книги / Теория и расчет авиационных лопаточных машин

Поэтому расчет охлаждаемой турбины в первом приближении можно проводить так же, как неохлаждаемой, и, определив потреб­ ные расходы охлаждающего воздуха, уточнить затем значение расхода в отдельных ступенях и размеры проточной части. Такие расчеты, требующие ряда последовательных приближений, целесообразно проводить с использованием ЭВМ 16 1.

Распределение работ по ступеням охлаждаемой многоступенчатой турбины имеет ряд особенностей по сравнению с методикой для неохлаждаемой турбины. Эти особенности обусловлены прежде всего тем, что так как расходы газа через отдельные ступени тур­ бины разные, сумма внутренних работ ступеней охлаждаемой тур­ бины не равна суммарной внутренней работе всей турбины. Дей­

Поэтому для охлаждаемой турбины рекомендуется следующий порядок определения мощностей (теплоперепадов) по ступеням. Определяем величину мощности последней ступени, обеспечиваю­ щей наилучшие параметры и выполнение требования по углу вы­ хода потока. В последней ступени Grz =vGB, где v — относитель­ ная величина невозвращаемых отборов воздуха. Оставшуюся мощ­ ность можно разделить между ступенями поровну, а затем уточ­ нить величину работы каждой ступени после определения расхода газа через ступень.

Таким образом, первоначальные расчеты охлаждаемых ступе­ ней сводятся к расчетам их «неохлаждаемых аналогов» с после­ дующим определением потребных расходов охлаждающего воздуха и введением поправок на размеры проточной части и величину КПД.

8.8. Особенности турбин авиационных двигателей

8.8.1. Турбины ТРДД и ТРДДФ

Газодинамические и конструктивные данные турбин также существенно различаются в зависимости от типа и схемы двигателя, его назначения и, следовательно, требований, предъявляемых к нему по надежности, ресурсу, эксплуатационной технологичности, ре­ монтопригодности и пр. С появлением в начале 50-х годов двухвальных ТРД, ТРДФ и ТВД единый узел турбины разделился на две части (два блока) — турбину высокого давления (ТВД), приводящую компрессор высокого давления, и турбину низкого давления (ТНД), приводящую компрессор низкого давления, — каж­ дая из которых имеет свои газодинамические и конструктивные

281

Рис. 8.60. Типичные формы проточной части турбин компрессоров (стрелками показаны нуги подвода охлаждающего воздуха):

а - одпшмупенчагая; б — двухступенчатая одновальная; в — двухступенчатая двухвальная

особенности. В дальнейшем, с внедрением ТРДД и ТРДДФ, кото­ рые, как правило, выполняются двухили трехвальными, эти осо­ бенности в еще большей мере проявились, и в настоящее время для всех типов двигателей существуют турбины компрессоров, ко­ торые могут быть одноили двухвальными в зависимости от числа валов компрессора газогенератора, и турбины вентиляторов для ТРДД и ТРДДФ (турбины компрессоров низкого давления для ТРД и ТРДФ), а также свободные турбины для ТВД и турбовальных ГТД (см. рис. 2.1).

Турбины компрессоров ТРДД^и^ТРДДФ. Для наиболее распро­ страненных в современной авиации самолетных двигателей ТРДД

иТРДДФ турбина компрессора является самым напряженным узлом двигателя. Эта турбина работает при максимальных для дви­ гателя температуре газа и частоте вращения ротора. В двухкон­ турных двигателях IV поколения Т*тах достигает 1600—1670 К [3]. Число ступеней турбины равно 1 или 2, причем для всех трехвальных двигателей схема турбины компрессора 1 + 1 : одна ступень ТВД

иодна ступень ТСД (рис. 8.60).

Одноступенчатые турбины компрессоров, используемые как для

батывания такого высокого теплоперепада в одной ступени тре­

что уменьшает КПД турбины. Даже при этих пониженных значе­ ниях u/cs потребный уровень окружной скорости составляет цср =

282

= 500 ... 525 м/с. Такие высокие окружные скорости можно до­ стигнуть применением увеличенной частоты вращения ротора турбо­ компрессора газогенератора или увеличенного диаметра проточной части турбины. В первом случае ограничением является допусти­ мый уровень напряжений в рабочих лопатках и диске ступени, для лопаток, пропорциональный комплексу n\FT (где FT - - яОСр/гл), который с учетом эффективного охлаждения лопаток, и для диска из современных материалов составляет 20—25, из перспективных — до 35—40. Во втором случае ограничением является малая высота проточной части, при которой увеличивается влияние концевых эффектов (вторичные потери и потери в радиальном зазоре над рабо­ чими лопатками), а также затрудняется охлаждение лопаток (осо­ бенно рабочих) вследствие их измельчения. Обычно абсолютная высота проточной части составляет 50—60 мм (по сечению выхода из рабочей лопатки), что соответствует относительной высоте ло­

Для увеличения высоты проточной части применяются умень­

ниями с охлаждением тонких и длинных выходных кромок. Высота проточной части ступени по сечению выхода из рабочей

лопатки определяется значением приведенной скорости, которая выбирается в диапазоне 'кСг — 0,4 ... 0,5. Меньшие значения ХС2 обычно нереализуемы из-за ограничения по напряжениям растя­ жения рабочих лопаток и их увеличенной высоты, а большие зна­ чения %с2 нецелесообразны вследствие увеличения потерь с выход­ ной скоростью турбины компрессора и ухудшения условий работы последующей турбины, в частности, уменьшения степени конфузор-

Для предотвращения увеличения радиального зазора из-за осевых перемещений статора и ротора ступени на рабочих режимах дви­ гателя периферийный обвод меридионального профиля проточной части выполняется цилиндрическим. Кроме того, конструктивными мерами и подбором материалов удается достигнуть на определенном расчетном режиме величину радиального зазора fip. 3 ” 0,4 ... 0,5 мм (при монтажном зазоре в холодном состоянии двигателя 6р = = 1,2... 1,6 мм). Для минимизации радиального зазора в турбинах на большинстве рабочих режимов в новых и перспективных двигателях так же, как и в компрессорах предусматривается применение ус­ ложненной конструкции корпуса, обеспечивающей «тепловое регу­ лирование» радиального зазора.

Для турбины компрессора требование по осевому выходу по­ тока в случае близко расположенной последующей турбины не является обязательным, так как для последующего СА некоторая закрутка на входе вполне допустима. Кроме того, для одноступен­ чатой высоконагруженной турбины достижение осевого выхода потока является затруднительным. По этим причинам обычно мини­

283

мальное значение угла а2 составляет 75—80°. При этом степень реактивности выбирается невысокой рт. ср = 0,2 ... 0,3, что по­ зволяет получить при применяемых пониженных значениях пара­ метра у ----- u/crS требуемый угол потока на выходе из турбины и несколько облегчает обеспечение работоспособного состояния ра­ бочих лопаток турбины вследствие уменьшения температуры газа в относительном движении T£t. Расчетом можно показать изменение

лопаток турбин, когда снижение ДТ*, получаемое за счет низкой степени реактивности, не столь важно, возможно применение сту­

появляется целесообразность применения противоположного вра­ щения роторов турбин компрессора и вентилятора, позволяющего уменьшить угол поворота потока в СА первой ступени турбины вентилятора до Дасл = 180° — (а0 + a i) = 15 ... 20°, что может увеличить КПД этой турбины на Дц* = 0,005.

Высокий теплоперепад, срабатываемый в одной ступени при выбираемых пониженных значениях рт>ср, предопределяет появ­ ление сверхзвуковой приведенной скорости на выходе из СА XCls =

Сложной научно-технической и производственной задачей яв­ ляется обеспечение работоспособного теплового состояния дета­ лей и элементов турбины и прежде всего сопловых и рабочих лопа­ ток, что достигается их охлаждением. В настоящее время для этого используется открытая система воздушного охлаждения, в которой охлаждаемые элементы омываются изнутри (а иногда, и снаружи) потоком охлаждающего воздуха, отбираемого от компрессора, затем возвращаемого в тракт горячей части двигателя. При этом, однако, ухудшается КПД турбины вследствие появления дополнительных газодинамических потерь (регламентированный выпуск охлаждаю­ щего воздуха, утолщение профилей и «паразитные» утечки). Зави­ симости для оценки снижения КПД турбины в зависимости от спо­ соба выпуска охлаждающего воздуха и его количества были пока­ заны ранее на рис. 8.52.

Для наиболее высокотемпературных двигателей (Т* — 1600 ...

1670 К) охлаждение сопловых и рабочих лопаток обеспечивается конвективно-пленочным охлаждением. При этом входные кромки, вогнутые и выпуклые поверхности лопаток, а также торцовые по­ верхности сопловых межлопаточных каналов защищаются загра­ дительной пленкой, выдуваемой над защищаемой поверхностью

284

через ряды мелких (d = 0,3 ... 0,6 мм) отверстий (перфорация). Для таких турбин характерны увеличенные расходы охлаждаю­ щего воздуха: (4—6) % — на входную кромку и торцовые поверх­ ности СА, (1,5—2,5) % — на выходную кромку и (2,5—3) % — на рабочие лопатки и диск, а также различного рода утечки — (0,5— 1,5) %. При этом удается достигнуть максимальной относительной глубины охлаждения по участкам сопловых лопаток 0С>л до 0,5— 0,52 и по участкам рабочих лопаток 0р>л до 0,35...0,4.

Следует отметить, что воздух, подаваемый до критического сечения СА, смешивается с газом и затем эффективно работает в сту­ пени. Тем не менее эффективность таких одноступенчатых высоконагруженных охлаждаемых турбин компрессоров относительно не­ велика и составляет !]•? — 0,86 ... 0,88 (рис. 8.61).

Двухступенчатые турбины (см. рис. 8.60) компрессоров также широко используются в современных ТРДД и ТРДДФ(Р100, ЛТ9Д, TF34, CF6, PW2037 — США; «Спей», «Пегас» — Англия и т. д.) [38]. Эти турбины обладают несколько лучшими газодинамическими параметрами, чем одноступенчатые, так как при одинаковых теплоперепадах, срабатываемых в сравниваемых турбинах, абсолютные значения удельной работы в ступенях двухступенчатой турбины почти в 2 раза меньше, чем в одноступенчатой турбине. Это пред­ определяет достаточно высокие значения параметра нагруженности турбины, обычно у — 0,52 ... 0,56, что достигается при окружных скоростях цср до 400—420 м/с. Распределение теплоперепада по ступеням близко к отношению 0,55 : 0,45, что позволяет, сраба­ тывая несколько больший теплоперепад в первой ступени, улуч­ шить тепловое состояние обеих ступеней и облегчить условие до­ стижения осевого выхода потока из турбины (обычно а т « 85 ... 95°). При этом оказывается возможным выбрать достаточно высокие

няться бандажные полки, однако существуют турбины и без бан­ дажных полок на рабочих лопатках, что в основном определяется

Для охлаждения сопловых лопаток первых ступеней высоко­

285

Рис. 8.61. Зависимости КПД турбин компрессоров от средней нагруженности ступени:

1 , 2 — достигнутый уровень КПД соответственно одно- и двухступенчатых турбин компрес­ соров; 3 — одноступенчатая турбина двигателя Е3 фирмы «Пратт-Уитни»; 4 — двухступен­ чатая турбина двигателя Е3 фирмы «Дженерал Электрик» [61]

Рис. 8.62. Влияние степени двухконтурности на число ступеней турбины венти­ лятора:

О — для выполненных двигателей

меняется конвективная схема. В целом для высокотемпературных турбин расходы охлаждающего воздуха составляют (14—15) %

и(6—8) % для турбин с меньшим уровнем температур. Эффективность таких двухступенчатых охлаждаемых турбин

компрессоров высока и достигает т]^ п = 0,91 ... 0,92 (см. рис. 8.61). Турбины компрессоров трехвальных двигателей (РВ211 и РВ199)

[38] по своим газодинамическим параметрам близки к параметрам двухступенчатых турбин компрессоров двухвальных двигателей: турбина высокого давления к I ступени и турбина среднего дав­ ления ко II ступени двухступенчатой турбины. Конструктивной особенностью таких турбин является наличие (см. рис. 8.60) бан­ дажных полок на рабочих лопатках. Обеспечение теплового состоя­ ния таких турбин сопровождается трудностями, аналогичными двухступенчатым турбинам компрессоров, и достигается теми же способами, при этом максимальные температуры в созданных трех­ вальных двигателях на ~50 °С меньше, чем в двухвальных ТРДД и ТРДДФ, что несколько облегчает охлаждение таких турбин.

Турбины вентиляторов двухконтурных двигателей. Облик и пара­ метры турбины вентилятора ТРДД и ТРДДФ определяются параметрами двигателя (т, и Т*)у а также его кинематической схемой. На рис. 8.62 представлены данные, показывающие зави­ симость числа ступеней турбины вентилятора от степени двухкон­ турности и степени повышения давления основных современных двигателей.

286

ской авиации и многоступенчатые — для высокоэкономичиых дви­ гателей транспортной и пассажирской авиации. В соответствии с этим существенно различаются и параметры этих турбин, причем отличие параметров турбин вентиляторов трехвальных двигателей от соответствующих параметров двухвальных ТРДД и ТРДДФ в основном заключается в разнице числа ступеней, которых у двух­ вальных двигателей с подпорным компрессором больше, чем у трех­ вальных, вследствие большой удельной работы турбины, вращаю­ щей кроме вентилятора еще и подпорный компрессор.

Одноступенчатые турбины вентиляторов ТРДДФ с малой сте­ пенью двухконтурности (двигатели F404, М88 и др. [38]) являются высоконагруженными охлаждаемыми турбинами. Для них харак­ терны значения п* = 2 ... 2,3 и при Т * до 1650 К температура на входе в турбину вентилятора обычно не превышает значений 1300 К. Относительная высота проточной части достаточно велика и характеризуется £>ср//*л = 5 ... 7 при значении Хт = 0,45 ... 0,55.

ных режимах работы двигателя. Известны попытки несколько уве­

из турбины вентилятора возможно применение ступени с понижен­

ная спрямляющая решетка. Для ступеней с пониженным

Охлаждение сопловых и рабочих лопаток осуществляется по конвективной схеме с небольшими расходами охлаждающего воз­ духа 1 —1,5 % для сопловых и 1—1,5 % для рабочих лопаток, причем для рабочих лопаток может использоваться воздух из внеш­ него контура двигателя. Эффективность таких одноступенчатых турбин умеренная и составляет т]£ = 0,87 ... 0,9.

I Двухступенчатые турбины вентиляторов ТРДДФ с малой сте­ пенью двухконтурности (двигатели TF30, F100 и др. [38]) являются турбинами с умеренными нагрузками на ступень (параметр у = = 0,52 ... 0,56) при дозвуковых скоростях в проточной части (XCls =

287

“ 0,8 ... 0,95 и kWis 0,7 ... 0,85) и относительно небольшими углами поворота потока в решетках (Да =60 ... 70° и Ар ^ 70 ...

90й). Для них характерны и достаточно высокие значения степеней реактивности по ступеням (рт. cpi 0,3 ... 0,35 и рт. срп -- -- 0,35 ... 0,45). Охлаждение осуществляется обычно только пер­ вого СА. В целом такие турбины высокоэффективны и их КГ1Д до­ стигает г)т ~ 0,91 ... 0,92.

Двух- и трехступенчатые турбины вентиляторов ТРДД со сред­ ними значениями степени двухконтурности (двигатели НК-8, «Спей», ЛТ8Д и др. [38]) являются неохлаждаемыми турбинами с дозвуко­ выми ступенями, характерными для двигателей III поколения.

Турбины вентиляторов ТРДД с большой степенью двухконтур­ ности (двигатели CF6, ЛТ9Д и др. 138]) имеют большое число сту­ пеней (гт. в 4 ... 6). Для таких турбин характерны низкие зна­ чения окружной скорости (ат. ср до 140—160 м/с для первых сту­ пеней) даже при высокой окружной скорости вентилятора ипепт = = 420 ... 460 м/с вследствие существенного отличия диаметров тур­ бины вентилятора и вентилятора. По этой причине проточная часть турбины вентилятора, как правило, выполняется с увеличиваю­ щимся средним диаметром (ТРДД ЛТ9Д) или располагается на максимально допустимом диаметре, для чего между турбинами

Т* -- 1550 ... 1650 К температура на входе в турбину вентилятора до 1200 К, вследствие чего может применяться охлаждение только первого СА. Относительная высота проточной части первой сту­ пени составляет £ ср/Лл -- 9 ... 10 и последней ступени до 3,5—4 (предельно «длинные» лопатки). На всех рабочих лопатках имеются бандажные полки.

Параметр нагруженности таких многоступенчатых турбин на­ ходится в достаточно широких пределах (у —0,48 ... 0,56 для двига­ телей IV поколения), при этом значения параметра u/cvS отдельных ступеней могут быть и более низкими.

Анализ влияния параметра нагруженности у на КПД много­ ступенчатой турбины вентилятора, типичного ТРДД с большой степенью двухконтурности, показывает, что существенное сниже­ ние КПД турбины происходит при пониженных значениях пара­ метра у , меньших 0,48—0,46. Кроме того, при одинаковых значе­ ниях параметра у КПД турбины с меньшим числом ступеней, но, следовательно, с большим значением окружной скорости, несколько выше, чем турбины с большим числом ступеней, вследствие более благоприятных значений кинематических параметров отдельных ступеней и больших чисел Рейнольдса, а также большей относи­ тельной высоты проточной части для турбины с меньшим числом ступеней.

Распределение теплоперепада по ступеням, как отмечалось ранее, может производиться различными способами. Обычно сред-

288

ние ступени нагружены в наибольшей мере, а первая и последняя — несколько разгружены. Меньшая нагруженность первой ступени целесообразна из-за малой относительной высоты проточной части и, следовательно, пониженной эффективности этой ступени. Од­ нако иногда на первой ступени срабатывается большая доля теплоперепада турбины для улучшения теплового состояния последу­ ющих ступеней. Меньшая нагруженность последней ступени не­ обходима для получения направления потока на выходе, близкого к осевому. Как правило, за такой многоступенчатой турбиной рас­ полагаются стойки опоры, обтекатели которых частично работают как спрямляющие лопатки, вследствие чего сказывается возмож­ ным иметь на выходе из последней ступени значение угла а т = = 70 ... 75°. Значения степеней реактивности по ступеням, увели­

При этом величины приведенных скоростей по ступеням дозвуко­ вые и не превышают значений kCls = 0,7 ... 0,75 и kW2s = 0,6 ...0,65 при больших углах поворота потока — ЛаСА до 100° и ЛрРК до 120—130°.

Приведенная скорость на выходе из такой турбины выбирается на уровне кт = 0,35 ... 0,4, причем меньшие значения нецелесооб­ разны, так как в этом случае энергия выходной скорости невелика и ее дальнейшее уменьшение не влияет на КПД турбины (рис. 8.64). Для многоступенчатых турбин вентиляторов характерными яв­ ляются низкие значения чисел Рейнольдса по последним ступеням (ReCA до 0,8 • 105 и RePK до 0,65-105) на крейсерском режиме полета.

В целом такие турбины являются достаточно эффективными узлами двигателя и, как показано на рис. 8.65, их КПД достигает т]* - 0,915 ... 0,92.

nt

Рис. 8.65. Зависимости КПД турбин вен­ тиляторов от средней нагруженности сту­ пени (статистические данные):

1 — достигнутый уровень КПД турбин вен­ тиляторов; 2 — чеплрехступеичатая турбина двигателя Е3 фирмы «Пратт-Уитни»; 3 — пяти­ ступенчатая турбина двигателя Е3 фирмы «Джснерал Электрик» Гб 1 ]

8.8.2. Турбины других типов двигателей

Турбины других типов двигателей и силовых установок — ТРД, ТРДФ» ТВД, турбовальные ГТД, различные ВСУ, энергоузлы и т. д. — весьма различны по параметрам, числу ступеней и конструктивному выполнению из-за существенных различий в мощностях, расходах и параметрах рабочего тела.

Для ТРД и ТРДФ, которые являлись доминирующим типом двигателей II и III поколений, число ступеней турбины составляет от одной до трех, причем большинство из них двухступенчатые. Опыт показывает, что при значении параметра у = 0,52 ...

... 0,54 у двигателей со степенью повышения давления л* < 5 применяются односту­

ступенчатых слабонагруженных турбин (рис. 8 .66). При этом значения окружной

для СПС. Вследствие этого в этих турбинах охлаждается только СА первой ступени,

щего воздуха влияние его выпуска на эффективность работы турбины невелико и КПД таких турбин достигает значений г]* = 0,91 ... 0,92.

Турбовинтовые двигатели II поколения выполнялись по одновальной кинема­ тической схеме (АИ20, НК-12 и др.) и в настоящее время параметры этих турбин представляются устаревшими: высокие значения параметра у (до 0 ,6), большое число ступеней (zT до 5), низкие дозвуковые приведенные скорости в проточной части и вы­ сокие значения Хт= 0,65 ... 0,7 и т. д. Как правило, эти турбины неохлаждаемые

Современные турбовальные ГТД в основном выполнены по двухвальной схеме, в которой имеется ТВД — турбина компрессора и ТНД, являющаяся свободной и через редуктор приводящая воздушный винт. Однако существуют и одно- и трехвальные турбовальные ГТД. Такие двигатели обычно имеют малые или умеренные мощности N B — 300 ... 1200 кВт при л *2 = 8 ... 12 и Т* = 1200 ... 1350 К, вследст­

вие чего расходы воздуха через двигатель невелики и составляют 2 — 8 кг/с, что пред­ определяет и малые размеры проточной части турбин.

Турбины турбовальных ГТД имеют пониженный КПД (г)* = 0,86 ... 0,9) по

сравнению с турбинами ТРД и ТРДД, что в основном объясняется малыми разме­ рами проточной части этих турбин, а следовательно, большим влиянием концевых явлений, пониженными числами Рейнольдса, а также существенным влиянием неплавности проточной части на течение потока. Кроме того, для охлаждаемых ступе­ ней утолщение профилей и кромок лопаток (а следовательно, снижение их эффектив-

290