:: g
:S:: 1:х
:S:: <
ох <
og; (У)
"--<:S:: t::
09 9
::r::u (У)..о
..0< x
o.. (У)
< :s::ф
:S:: $ x
:S::ffi 0< Uo О
t:: I Е--<х :s:: ф ф о.. < Е--< I Е--<
< ....... < Е--< Ф . О :::<::'хо С. о
E--< "(j) 8:::<::' < О Е--< . o ;2 о м
U Z ots: E--< О o I
ots: l д ZO Е--< О + :S:: <
x B O s Е--« o.. Ф"{j) Ь
Z a З I 61 S Z
:::<::'J!.!. ;: (Y) . 11 11 11:::<::' O-i * 6.:tJ!. z 6.-:::' I
c.1E--< о о..о о..оо.." o.. o z c.1E--< о..о о>
Е--< z....... Э 11 t::E--<Е--<" :::<::'Е--<Е--<:::<::'Е--<:::<::'< iI< <P:'.'E--<z 11 Z"""' """'ZE--<Z" о..
Еots:о J!.В 6 06 0 Е--< J!.0J!.Фо ДВДДоД 6.
o:S::QQz= zG = Qo=QOQ:::<::' :::<::'=P:'.'OO QQz=zoooz=
*
iiJ
Е--<
:>
о..
6.
о
:s::
::r::
<
::r::
(У)
UU
264
Ф Ф
U U
Ф
ф
ФФ
ф
Ф
О
U
ф о ф о Ф о Ф
oooooooooo
U
Е--<
ci..
О
Е--<
СО
О
<1::
::r::E--<
o
I::;:::r
;.::'<
<о..
::r::
.д
I::;:U
o
"--,СО
>'>::::;:
о
:s: Q
E--< <U
::r::
ffi 38 I::;:
::r ;.::' I::.д 05
< СО "--'
::r:: Е--< :s:U >.>
::r:: ::r:: o
::r:: >.> ::r:: :s: 1::
$ Х o 1:: Е--<Е--<
<
СО o U u::r::
U ::r::1::;: 0<
а "--' Ou 1::Ci.. ci..
.д ::r::Е--< .д
..... 1::;: ::r::::J >=<
а o O < .....
:s: З CO ci..
::r::o < ::r ::::;:
ci.. E--<gg :s: G 3
E--< О ;.::' "--'o ::::;: о C
< > o ........ Е--< . OC ,", """СО .,,", . 1:: > -
Е--< ci.. C!.. ci.. ..... < ..... '-' :s: "
o 8 + O X** C!.. >.>+ ::r:: + c
O C ...J < CO :s::s: CO
I:: Q ...JCi.. « o E--<;.::' 2 :s:
> I а о О< ;.::'::r:: ...J...J ::r:: u ...J :s:::r...J <
" Щ" ";.::' II *:s: 11Е--<:S: О II 'g 1 5 1З::r::
I . 11 Ci..OXCi..oCi.. ::rc ::ro o o::r::
I::E--<E--< ;.::'E--<Е--<;.::'Е--<;.::'<" :S: «::r:S:Е--« <...JЕ--<Е--< со<Е--«Е--<Ci..
0 0 E--< 0 1::;:0 $ 01::;:>'> 0
u QC QCQ;.::' co «Ci..coc;.::' < C <C
Е--<
С
;>
ci..
Х
<
s
i:?
u
ф
u
о
::r::
::r::
::r::
:s:
u
uu
uC
1::;:
Е--<
<
;.::'
Е--<
О
<
::r::
::r
>.>
1::;:
о
1::
о
uU
u
Список литературы
1. Абрамович с. Ф., Самсонов Е. Ф. Иссдедование работы судовых
турбин с диффузорами. Судостроение, 1967, NQ 3, с. 23 27.
2. Адкинс. Короткий диффузор С низкими потерями давдения.
Пер. с анrд. Тр. амер. об-ва ИНЖ.-мех. Теоретические основы ННЖ.
расчетов, 1975, NQ 3, С. I 13 118:
3. Амелюшкин В. Н., Уманский М. П. Вдияние закрутки потока
на эффективность криволинейноrо диффузора. Энерrомашинострое-
ние, 1963, NQ 12, с. 18 21.
4, Аэродинамика диффузоров и выхлопных патрубков турбо
машин/А. Ш. Дорфман, М. М. Назарчук, Н, И. Подьский, М. И. Сай-
ковский. Киев: Изд-во АН УССР, 1960. 188 с.
5. Аэродинамическое иссдедование выходноrо патрубка rазовой
турбины/И. И. Кириллов, И. [. fоrолев, Р. И. Дьяконов, А, А, КДИМ-
цов. Изв. вузов. Энерrетика, 1961, !! 8, с. 56 60.
6. Бауэр Ф., Марек Й. Изоэнтропическое течение rазов: ТаБДИIlЫ
и поправочные HOMorpaMMbI. Праrа: Изд-во Чехосдовацкой академни
наук, 1961. 643 с.
7. Бушель А. Ф. Исследование коротких радиаДЫIЫХ и комбнни-
рованных диффузоров. Промышленная аэродинамика, 1966, вып. 28,
с. 121 138.
8. Веревкин Н. Н., Лашков Л. О. О способах уменьшения потерь
давления в диффузорах с большими уrлами раскрытия. Промышден-
ная аэродинамика, 1956, вып, 7, с. 81 94.
9. Винник И. Д., Уманский М. П., Черников В. А. Некоторые
результаты аэродинамическоrо исследования ВЫХДОПllOrо патрубка
TpaHcnopTHoro rазотурбинноrо двпrатедя. Энерrомашиностроение,
1959, NQ 4, с. 6 11.
10. Влияиие rеометрических параметров криволннейных кольце-
вых диффузоров на их эффектнвность/О. И. Диденко, А. ш. Дорфман,
М. И. Сайковский, А. П. Степаненко. Изв. АН СССР. Энерrетика
и транспорт, 1966, J\"Q 6, с, 154 161.
11. Влияиие уrла раскрытия на эффективность кольцевых кри-
Волинейных диффузоров/О, И. Диденко, А. ш. Дорфман, М. И.Сай-
ковский, А. П. Степаненко. Изв. вузов. Энерrетика, 1967, NQ 8,
с. 105 108. '
266
12. В6",lЬф, Джонстон. В.1ИЯШIе неравномерности входноrо про.
филя скоростей на режимы течения и характеристики П.lОских диффу-
зоров,. Пер. с анrл. Тр, амер, об-ва инж-мех. Теоретические основы
инж. расчетов, 1969, .NQ 3, с. 141 156.
13. Вольфберr Д. Б. Некоторые теХНИКО'ЭКОНО l!Iческне характе.
ристики мощных, паротурбинных б,10КОВ сшл. ТеПJ10энерrетика,
1973, 2 6, с. 87 89,
14, Вули, Кляйн. Методика расчета течения с развитым отрывом
в плоских каНЭJlах, Пер. с aHrJl. Тр, амер. об-ва ИНЖ.-мех. Теорети.
ческие основы ИНЖ. расчетов, 1978, J\'2 2, с, 152 159.
15. rазотурбинные установки: Атлас КОНСТРУКIlИЙ и схем/Под
ред. Л. А.' Шубенко-Шубина. М.: Машиностроение, 1976. 164 с.
, 16. rиневский А. С. Энерrетические характеристики дозвуковых
диффузорных каналов. Изв. АН ссср. ОТН, 1956, лr2 3, с. 152 155.
17. rиневский А. С., Бычкова Л. А. Аэродинамические характери-
стики' ПJl0СКИХ и осесимметричных диффузоров с предотрывным состоя-
нием турбулентноrо поrраничноrо слоя. В КН.: Тепло- и массопереН8С.
Л.: Энерrия, 1968. Т. 1, с. 100 115.
18. I'yдков Э. И. Исследование и аэродинамическая отработка
наrнетательноrо патрубка rазотурбинной установки rTK-25. Энер-
rомашиностроение, 1973, лr2 6, с, 18 20.
19. rудков Э. И., Дрозд Е. Е., Носова И. С. Оптимальное про-
филирование осерадиальных диффузоров паровых турбин. Тр.
ЦКТИ, 1973, вып. 124, с. 36 39.
20. I'yдков Э. И., Серазетдинов А. 3., Пульпииский Я. С. Приме-
нение ЭЦВМ для расчета проточной части выходных диффузоров осевых
котельных наrнетателей, Тр. ЦКТИ, 1971, вып. 110, с, 101 105.
21. Дейч М; Е., 3арянкин А. Е. rазодинамика диффузоров и вы-
хлопных патрубков турбомашин. М.: Энерrия, 1970, 384 с.
22. Довжик С. А., Морозов А. И. Исследование кольцевых диффу-
зоров осевых турбомашин. Промышленная аэродинамика, 1961,
вып. 20, с, 168 202,
23, Дорфман Л. А. ЧИСJlенные методы в rазодинамике турбомашин.
Л.: Энерrия, 1974, 270 с,
24, Дорфман А. Ш., Польский Н. И., Сайковский М. И. Об отсосе
поrраничноrо С,lОЯ в колыlвыыx диффузорах, ИЗВ. АН ссср. Энер-
rетика и автоматика, 1961, лr2 6, с, 156 163.
25, Дорфман А. Ш., Сайковский М. И. Метод расчета отрывных
течений и ero приложенне к проектированиJO выходных диффузоров
турбомашин, Тр, ЦКТИ, 1964, вып, 51, с. 88 98.
26, Дорфман А. Ш., Сайковский М. И. Определение оптимальной
формы диффузора с произвольной средней линией при отрывном тече-
нии. ИНЖ,-фИЗ. журн" 1963, !! 12, с. 88 95.
, 27. Дорфман А. Ш., Сайковский М. И. Приближенный метод
расчета потерь в КРИВО,lинейных диффузорах при отрывных течениях.
Промышленная аэродинамика, 1966, вып, 28, с. 98 121.
28. Дроконов А. М., 3арянкин А. Е. Исследование совместной
работы турбинной ступени и диффузорноrо выхлопноrо патрубка.
ТеП.10эн rетика, 1972, лr2 2, с, 43 45.
29. Дыскин Л. М. ИСС.1едование в:!Ияния rеометрических и ре-
жимных параметров на характеристики кольцевых диффузоров. Авто-
реф. дне. на еоиск. учен. степ. КанД. техн. наук. М., МЭИ, 1969. 26 е.
30. Емцев Б. Т. Техническая rидромехэника. М.: Машиностроение,
1978. 463 е.
267
31. Жилииский В. П. Исследование выхлопных патрубков паровых
турбин при околозвуковых скоростях на входе. Автореф. дис. на соиск.
учен. степ, канд, техн. наук. М., МЭИ, 1979. 18 с.
32. Зарянкин А. Е., Зацепин М. Ф., Щах Р. 1(. Влияние rеометри,
ческих параметров на работу Iюльцевыx осерадиальных диффузоров.
ТеПJ10энерrетика, 1966, J\' 7, с. 29 33.
33. Заряикин А. Е., I(руrленков А. А. Исследование выхлопных
патрубков конденсационных турбии. ТеПJ10эиерrетика, 1963, ,N'e 2,
с. 41 45.
34. Идельчик И. Е. Аэродинамика потока и потери напора в диффу-
зорах. Промышлениая аэродинамнка, 1947, выи. 3, с. 132 209.
35. Идельчик И. Е. rидраВJ1ические сопротивления, М. Л.:
rосэнерrоиздат, 1954. 316 с.
36. Идельчик И. Е. Справочник по rидраВJ1ическим СОПРОТИВJ1е.
ниям. М.: Машиностроение, 1975. 559 с.
37. Идельчик И. Е., rинзбурr Я, Л. Простые способы уменьшения
сопротивления коротких диффузоров с БОJ1ЬШИМИ уrлами раскрытия. '
Водосиабжеиие и сан. техиика, 1971, ,N'e 10, с. 27 31.
38. Исследование параметров турбины с диффузором/I(. П. Адек-
сеев, А. А. Батнер, К. r. Евrрафов, А. С. Мазо. В кн.: rазотурбин-
ные и комбинированные устаиовки. М., МВТУ, 1972, с. 14б-......-154.
39. Исследоваиие способов повышения эффективности конических
диффузоров/И. r. rоrолев, Р. И. Дьяконов, А. М. Дроконов, В. Э. Лу-
кашевич, А. В, Осипов, Энерrомашиностроеиие, 1979,,N'e 5, с. 20 23.
40. Каменецкий А. И. Эмпирический метод расчета турбулентноrо
поrраничноrо слоя в несжимаемой жидкости. Тр. ЛПИ, 1970,
лrе 313, с. 39 62.
41, Карлсон, Джонстон, Сейджи. Влияние формы стенки на ре-
жимы течения и характеристики плоских диффузоров с прямолинейной
осью, Пер, с анrл. Тр. амер. об-ва ИИЖ.-мех. Теоретические основы
инж, расчетов, 1967. лrе 1, с. 173 185.
42. Касилов В. Ф. Вопросы эффективности коротких диФФузорных
каналов, Автореф, дис. на соиск. учен. степ. канд. техи. наук. М.,
МЭИ, 1979. 18 с,
43, Лаrун В. П., Симою Л. Л. Результаты исследований выхлоп-
,юrо патрубка HaTypHoro ЦНД турбины BK-IOO-5. Теплоэнерrетика,
1968, ЛЪ 12, с, 13 17.
44, Лаrуи В. П., Симою Л. Л., Фрумин Ю. З. Натурные исследова-
ния ВЫХ,10пноrо патрубка мощной паровой турбины. Теплоэнерrе-
тика, 1975, Ne 2, с. 31 36.
45. Лашков А. И. О влиянии сжимаемости на сопротивление вы-
хлопных диффузоров. Инж. журн., 1964, т. 4, вып. 3,
с. 5Бl 553,
46. Левин Е. М., Захарчук r. И. Влияние закрутки потока на ра-
боту кольцевых конических диффузоров осевых турбомашин. Энер-
rомашиностроение, 1972, лrе 2, с. 27 28.
47. Ляховский Д. Н. Кинематический ультрадиффузор и пер спек-
тивы применения ero в топочной технике. Тр. ЦКТИ, 1955, вып. 28,
с. 3 165.
48. Миrай В. 1(. Исследован!{е оребренных диффузоров. ТеПJ10-
энерrетика, 1962, лrе 10, с. 55 59.
49. Миrай В. К. О влиянии начальиой турбулентност!{ на эффек-
Тивность диффузорных течений. Изв. вузов. Энерrетика, 1966,
лrе 2, с. 115 116.
268
50. Миrай В. К., rудков Э. И. Некоторые способы уменьшения
потерь в Э. ементах котельных rазовоздухопроводов, Тр. ЦКТИ,
1971, вы!!. 110. с, 78 82.
51. Миrай В. К., rудков Э. И. Совершенствование аэродннамИIЩ
напорноrо патрубка осевой воздуходувки для МОЩНЫх котлов, Энер-
rомашиностроение, 1971, Nэ 8, с. 16 18.
52. Миrай В. К., Носова И. С. Уменьшение вихревых потерь в 1<а-
налах. Теп, оэнерrетика, 1979, J\"э 7, с. 49 51.
53. Морозов Д. И. Повыщение эффективности выхлопных патруб.
ков турбин. Энерrомашиностроение, 1965, Nэ 5, с. 35 38.
54. Нельсон, Янr, Хадсон. Расчет осесимметричиоrо ПрОфИJШрО'
BaHHoro диффузора с отсосом поrраничноrо слоя. Пер. с анrл. Тр.
амер. об-ва ИНЖ.-мех. Энерrетические машины и установки, 1975,
J'-.'2 1, с. 137 144.
55. Нишиевич В. И., Сафонов Л. П., Фирсова r. В. Проблемы
создания ЦНД перспективных пароВыХ турбин ТЭС и АЭс. Энерrе-
тическое машиностроение. НИИЭинформэнерrомаш, 1978, Nэ 10. 56 с.
56. Носовицкиli А. И., Амелюшкин В. Н., Наумчик Б. В. PalJ\)Ta
ВЫХОДиоrо патрубка паровой турбины. Энерrомашиностроение, 1968,
лr2 5, с. 34 35.
57. Овчинииков О. Н. Влияние входноrо профи, я скоростей на
работу диффузора. Тр. ЛПИ, 1955, лr2 176, с. 175 188.
58. Панков О. М. Исследование малоrабаритноrо высокоэффек-
тивноrо четырех каскадноrо кольцевоrо диффузора. Изв. вузов.
Машиностроение, 1967, .1\"2 5, с. 75 79.
59, Плотииков В. А. Течение rаза в выхлопном патрубке. Эиер-
rомашиностроение, 1973, лr2 2, с. 10 12.
60. Ранстандлер мл., Дин мл. Характеристики плоскоrо диффу-
зора с прямолинейными стенками при высоких числах Маха на входе.
Пер, с анrл, Тр. амер, об-ва инж,-мех. Теоретические основы ННЖ,
расчетов, 1969, J'-.'2 3, с. 71 99.
61. РаспутнисА. И., Бухарин Н. Н. Исследование выхлопных пат-
рубков rазовых турбин. Изв. вузов, Энерrетика, 1965, лr2 9, с. 38 46.
62. Рено, Джонстон, Кляйн. Характеристики и расчет плоских
диффузоров с ПРЯ:\lолинейной осью. Пер. с анrл. Тр. амер, об-ва
ИНЖ.-мех. Теоретическне основы инж, расчетов, 1967, лr2 I,c. 160 172.
63, Седов Л. И., Чериый r. r. Об осреднении неравномерных
потоков rаза в каналах. В кн.: Теоретическая rидромеханика.
М.: Оборонrиз, 1954, с, 17 30.
64. Соколовский Л. П. Исследование аэродинамики выходных
патрубков турбин и компрессоров. Энерrомашиностроение, 1956,
лr2 9, с. 11 13.
65. Соколовский Л. П. ИСС'1едование и отработка выходных па-
трубков rазовых турбин н напорных патрубков аксиальных компрессо-
ров. В кн.: Исследования элементов паровых и rазовых турбин и
осевых компрессоров. М. Л.: Машrиз, 1960, с. 117 122.
66. Солодки н Е. Е., rиневский А. С. К вопросу о влиянии началь-
ной неравномерности потока на характеристики диффузорных кана-
лов. Промышленная аэродинамика, 1959, вып. 12, с. 168 181.
67. Степанов r. Ю. Основы теории лопаточных машин, комбини-
рованных и rазотурбннных двиrателей. М.: Машrиз, 1958. 350 с.
68. Стрэтфорд. Расчет отрыва турбулентноrо поrраничноrо слоя.
Пер. с анrл. Сб. перевоДОВ иностр. статей. Механика, 1959, лr2 6,
с. 21 37.
269
69. Таушканова В. Б. Испытания выхлопных патрубков мощных
паровых турбин. В кн.: Исследования элементов паровых и rазовых
турбин и осевых компрессоров, ;\\. Л.: 1v\ашrиз, 1960, с. 123 132.
70. Трояновекий Б. М. Турбины для атомных Э,1еКТРОСТi1НЦИЙ.
М.: Энерrия, 1978. 231 с.
71. Уайтмен, Рено, К.1ЯЙН. Влияние ус,ювий входа на характе-
ристики двумерных дозвуковых диффузоров. Пер. с aHr,1. Тр.
амер. об-ва инж.-мех, Техн. механика, 1961, :'11'2 3, с. 44 58,
72. Уваров В. В., Шкурихин И. Б., Моляков В. Д. Исследование
совместной работы ступеней турбины )j радиальнокольцевоrо диффу-
зора с управляемым поrраничным с,юем. Теплоэиерrетика, 1976,
Ng 5, с. 18 20.
73. Уманский М. П. Исследование осерадиальных диффузоров.
Энерrомашиностроение, 1964, Ng 10. с. 8 12.
74. Уманский М. П., Амелюшкин В. Н. Сопротивление диффузор-
ных патрубков турбомашин при изменении втулочноrо отношения.
Энерrомашииостроение, 1967, Ng 1, с. 41 43.
75. Федяевский К. К. Приближениый способ определения места
отрыва турбулентноrо поrраничноrо слоя по экспериментальному
распределению давления. Промышленная аэродинамика, 1958,
вып. 7, с. 17 24.
76. Франкфурт М. О. Экспериментальное ИСС,lедование диффузоров
с щелевым отсасыванием воздуха из поrраничиоrо слоя. Про-
мышленная аэродинамика, 1973, вып. 30, с. 41 50.
77. Чжен П. К. Отрывиые течения. Пер. с анrл. М.: Мир, 1972.
Т. 1. 299 с.
78. Шлихтинr r. Теория поrраничноrо слоя. Пер. с анrл. М.:
Наука, 1974. 711 с.
79. Эффективность осерадиальных диффузоров при различных
режимах течения/Л. М. 3ысина.Моложен, В. М. Кузнецова, Ю. С. Сач.
ков, Л. А. Фельдберr. Теплоэнерrетика, 1980, N2 5, с. 19 23.
80. Boehm J. J. forrnpararneter uпd Кеппliпiеп der aerodynarnischen
Giite vоп Abdarnpfstuzen der Darnpfturblnen. ВиН. sсiепt. AIM, 1962,
У. 75, N 9.
81. Boundary Layer апd flow Control. :--Jcw York, Pergarnon Press,
1962.
82. Hackeschmidt М., Vogelsang Е. Ober den Епtwurt spezieller
rotationssyrnrnetrischer, gerader Grenzleistungsdiffuzoren, W iss. Z.
Techn. Uпiv. Dresden, 1966, У. 15, :--J 1,
83. Johnston J. Н. J. Effect of in!et conditions оп the fIowin annuIar
diffusers. Aer. Res. Counci!, current papers, 1953, N 178.
84. Little В. Н., Wilbur S. W. Perforrnance and Boundary Layer
Date frorn 12° and 23° Conica! Diffusers of Area Ratio 2.0 at Mach Nurnbers
ир to Choking and Reynolds Numbers ир to 7.5.106. NACA Report,
1954, 1201.
85. Ringleb Р. О. To\v-dirnensional Flo\v with standing Vortexes
in Ducts and Diffusers. Trans. of ASME. Ser. О, 1960, N 4.
86, Silvestri G. J., Davids J. Effects of Нight Condenser Pressure
оп Stearn Turblne Design. Proc. Arner. Power Сопf. (Chicago), 1971,
У.33.
87. Tults Н. Flow expansion and pressure recovery in fIuids. Proc.
ASCE, 1954, У. 80, N 567.
Предисловие
оrЛАВЛЕНИЕ
Основные условные обозначения
r л а в а 1. Аэродинамика потока и методы снижения потерь
в диффузорах . . . . . . . .
1.1. К:лассификация диффузоров .
1.2. Аэродинамические характеристики выходных диф-
фузоров и патрубков ...........
1.3. Методики экспериментальноrо определеиия аэроди-
намических характеристик диффузоров и патрубков
1.4. Структура потока в отрывных диффузорах.
1.5. Потери в диффузорах . . . . . . . . . .
1.6. О расчете потерь в диффузорах с отрывом потока
1.7. О профи.1Ировании конических диффузоров . . . .
1.8. Методы снижения потерь и уменьшения степени
неравномерности потока в конических диффузорах
с большими уrлами раскрытия .........
1.9. Аэродинамика вихревых диффузоров ......
r л а в а 2. Проектирование и расчет компрессорных ocepa
диальных диффузоров .............
2.1. Сравнительное нсследование методов профилирова-
ния компрессорных осерадиальных диффузоров
2.2. Аэродинамическое совершенствование компрессор-
ных осерадиаJ1ЬНЫХ диффузоров .........
2.3. Влияние rеометрических параметров на аэродина-
мические характеристики компрессорных осеради-
альных диффузоров ..............
2.4. Выбор способа профилирования проточиой части
диффузора ...................
2.5. Методика профилирования проточной части диф-
фузора с промежуточиым поджатием потока . . . .
2.6. Энерrетические характеристики компрессорных диф-
фузоров ....................
2.7. Исследование работы компрессорных диффузоров
в системе патрубка ..............
3
5
9
13
16
21
30
32
40
44
48
63
80
91
98
104
108
Il6
271
r л а в а 3. Проектирование и расчет rазотурбинных осеради
альных диффузоров ..............
3.1. Энерrетические характеристик!! rазотурБИННblХ диф-
фузоров ....................
3.2. Влияние закона профил!!роваиия на эффектив!!ость
rазотурбиииых диффузоров ...........
3.3. Методика профилирования проточной части диаrо-
нальноrо изоуrольноrо диффузора ........
r л а в а 4. Проектирование и расчет паротурбинных осеради-
алъных диффузоров . . . . . . . . . . .
4.1. Влияние формы обводов на эффективность паро-
турбинных диффузоров .............
4.2. Улучшение характеристик паротурбинных диффузо-
ров при помощи кольцевых направляющих лопаток
4.3. Применение устройств для управления поrраничным
слоем .....................
4.4. Энерrетические характеристики паротурбинных диф-
фузоров ................
4.5. Методика профилирования паротурбинных осера-
ДиаJIЬНЫХ диффузоров .............
r л а в а 5. Проектирование и расчет выхлопных патрубков
ЦНД паровых турбин ............
5.1. Основы проектирования и классификация выхлоп-
ных патрубков ................
5.2. Влияние rабаритов сборной камеры на характери-
стики выхлопноrо патрубка ..........
5.3. Влияние локальной rеометрии патрубка на ero эф-
фективность ., . . . . . . . . . . . . . . . .
5.4. Профилирование патрубков с осерадиа.1ЬНЫМИ диф-
фузорами ...................
5.5. Профилирование патрубков с осекольцевыми диф-
фузорами ...................
5.6. Профилирование бездиФФузорных патрубков . . .
5.7. Характеристики патрубков с двойиым (боковым)
выхлопом ...................
5.8. Влияние входных условий на характеристики вы-
хлопных диффузоров и патрубков . . . . . . . .
5.9. Особенности аэродинамики выхлопных патрубков
при больших скоростях . . . . . . . .
5.10. Схемы обводов проточной части выхлопных па-
трубков некоторых отечественных турбин . . . .
Приложение. Инструкция по работе и текст проrраммы «Расчет
проточной части осерадиальноrо диффузора с про-
межуточным поджатием потока»
Список литературы
126
131
138
141
148
158
166
178
181
187
199
214
217
220
222
227
238
244
250
266
I I
\
f,: D
".
[
.....
I
1
I 8'
/
1i:
I ':
I tU
J
1,'
1,
8 '" l\j
. . .
C
.
t:
;;::
1----
А
I
......
N
:\
;g'
\..J
----
-.::t-
(,J
L..: ;.
.
- ",' ,
J fOU !:I )
i зf:oJJ!J
7
@ 122 61,
{2 '- 4х Я I!J;
N1 Jeтз И 13
loнa [2
"" "'"
I'tDDOdOLJLTO (J \ ro6 o \ П 1(jijJ
D 00 LJ с1 / ' 3 , j--/
> Л.7 Fi @
r П Ir IЛCl тз
\ " l) ' К
V/ /
d /
;; ,С >f - "-
d ! ;'
(\ ( \ t.LL i\
'-...,., 7'
1 '
A
f}Y 'C ," ;:-
d 'l
----
I... '
'lIl
lJHoBI
@ Ч1
!ди ет з
vnт
зона])!
fD
I
12
Л.'2
От808 2азС1 цз
!jПI/t7I77/11?lfu /1
..
1 с
I g D
\"
/J О
о
, C7
" 00
я
vp
125
'-
........,
'
'-
.",
"'........
,..
...
--(
\л
м
j
10
J
1L
:::J
'6 \
ООИ
"'''-", .... {iБJ' ......
.."" \:: '
' 1-. 1:)
.
'"
,
t
1?
..............
'/
W
н
v
зонаА2
Б
r
зонаlJ2
I
.
-....j
--.....-.............. .
:;L...
..........
U:t:J U:tJ
'
tt
"ь ....
III \
\
х::,
...
JSZ
ЗОНОС!
-----------------.....-------------
r__________._..
......
-............
/
r '"
N 17
,\
v 'j
'@
/
"...........
"'CI
9
22
r D
I
/J J ,..,,:; ЛХ40Жdoю
f.lJe20 80.;dtlXG..
V.
1
v i , . lJJi ,o iflfl; .
{Q i.:1 D V / " ...... ёонам;,,, ,Ж;OJf4IiА3: )'" ,"
//; ....... Е !!t... / (1)" v.
rtJ[r52Б4ШШ 2"'/1fJi / / -! эона А s l/ /: .... '" ... (1) . " 32
r-+;) Д Т r D /1:'..'1:'-.:::;";'; V
8ti 'P:f1rrv V I .! // ,/".
36 ""' v; j)QJ) "'"' зонаМ I Е ЗОНйА5 IЗОНQА< WА
L ",<, ", '" '" '" '" '" '" "' '" '" '" '" '" "'''' "'''' "''':''' '" '" '" '" "" '" '\,'" """ ,,'\. "' L" II
'" " "i';: " :;.." "'''' '" '" '" '" '" '" '" '" '" '" '" '" '" "' '" '" '" '" '" '\. \ '\ ,"'''' ........ 1100&; ОXIIQЖ;l/Ю
. ft /' p>< ,, ... '-", eeo 80зil!:lха
8О ' , ...:.v-/ ппл .r "" "" л" ,r "'IJ ,r ,r"" 7r d ,у ол ([о Л?r7J? ЛА1 171 ;; 777 ...........
g 2. '/ с" , ---..---..
. :/: СтОЛОIJцть 7 -----....----.. - 3
. п T t><. 4S
ЗйНQА5
Ш I:
30HQA1
J/ , l%
V /% :Cl\ GW :
I
Фt230*
З
Ф 1570
""'И
, 8ПL/СХ
2Q a
t зй [2
I зона 84
MI:I
lil зона 85
п(:(
Е --Е аона85
1'1(:1
п .зОllй84
fVll:?
МЗОflG 85
/'11:{
' g!2 '
.;;",......;;; ,
..... ft;:".....
l"'- "'- "'-"'- "'- "x."''''' "х."'- '<',- '"
з+2
J( f},
,,
з+2
IV)
g:t2
C\I
N,
+ I
1/ tr)
L"- ,-" '" '" "'''' "\
I ...1
5 2
I
У//////А
E7 :\"' J
VII'"
L ".A"J...
.
,
I
z!!:"
,
2
I
I
I
.. r
,.
.... ....
.....
u
I
,.
.!
/
U:tJ
1..........
..........
r+1
I
.........
I
\
\
/
........
107. \1 \IJ
. I
(ff) .
}с
= ) f
.1'\ r ' I
f
1" Ц I
, .....
Ч,
...,.
I
--......
"
\
'
i'........... v;
Ж---ЖJOJ/ОВf.
/'11:2
10 mil7
'&
....... , /'
? Л
Ю!2 /
IO :
..,
,
."
r "11
"",
60
"'
81.J8Б эоно[5
М1:10
lfJS. ЗОНйIJ4
Mf: 10
МПI ЗОftCll71-
I'1f:t
2
27 5
53
,
'-.,....
"
с
@
21J1Л!.JA 7!J
50
'\1
C
З8НQА2 '
Т'
3VHCl А f
Ilf!:{ !lСЛlСiftоtlrе щт ll2.т
0000/'1!1IlpUlJtt1m6/r m lJj;'6'y
JJI ЗОНQС5
1'11:1
в+ 2 20250
JX зона[Z
1'12:1
'jJ. sOf/Q1l5
М1:2
8и88 зонаА4
м {: 10
25?'!/
. А1@
Аист3
2О Z 300
@
iY
31!1НС1 СI
2+1
.....
+
C\J
1. зона 8/
М1:1
98
@
у
ЗOlICZС! J....
у У, лоgерН.!II!) .вОНС! С 2
I'1f:2
"-
...
1;).
S!1
..l9J
"
3
Х/ ЗОНй81
f1t:1
х
зона [1
,..
...
5Z50
72
ДL
ЗQНQ 8!
уд ЭОh'аlJ1-
/11:1
\r)
ер q:J ЗlJilС/ С 2
1'11:2
ц.... Ч зоНа В 2
111:2
с
-ф
81
85
З9
38
..,.
1. P0.5fYJep6/ U/JJi CiljJQDO/r.
2, **OOj>offO/lJOm6 по СlJлр 2QеfVlоil dетQ-1I...1.
з. Oт/r//OHeHl/e ОС" oт6ejJcn}(.I?1",3 от оси oтOlpC/l1l/1.l
"И ''не oOl1ee CI'?H.
4'. PQdLlQl1bHOe o//eHl./e лоSерхнЛ ц f\1 OIllh'OCl./llle//bh'O
17'!:! осц ло5ejJХ/iО С /lll./ f/lte t!o/Jt>C' с ММ. "
S. !/ст!lЛ6/ /70 jJQЗ3В"1у l'1eJtdy 5epxltt'C L.I h'L/lk'f/el.Z
23ft 8СЛ7Q8IrQf\1U не ООАее 31'1Н.
б,ЗQаор lVеж& ср/1QIiЦQI'1Ц 8i/'XHeLl (/ h'LI)frllea 8стllОlrClJl1Ц
не L/Ot1ee qз 1'11'1. 11
rпrT Szr:h rg 7 1 "' '1] 7.lp05EjJtlmb соом щеh'l/ ОIllОl'jJс/Щi2 П а и,,'7>'P!I З о/?.l' "Ю,Р
I fJt.. (.).,. I..J: " пусе dl/ 8 IlfJlJxala oX/Jllifti1QНll1Jezo SQ'зU.!lXl2,) .!I ступ l1е oti;'ee 21'11'1.
т Т r'? 8.IlpLL cotpre!cтqgo,t rlОЛУСlrоется /J/ll/r/JО/iеНl./е5ЕЖ1'1//НЬ/J'QЗlJj!l
IJ/J #yтq зона <.. L Medt0Y Irtpл..'/со!? ц Gcтqg/(ol.2 h'e02o!hpeflHIJ<t) 1/0 Y!fP/lJ!.,;:e 8;ре#81Qх..21'н. ,
9.ЛОСllе О/rОfll/С/тВ1Ыiоi} COqplr1i Irtp1!lCa. &:е о стия Qhя 1l0UQ
.90 'lЦ 50зt5JLха I7fJОtfylЛЬ ц Ilp05lp1//llb Itll//I./I./l/e I7fJlJxo!1/2 8astZ7'дt2 по
III./M. I/e dtJ'!УС/r'С/Ю/ЛС?1 /7f'отЕ'IIrЦ J'lJ.3dyxa /l/)/'f//,л,1) MJpv" "' ОIАЩtiJe
ни?!, to.l1lp!U t&pn761Jtllтflt'l'! щ?lI11е,-t 5 Ю?flЗ.!JIi///О'/1bf1ьлl ll &;0171//
Ь !rQ;Jbtl/J/U fjчззеl16/ 1./ C'Qek 1ff.1 Щ/)LI/JЫrL/ йосл/3 311Iр?Ь/PJLlЯ ;t 1Y;Q)
<ClB'r ЛО3.Э'1I 5I1q Cтh' 'y Л{)3.?/ /,&з006/ СI'1L7зqЛ)6 СЕ?ефIlС
[ r ./2 r;z /7l6/1'1 9!Xl'1!.I.//l)ON.
ЛОое,РН!lтD., ЭОflС/ I..-J 11. ;7 id З' Q 1Z'L>P7lL,e111 Л'tp;ZYС/2 tp/JllIiLjb/ C q3tl//lh P1IlCTI.I!roi} по
Tп IL;8 59.
"- /2. &p/l1t/,-tQ//ыt6/11 jJQЗ?Je1'16 tepwejj /1Mo&ilie Coqot11l76 ОР3 I'lt1C J.
тЦIrI.J.. 8111./ЖflЕ;; ЛО/JlJtl/l1'fJ I'1QCmUJr!lllllflOC/I/llb /1l0fllr'll'1 C/JoeM тq;t
'//ЛtJОЬ/ IjE jL71Ро/Лl6 от5ерСЛ7L/)f tl//?! fljJtJX05C2 ОХI!ClхtJClЮtijE'aJ &ЗОfХС2.
13. !(of/I.JLJ/ ,1t' /J7a l/.30/7ЯLjLltJIiItОёD СОЕО//IiI./IllЬ Me & СОООI.L
пРО&ОIJОIrОЙ лоз. g7.
(j)- 19. /I(?!Iт ltореЭCl ...1{l СIfЧ' тCl/r; утОО6/ I7OC/Je ЗllillИlrи.
trOlll.joJ (['/1. CelfEIil/e ); I(3ICffL/ jI/rIJOOc/OQlJt.lCb /tq pCl33P/\1
l'1eti3y Olltph'bIl'1L/ 4qlltlNLL 81tj//Лj)еItIlLlХ SCff!..c8olr. /(Olfl#/
........ .ЛI п.... ' !kё!lтo5 ЗClQеI/Q/l76 (lIljJOЩLlI71Ь /1pO,!O-1О1rоц 1703.gg 91-
J/ .J.,c.{6. f"p!iпп Q t:6apHblK соеfJlIНf.нцl7 HI{. 15. ['50, a 'IIiCl8 . 8ле/rI1lАоОУ<?О&1 Ф
ОНl11РОI1Ь КtlЧiJсm& cl c. CЦ:IIHb'X f J. '() .16)4;ofo.a . .1"d'. ... J3 .R2. аа. 83 '
f7:\ ,оеDц-НенI.IЦ 110 РТМ 2/,;.010. '18....'11 O:Yl'tJ Та! , "":l0 58, OiJ 3f ' " tt 0(1. 03. '1
&17: f/ёtil7/1I/UЮ НО 2 562--" 'I1.и, ..23;" t /'6: ?..'lb-dt. ,c..f/. 13б 001 [8
"1 ...;'. ,. g ,6. fS S:!.367 S. . ' R,f,CJ<2$ ..
r?1 LI :; ::O;:IJ; /i : пtl * -.1 5; :J:' У:; Ш t! О 12 П IfС
'/..7" s: .Р r 0'. 12 'ш. '0//.75 myjJOl./Hb/
иеНЕНЦ ВН UL!l:1тOfllll770tilJttJ 'tJlJт 8. С17С1 'O/f;6 '" & ,
, &0.,11. $. 5&;1'2 .7.. ' '011/11" ,и VilE9If
,() ,." .' l" '1.0' 6 Jl,65 7пr, .liю
с.. ('41'- ,ка т . АР:;;
"30 '5'''OJ 17/tI t..I],
...........
ЧL
ЭОНQ 82
(\,1"
... I
tr)'
,
...,
tt)
"
x1l ЗОh'йА3
/1(:!
p p лоGtplt!/т зона Il2
t\I
+
1'«)
8ии rэонаВ4
6!!
yj
1'//) ';р tl О О о
:Itfr .
\
xif / "о//а ...;
A2
зонаА2 \!
25 ' . ..
t "
22
.\
i
::r
выpзllll1ь b 110 Ir Oif
ту?.!! оотR/rllтеАЯ
и и по8еIJнуто., .зонаА3
М1:1 т
7. fo1
!.f)
"-,
ФЛrJlWпm. "5"4
':L 'зОh'0['5
1'11:1
7'
з
C\J
'"
IY)
.3 +-2
2+'/
<\1
+,
<:::t) "',
4iih.,., """"-"
kппJJI'И ПА J<"""m