CC BY
21
УДК 621.438
В.В. ВЯТКОВ, А.Е. РЕМИЗОВ, А.М. ТОЩАКОВ
Рыбинский государственный авиационный технический университет имени П.А. Соловьева, Россия
ИССЛЕДОВАНИЕ СОПЛОВЫХ АППАРАТОВ ТНД В УСЛОВИЯХ СОВМЕСТНОЙ РАБОТЫ С МЕЖТУРБИННЫМ ПЕРЕХОДНЫМ КАНАЛОМ ПРИ НАЛИЧИИ ВХОДНОЙ ЗАКРУТКИ ПОТОКА
В статье приводятся результаты экспериментального исследования трех вариантов исполнения решеток соплового аппарата первой ступени ТНД: двух решеток с наклонным меридиональным сечением проточной части и одной — с осевым. Статья содержит описание модельных установок,, основных характеристик исследуемых лопаточных венцов и условий проведения эксперимента. Приводятся осредненные результаты экспериментального исследования трех вариантов исполнения соплового аппарата первой ступени ТНД. В статье показана зависимость эффективности кольцевого и диагонального соплового аппарата от закрутки на входе в переходный канал.
Ключевые слова: авиационный двигателы , турбина, межтурбинный переходный канал,, диагональный сопловой аппарат.
Введение
Улучшение показателей современных двух-контурных турбореактивныж двигателей (ТРДЦ) обеспечивается увеличением температуры газов перед турбиной, суммарной степени повышения давления в компрессоре и степени двухконтур-ности . Это приводит к увеличению диаметра вентилятора. Окружные скорости по концам лопаток вентилятора в настоящее время жестко лимитированы требованиями по шуму, поэтому увеличение степени двухконтурности неизбежно приводит к уменьшению окружной скорости в турбине низкого давления (ТНД) и соответственно к увеличению количества ее ступеней.
Для уменьшения количества ступеней ТНД приходится увеличивать ее средний диаметр и применять переходный канал между турбинами высокого и низкого давления . При большом перепаде диаметров турбины высокого давления (ТВЦ) и ТНД втулочные сечения ТНД, как правило, работают в условиях отрыта, развивающегося в межтурбинном переходном канале, что существенно снижает коэффициент полезного действия ТНД.К тому же потери кинетической энергии газового потока в переходном канале дополнительно возрастают по той причине, что в газогенераторах современных авиационных двигателей применяются высоконагруженные одноступенчатые турбины высокого давления, на выходе из которых всегда сохраняется остаточная закрутка потока [1,2] .
Для уменьшения длины переходного канала в современных ТНД ТРДД применяют диаго-
©В.В. Вятков, А.Е. Ремизов, А.М. Тощаков, 2013
налыные ступени (рис.1) . Все характеристики турбинных решеток, имеющиеся на данный момент в открытой печати, получены в условиях равномерных параметров газового потока на входе в цилиндрическую осевую решетку профилей, что не соответствует реалыным условиям работы соплового аппарата диагоналыной ступени ТЦЦ.
Рис. 1. Турбина ТРДД PW6000 с первыми диагоналыными ступенями [5]
1. Характеристики межтурбинных переходных каналов
Поле параметров на выходе из межтурбинного переходного канала крайне неравномерно и существенно зависит от входной закрутки потока [1].
На рис. 2 показано распределение коэффициента потеры кинетической энергии:
Wf
, (1)
ш
где 2 — действительная скорость на выходе из переходного канала;
И — теоретическая скорость на выходе
из переходного канала (при отсутствии потерь) по высоте переходного канала при различной остаточной закрутке потока.
Видно, что на втулке и периферии наблюдаются области потока с высокими потерями, что является следствием возникновения отрыва потока, причем при увеличении входной закрутки в большей степени увеличиваются потери на втулке.
периферия
Ьяпгн 1 С, 9 0,8 0,7 0,6 0,5
0.4 0,3 0,2 ОД 0
**
ф.
—¿1—5 град.
0 град
\ —О— 15 гр*д.
* _ж__чп —
ч \ >
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 £
втулка
Рис . 2. Распределение потерь на выходе из переходного канала по высоте при углах входной закрути! 0, 5, 10, 15 и 20°
периферия
входе, соответствующих рис .2,3, а возможности современных численных методов для решения таких задач, связанных с отрывом потока крайне ограничены . Поэтому было проведено экспериментальное исследование влияния входной закрутки на потери в трех типах решеток соплового аппарата, работающих совместно с переходным каналом. Параметры исследуемых решеток представлены в таблице 1.
Таблица 1 - Параметры исследуемых решеток
№ решетки 1 2 3
1/Х - густота 1,53 1,7 1,42
с!вт - относительный втулочный диаметр 0,64 0,64 0,785
Мер 0,22 0,22 0,12
у - средний угол наклона меридиональной плоскости,0 9,5 9,5 0
в1л - входной угол лопаток, ° 90 90 90
а/1 0,31 0,32 0,31
в» ° 18,8 34 18,8
в2л - выходной угол лопаток, ° 20 34,8 20
а1, град.
0 5 10 15 20 25 30 35 ътулка
Рис. 3. Распределение углов закрутки потока на выходе из переходного канала по высоте при углах входной закрутки 0, 5, 10, 15 и 20°
Распределение углов потока на выходе из переходного канала (рис.3) носит монотонный характер. При большой остаточной закрутке на входе в переходный канал, на выходе из него различие в углах потока на втулке и периферии может достигать 15°, что создает неблагоприятные условия на входе в сопловой аппарат первой ступени ТНД и усложняет его проектирование.
2. Описание экспериментальных установок
В открытой печати нет данных о характеристиках турбинных решеток при условиях на
Решетки 1 и 2 выполнялись диагональными, т.е. их проточная часть являлась продолжением переходного канала. Профиль лопаток решетки № 1 соответствовал профилю низкореактивной охлаждаемой решетки (применима в случае проектирования охлаждаемого соплового аппарата ТНД или лопатки с совмещенным стоечным узлом). Решетка №2 соответствовала типичной неохлаждаемой сопловой лопатке ТНД - Решетка №3 выполнялась осевой (вход и выход потока параллелен оси двигателя).
Высота межлопаточного канала диагональных решеток составляла 50 мм, а высота осевой 30 мм . При этом диагональные решетки представляли из себя полноразмерное кольцо, а осевая — сектор из пяти лопаток, ограниченный по торцевым поверхностям отсечными пластинами . Геометрическая степень диффузорности переходного канала составила 1,6, что соответствует типичным параметрам межтурбинных переходных каналов [3].Модели экспериментальных установок представлены на рис . 4.
Продувки решеток осуществлялись с помощью аэродинамического стенда на базе центробежного вентилятора ВН-800-0,01 при скорости потока W = 45 м/с и значениях чисел Рейнольдса, определенных по хорде профиля и выходным параметрам потока для осевой
решетки Яе = 2,15 • 10^ , а для диагональной решетки Яе = 2,21 • 10э , которые соответствуют области автомодельности.
Рис. 4 . Исследуемые модели переходного канала: а — с диагональнными решетками №1 и №2; б — с осевой кольцевой решеткой №3; 1 — подводящий канал; 2 — закручивающая решетка; 3 — диагональная решетка; 4 — входная лемниската; 5 — диффузорный переходный канал; 6 — осевая решетка с отсечными пластинами
Для обобщения результатов измерений по потерям в решетках было необходимо достигнуть одинакового режима течения на спинке лопаток как области течения, наиболее предрасположенной к отрыву. Поэтому в качестве критерия, обеспечивающего режим течения на спинке, принималось отношение h/hs — высоты межлопаточного канала к высоте смыкания вторичных вихрей . Высота смыкания рассчитывалась по формуле:
hs =2Ahs +DB2,
(2)
Входная закрутка потока в переходном канале задавалась закручивающей решеткой с шагом 5° в диапазоне от -15° до +15° . Траверсирование проводилось в сечениях 1 и 2 . Показания снимались при помощи автоматизированного измерительного стенда с шагом 5 мм в радиальном направлении и 1° в окружном.
Измерялось поле полных давлений на выходе из решетки и рассчитывался коэффициент потерь кинетической энергии по соотношению ,2
С = 1-
w,
2 Р2-Р2
где hs — полная высота подъема вторичных масс в выходном сечении решетки;
Db2 — диаметр входного вихря в области выхода из решетки определяли по методике, изложенной в работе [4].
При h = 50 и 30 мм для диагональных и осевой решеток соответственно hs составила 30 и 27 мм, а соотношение h/hs>0,6 в обоих случаях. Это означает, что вторичные вихри, образовавшиеся на противоположных торцевых поверхностях, начинают взаимодействовать между собой, но контакт ядрами, который начинается при h/hs = 0,6, не происходит. Таким образом, обеспечивается подобие режимов работы решеток.
W.
2t
Р1-Р2
(3)
где р^ — полное давление потока за решеткой;
Р2 — статическое давление на выходе (принималось равным атмосферному);
р^ — полное давление на входе.
3. Результаты исследования характеристик решеток
Распределение потерь кинетической энергии по высоте межлопаточного канала решеток (получено осреднением поля потерь по расходу [2]) показано на рис. 5, 6, 7 .
Из сопоставлеия этих данных видно, что во всех случаях у втулочного сечения наблюдается значительная область с увеличенными потерями кинетической энергии . Это объясняется наличием (при данных геометрических параметрах диффузорного переходного канала) отрывной зоны по втулке на входе в сопловой аппарат (см . рис . 2).
Рис.5. Распределение потерь по высоте межлопаточного канала за диагональной решеткой № 1 при различной входной закрутке
Рис.6. Распределение потерь по высоте межлопаточного канала за диагональной решеткой №2 при различной входной закрутке
периферия
03 03 0,7 03 0.5 0.4 03 02 0,1 о
—0 град
+5 град □ |рад
—Й--1- 1
-о—5 град -Х--10 град
Зщ
I втулка
О 0,2 04 03 03
Рис . 7 . Распределение потерь по высоте межлопаточного канала за осевой решеткой №3 при различной входной закрутке
В этой области так же увеличивается интенсивность вторичных течений из-за срыва потока и большей толщины пограничного слоя . Если сравнить распределение потерь в диагональных решетках 1 и 2, то можно сделать вывод о том, что характер распределения потерь практически одинаков. Распределение потерь на периферии соответствует классическому распределению потерь в кольцевой турбинной решетке [4,6]. Периферийная область также более устойчива и к входной закрутке потока . Наибольшие проблемы имеет втулочная область межлопаточного канала.
В решетке №1 из-за большей толщины профиля более значительный отрыв по втулке и соответственно более высокие значения потерь. Наличие входной закрутки потока всегда ухудшает параметры течения в диагональной решетке . Уменьшение этих потерь может быть достигнуто специальными методами уменьшения отрыва в переходном канале.
В случае осевой решетки, установленной за переходным каналом, втулка соплового аппарата работает в еще более худших условиях в связи с изменением направления потока, за счет чего значительно увеличивается область отрыва. Однако следует отметить, что минимальные потери в такой решетке имеют место при наличии небольшой входной закрутки потока.
Полученные в ходе эксперимента поля потерь кинетической энергии во всех типах решеток для разных углов закрутки потока на входе в переходный канал осреднялись по площади соплового аппарата для оценки суммарных потерь. Изменение полученных суммарных потерь по углу входной закрутки представлены на рис . 8. Где ^р — расчетные потери кинетической энергии, Р1 — угол потока на входе в решетку.
—»—решетка №1 ■ решетка №2 —а е шетка №3 г^-п
\ .
у * А 1 I /
* Л* \ , [
* V
¡1 —
-20
-10
10
Рис. 8. Зависимость потерь кинетической энергии от угла входной закрутки в кольцевую решетку
Из рис. 8 видно, что характер чувствии-тельности потерь в диагональных и осевой решетках к входной закрутке потока в данных условиях качественно одинаков . Осевая решетка №3 имеет минимум по потерям при небольшой закрутке потока, что соответствует известному факту о том, что минимальные потери в осевых решетках имеют место при небольших отрицательных углах атаки [2]. При наличии входной закрутки в диагональных решетках потери в системе значительны и для осевой решетки №3 с тонкими лопатками практически не зависят от величины входной закрутки, что свидетельствует об отрывном обтекании лопатки уже при незначительных углах атаки . Диагональная решетка с толстым профилем лопаток в этом смысле менее чувствительна к закрутке потока, что, по-видимому, связано с тем, что конфу-зорность межлопаточного канала у нее выше из-за более низкой степени реактивности . Потери в данной решетке при входной закрутке менее 10° ниже, чем в решетке №2 . Наличие входной закрутки потока может приводить к росту потерь в системе межтурбинный переходный канал — сопловой аппарат на 50%. Если учесть тот факт, что закрутка за турбиной высокого давления практически постоянна по режимам работы двигателя, то специальным профилированием соплового аппарата можно добиться существенного выигрыша в КПД турбины .
Заключение
Представленные результаты продувок решеток показывают, что потери в первом сопловом аппарате ТНД существенно зависят от пре-дистории потока и определяются следующими факторами:
1 . Величиной и характером распределения по высоте проточной части параметров потока за ТВД.
2 . Параметрами межтурбинного переходного канала.
3 . Конструктивным исполнением соплового аппарата (в первую очередь, степенью реактивности ступени).
Основные проблемы для аэродинамического проектирования системы межтурбинный переходный канал - сопловой аппарат представляет отрыв на втулке в межтурбинном переходном канале . Неоптимальное проектирование соплового аппарата по углу атаки может увеличивать потери кинетической энергии на 50% . Рациональное аэродинамическое проектирование этой системы может не только снизить потери в этой системе, но и получить более благоприятные условия для работы последующих ступеней турбины низкого давления, что улучшит топливную экономичность двигателя.
Литература
1 . Ремизов А.Е . Экспериментальное исследование влияния входной закрутки на потери энергии и изменение углов потока в межтурбинных переходных каналах различной диффузорности [Текст]/ А.Е . Ремизов, О.О . Карелин // Материалы Междунар .науч.-техн . конф. - Рыбинск: РГАТА, 2009. - С . 4-8.
2. Локай В.И. Газовые турбины двигателей летательных аппаратов [Текст] / В.И . Локай, М.К. Максутова, В.А. Стрункин. - М.: Машиностроение, 1979. - 447 с.
3. Ремизов А.Е. Формирование облика проточной части базового ТРДД семейства на ранней стадии проектирования [Текст]/ А.Е . Ремизов, В.А. Пономарев. - Рыбинск: РГАТА, 2008 . - 172 с.
4. Богомолов Е.Н. Гидродинамика вторичных течений в турбомашинах [Текст].- Рыбинск: РГАТА, 1998 . - 153 с.
5 . Иноземцев А.А. Основы конструирования авиационных двигателей и энергетических установок [Текст] / А.А. Иноземцев, М.А . Нихамкин, В.Л . Сандрацкий . - М.: Машиностроение, 2008 . - 250 с.
6 . Ргашрег H. МеШоёеп zur Уегтшёега^ ёег 8екипёагуег1и81е in axiakn ШгЪтеш^еп [1ех1] / Ргитрег H . // 2е^сЬпй fur Flugwis-8ешЛайеп, 1972. - Bd 20 . - S . 60 - 70.
Поступила в редакцию 29.06.2013
В.В. Вятков, А.6. Рем1зов, А.М. Тошаков. Дослщження соплових апарата ТНТ в умовах сутсно! роботи з м1жтурбшним перех1дним каналом за наявносп вхщно! закрутки потоку
В статт1 наведено результаты експериментального досл^дження трьох вар1ант1в виконання решток соплового апарата першого ступеня ТНТД: двох решток 1з уклтним меридиональным перерезом проточноI частини I одше1 — з осьовим. Стаття мстить опис модельних установок,, основы характеристики досл1джених лопатевих втщв I умови проведення експерименту. Наведено осереднеш результати експериментального досл^дження трьох вар1ант1в виконання соплового апарата першого ступеня ТНТ. Показано залежшсть ефективност1 кольцевого I диагонального соплового апарата в1д закрутки на вход1 в перех^дний канал.
Ключов1 слова: ав^ацшний двигун, турбина, м^жтурбтний перех^дний канал, д^агональний сопловий апарат.
V.V. Vyatkov, A.E. Remizov. A.M. Toshakov. Researching of LPT nozzle blocks working with inter-turbine chanel in the presence of input swirling flow
The paper presents results of experimental research of three variants of the low-pressure turbine first stage nozzle block: two nozzle blocks with oblique meridian section and one nozzle block with axial meridian section. The article contains a description of experimental models, the main parameters of researched nozzle blocks and conditions of the experiment. In the paper also presented experimental features of three variants of the low-pressure turbine first stage nozzle block. The paper shows dependence of the efficiency of the axial and diagonal nozzle block of the twist at the entrance to the inter-turbine channel.
Keywords: aircraft engine, turbine, inter-turbine channel, diagonal nozzle block.
