книги / Осевые и центробежные компрессоры двигателей летательных аппаратов. Теория, конструкция и расчет

/кр. При углах, меньших критических, обтекание происходит без сры­ ва потока. Увеличение угла атаки выше /кр приводит к срыву потока со стороны спинки лопаток (рис. 3.16), росту гидравлических потерь из-за вихреобразований при отрыве, а следовательно, и к росту коэф­ фициента сх . При этом снижается Ар, что в свою очередь приводит к ограничению Я2тах и Я2тах .

Выбирать режим работы решеток в непосредственной близости от Аршах не рекомендуется. Помимо снижения КПД ступени, появление срывного режима вызывает неустойчивое течение в ступенях компрес­ сора. Для обеспечения необходимого запаса относительно возникно­ вения срывных режимов, выбирают ДР = 0,8ДРтах. Угол атаки при этом называют номинальным углом /ном. В выполненных компрессорах обычно «ном = ~(2—5)° Здесь уместно подчеркнуть, что на величину APmax влияет густота решетки b /t

ЭЛ. ОБОБЩЕННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПЛОСКИХ КОМПРЕССОРНЫХ РЕШЕТОК. ПАРАМЕТРИЧЕСКИЕ СООТНОШЕНИЯ

Анализ многочисленных экспериментальных продувок плоских решеток позволил установить ряд обобщенных зависимостей. Такие обобщения выполнены А. Хауэллом, К. Холщевниковым и другими ис­ следователями. Они показали, что такие параметры, как угол поворота потока Ар, углы и р2, а также густота решетки b /t оказывают опре­

деляющее влияние на режим работы решеток. Влияние других пара­ метров (кривизны профиля 0, относительной толщины с и др.) менее существенно. Это обстоятельство позволило обобщить эксперимен­ тальные данные по влиянию b/t, р2 (или Pi) на ДР и тем самым иск­ лючить необходимость экспериментальных продувок для вновь проек­ тируемых решеток. Результаты такого обобщения, по данным А. Хау­ элла, приведены на рис. 3.17. Их анализ показывает, что ДР(Да) для разных значений Р^о^), зависит только от густоты решетки b/t и угла Р2(о(2). На рис. 3.18 показан обобщенный график зависимости относи-

лючает необходимость иметь целую сетку кривых ДР=/(Р2) для раз­ личных густот решеток. Достаточно иметь один график Др =/(Р2) при b/t= 1.

b /t = 2,0 (кривая 4)

Практически воспользоваться этими зависимостями для дозвуко­ вых компрессоров можно так. Для выбранной густоты решетки b/t по графику Е =f(b/t) определяем значение Е (см. рис. 3.18). Затем по гра­ фику Др =/(Р2) для расчетного угла р2 определяем номинальный угол поворота потока ДР для решетки с b /t= 1. Номинальный угол поворота потока Др для решетки с расчетной густотой определяется из выраже­ ния Др = Е Д р ^ _ J .

К сожалению, для околозвуковых и сверхзвуковых ступеней (реше­ ток) такого обобщения не существует и выбор Др и b/t производится на основе опытов по средним данным для различных чисел MWi(MC2).

При расчете ступени компрессора в качестве исходных обычно вы­ бираются безразмерные величины рст, са , # т или Н2 . Поэтому целесо­ образно для обобщения использовать зависимость b/t=f(HT, са , рст).

Для этого применяются следующие параметрические соотношения. Первое параметрическое соотношение получается из выражения

где А = \ 1 - - f 1 для рассчитываемой ступени величина постоян- ‘ - тz

ная. Из формулы (3.18) следует, что на номинальных режимах угол отклонения Ар при заданной густоте b /t однозначно определяется уг­ лом 02. Таким образом, левую часть выражения (3.18) можно записать

Обобщенная зависимость напора от степени реактивности для различных густот решеток приведена на рис. 3.19. Обобщение с по­ мощью этих параметров позволяет выбирать густоту проектируемых решеток b /t, обеспечивающую в данных условиях требуемый коэф­

фициент теоретического напора Нт . Анализ показывает, что в обоб­

углов Р2 остается приблизительно постоянным, аналогично и отно-

Н ч/са

шение /= —— ------ const. Это отношение не зависит от угла (Яр/ Ca)b/t = 1

Р2 , а зависит только от густоты решетки b/t (рис. 3.20). Таким об­ разом, зная заданную величину отношения Яр/св и определяя по

графику рис. 3.19 значение Яр/ са при густоте b /t = 1, находим отно-

,Йг/Са

шение/= —— -------- и по нему, используя графическую зависимость (Яр/ ca)b/t _ 1

на рис. 3.20, определяем номинальную густоту решетки b /t При вы­ бранных же величинах рст, са и b /t, пользуясь обобщениями (см. рис.

3.19 и 3.20), можно определить коэффициенты теоретического и за­ траченного напора Ят и Я2.

В связи с ограничениями по числам Маха необходимо оценить до­ пустимую окружную скорость в решетке и по полученному коэффи­

циенту Ят определить допустимый напор Ят . Эту задачу можно ре­ шить, воспользовавшись вторым параметрическим соотношением, которое получается после преобразования геометрических соотноше­ ний выходного треугольника скоростей (см. рис. 3.4):

Яг Y

=с2 +и2 Рст”*"ъ ?

После преобразований имеем

и окончательно после деления на скорость звука а\ получаем

Графически зависимость (3.19) представлена на рис. 3.21.

Из графика видно, что для всех густот b /t получается почти единая кривая. Как уже отмечалось в разд. 3.5, с ростом степени реактивности ступени рст возрастает скорость W\ на входе в ступень, а следовательно,

заданном са отношение Mw^/Mu к возрастает. Но для дозвуковых сту­

пеней величина ограничена значениями Мн>1 = 0,75—0,85 Поэтому

при заданном значении MWi возрастание MW^/MUK возможно при сни-

канал по высоте (рис. 3.24). Концевые потери определяются, как и профильные, по формуле (3.20). Однако коэффициент схкон зависит главным образом от отношения высоты лопаток Лл к шагу решетки L Его можно принять равным

сх кон = 0,018f/ftj,.

Вторичные потери LR BT вызваны поперечными перетеканиями

воздуха в межлопаточном канале из-за разности давлений на вогнутой и выпуклой сторонах профиля и приводят к возникновению «парного вихря». С учетом направления вращения схема образования парного вихря показана на рис. 3.25.

Вторичные потери определяются по формуле (3.20), а коэффици­ ент сХВТ зависит от нагруженности профиля (су) и может быть опре­

делен по формуле

сх«тв 0,018<у.

Потери от перетечек обусловлены наличием радиального зазора Ат в рабочем колесе и слагаются из потерь от утечек AGBчерез зазор

в осевом направлении (так какР2 >Р\ (рис. 3.26,a), a также из перетечек через торец лопатки со стороны высокого давления (корыта) на спинку (рис. 3.26,6). Величину этих потерь принято учитывать как

часть затраченного напора Н2 . Обычно ZR пер= пер « 0,01—0,025 и

П2

сильно зависит от относительного зазора Аг= Аг/Ал .

Потериу вызванные неравномерностью потока и нестационарностью, изучены недостаточно и обычно в расчетах учитываются вместе с потерями на перетечку и потерями от трения диска рабочего колеса о воздух.