книги из ГПНТБ / Казанджан П.К. Турбины систем питания ЖРД

с — кавитационный коэффициент быстроходности; Q — объемный расход компонента,

7 — удельный вес компонента.

Если для качественной оценки принять величины (р вх -—p s) и с у насосов окислителя и горючего одинаковыми, то получим выражение, позволяющее определить соотношение максимально

Расчеты по формуле для некоторых типов топлив представ­ лены в табл. 3. Там же приведены соотношения мощностей насо­ сов компонентов, полученные при условии равенства на насосах

Как видно из таблицы, максимально допустимые числа обо­ ротов насосов, особенно у двигателей, использующих в качестве

торной схемы в данном случае поставит насос горючего и тур­ бину в весьма неблагоприятные условия.

Следует заметить, что указанные расчеты выполнены при достаточно грубом допущении. В зависимости от применяемых

30

конструктивных и эксплуатационных мер (применение преднасосов, наддува баков, теплоизоляции и т. д.) возможно измене­ ние указанных величин, которые надежно могут быть определе­ ны лишь экспериментально, однако качественный вывод — не­ выгодность применения в указанных случаях однороторной схе­ мы ТНА сохранится.

Поэтому полезным может оказаться, наряду с редуктор­ ной связью, привод насосов компонентов ЖРД от двух турбин, (фиг. 20). Раздельный привод насосов, позволяет поднять обо­ роты насоса горючего до его предельных, с точки зрения кави­ тации, значений, что благоприятно скажется на его габаритных и весовых данных. Кроме того, увеличение числа оборотов, как отмечалось, полезно для к. п. д. и габаритов турбины.

число оборотов), не всегда возмож­ но. Поясним сказанное на примере активной идеальной трубины

с симметричными рабочими лопатками и осевым выходом пото­ ка после второго ротора [треугольник скоростей (фиг. 21)]. Учи­ тывая равенство расходов газа через первый и второй роторы

31

си— окружные составляющие скоростей потока. Учитывая соотношения фиг. 2 1 , получим

В указанной формуле из расчета насосов ЖРД, работаю­ щих на данном топливе, становятся известными как соотноше­ ние мощностей, так и чисел оборотов.

Естественно, что указанная кинематическая схема может и не обеспечить требуемых соотношений.

Расчеты активных турбин двухроторной схемы в диапазоне перепадов давлений г:т — 10 :-25 с учетом потерь показывают, что в случае использования в первой ступени высокооборотной турбины (когда дастигается максимальная работа, а значит и минимальный расход топлива на привод ТНА) работа газа на первом роторе существенно превосходит работу второго ротора. В этой связи обеспечение максимальных данных насосов компо­ нентов (см. табл. 3) в схеме двухроторного ТНА при использо­ вании чисто активной турбины становится невозможным.

Для этой цели более приемлемой схемой является схема активной турбины со ступенями давления (фиг. 20). В такой схеме удовлетворение требуемых соотношений работ и чисел оборотов на обоих роторах, достигается соответствующим под­ бором перепада давлений в каждой ступени. Использование ступеней давления в турбинах двухроторной схемы ТНА благо­ приятно и в связи с возможностью раздельной опытной доводки турбин, каждой со своим насосом.

Следует отметить, что, несмотря на очевидное преимущест­ во двухроторной схемы, ее использование в ТНА осложняется из-за эксплуатационных качеств и, прежде всего, сложности ре­ гулирования и запуска двигателя.

Тем не менее в двигателях ЖРД, насосы компонентов кото­ рых имеют существенное различие максимально допустимых чисел оборотов (как это имеет место, например, в случае дви­ гателей, использующих в качестве горючего водород), примене­ ние двухроторной схемы ТНА с активной турбиной со ступеня­ ми давления может быть вполне целесообразным.

32

Радиальные турбины

При небольших перепадах давлений в ступени турбины, что характерно, например, для закрытых схем систем питания ЖРД с дожиганием газа в основных камерах, возможно использова­ ние в ТНА радиальных центростремительных турбин (фиг. 22).

с, и щ \— -S

сг и щ

Фиг. 22. Радиальная центростремительная турбина

Следует иметь в виду, что при больших мощностях и расхо­ дах рабочего тела, как это имеет место в 'закрытых схемах, та­ кие турбины не имеют преимуществ по эффективности, габа­ ритным и весовым данным перед осевыми схемами. Однако про­ стота технологии производства радиальных турбин, что особен­ но важно для двигателей одноразового использования, а также более рациональная конструктивная компоновка ТНА (см. фиг. 3) делают в некоторых случаях использование в ТНА закрытых схем систем питания ЖРД радиальных турбин целесообразным. Кроме того, применение радиальных схем позволяет сравни­ тельно легко осуществить регулирование турбины путем пово­ рота ее сопловых лопаток.

4. ПОТЕРИ В ТУРБИНАХ ТНА

Потери в турбинах складываются из потерь в сопловом аппарате, рабочем колесе, потерь, связанных с трением боко­ вых поверхностей диска турбины и потерь с выходной скоростью газа.

Первые три группы потерь являются чисто гидравлическими (фиг. 23) и учитываются адиабатическим к. п .д., потери с вы­ ходной скоростью и гидравлические потери определяют величи­ ну эффективного к. п. д., учитывающего все потери, т. е.

И

Заметим, что при больших расходах газа через турбину,, как это имеет место в турбинах ТРД, значение 1К очень мало и

им обычно пренебрегают. Наличие радиального зазора между лопатками колеса и корпусом турбины вызывает дополнитель­ ные потери (потери в радиальном зазоре), снижающие адиаба­ тический и эффективный к. п. д.

В-6,

Принципиально при оценке общих потерь потери в ради­ альном зазоре можно учитывать соответствующим уменьшением коэффициента скорости в колесе. Однако обычно эти потери учитываются отдельно, так как они зависят от величины отно­

сительного зазора — (где 3 — абсолютный зазор, а I — вы­

сота лопатки) и наличия бандажа. Если лопатки достаточно длинны или имеется бандаж, потери в радиальном зазоре пре­ небрежимо малы.

Поправочный коэффициент, учитывающий влияние зазора,

Рассмотрим особенности потерь в турбинах ТНА.

Впредыдущих параграфах было установлено, что в ЖРД,

бсоответствии с требуемой эффективностью и схемой системы питания, турбины ТНА весьма существенно различаются пара­

метрами и величинами срабатываемых перепадов.

В турбинах закрытых схем систем питания расходы газа достаточно велики, а степени расширения — незначительны. Условия работы таких турбин, не учитывая особенностей и свойств рабочих тел, мало отличаются от турбин, работающих

всистеме газотурбинных двигателей.

Втурбинах открытых схем систем питания в связи со сра­ батыванием больших перепадов давления, малыми конструк­ тивными размерами и парциальным подводом газа создаются специфические условия работы. Становятся, например, ощутиными потери, связанные с трением боковых поверхностей

34

диска, вентиляторным действием лопаток, утечками газа в за­ зорах и т. д., в то время как в полноразмерных турбинах авиа­ ционных ВРД эти виды потерь играют незначительную роль. Кроме того, большие сверхзвуковые скорости в элементах про­ точной части турбин вызывают существенные волновые и гид­ равлические потери, обусловленные взаимодействием скачков уплотнения с пограничным слоем на лопатках, отрывами пото­ ка, вихреобразованиями и т. д.

Рассмотрим физические картины течения в решетках при сверхзвуковых скоростях потока.

Работа сопловых решеток на сверхкритических режимах

Достижение сверхзвуковых скоростей в сопловых решет­ ках с суживающимися межлопаточными каналами (фиг. 25) осуществляется, как известно, расширением потока в косых срезах. Многочисленные опыты показывают удовлетворитель­ ную работу таких решеток в широком диапазоне скоростей. Однако, начиная со скоростей истечения, соответствующих ади­ абатическим скоростям по числу Дад < 1,2 , наблюдается рез­ кое возрастание потерь.

Фиг. 25. Течение в сопловой решетке с суживающимися ка­ налами при сверхкритических перепадах

Анализ течения в косых срезах решетки при сверхкритиче­ ских режимах показывает, что причиной резкого увеличения по­ терь является срыв потока со спинок лопаток, вызванный взаи­ модействием скачков уплотнения значительной интенсивности с пограничным слоем на профиле.

Рассмотрим идеализированный процесс расширения газа в косом срезе ЛВА\ решетки, составленной из тонких пластин (фиг. 25, б). Если предполо­ жить, что в сечении АВ достигается равномерная звуковая скорость, то по­ лучаются простые закономерности течения в косом срезе. Примем также ус­ ловие равенства статических давлений за решеткой и выходными кромками.

При достижении на решетке сверхкритического перепада давлений из точки А исходит центрированная волна разрежения ВАС, отражающаяся от стенки косого среза BAt. Интенсивность волны, очевидно', определяется вели­ чиной перепада давления па решетке (или величиной Х1ад). В результате воз­ действия волны разрежения за выходными кромками лопаток решетки встре­ чаются два потока различной сверхзвуковой скорости как по величине, так и по направлению. Со стороны «корытца» пластины — безразмерная ско­ рость Х1ад, величина и направление которой определяются заданным перепа­ дом давлений (при этом угол отклонения скорости от направления пластин (угол v), соответствует углу поворота потока в течение Майера вокруг точ­ ки А). Со стороны «спинки» — скорость л/.'параллельная пластинам и опре­ деляемая первичной и отраженной волной разрежения. При слиянии двух потоков «определяющим» является поток с «корытца», как соответствующий величине давления за решеткой. Поток со спинки лопатки по отношению к нему является перерасширенным. Условие течения за выходной кромкой

(фиг. 25,s). [Расчеты показывают, что интенсивность скачка АН незначи­

тельна].

В связи с тем, что получение сверхзвукового потока в косых срезах не связано с каким-либо «расчетным» режимом, сопловые решетки с сужи­

стем питания решетки с суживающимися межлопаточными ка­ налами из-за больших степеней расширения неприемлемы. Как указано выше, такие решетки, хотя и обеспечивают расширение потока при сверхкритичеоких режимах, но из-за срыва потока работают с очень низкими значениями коэффициентов скорости <р. Кроме того, расширение в косом срезе связано с отклоне­ нием потока, что приводит к необходимости, учитывая малые значения гидравлических углов а,, применять весьма малые конструктивные углы выходных кромок сопловых аппаратов, что практически неприемлемо. Отклонение потока также огра­ ничивает расширительную способность косого среза решетки

(М1а = 1 ,0 ).

Для больших сверхзвуковых скоростей истечения должны применяться сопловые решетки с расширяющимися межлопагочными каналами по типу сопел Лаваля.

На фиг. 26 представлены результаты испытаний турбинных сопловых решеток с расширяющимися межлопаточными кана­ лами. Как видно из графиков, с ростом степени уширения F }IFKp создается возможность сохранить высокое значение коэффици­ ента скорости <р до все больших сверхзвуковых скоростей, однако при этом наблюдается существенное снижение коэффи­ циента 9 на меньших скоростях истечения. Геометрически рас-

36

ширяющиеся по потоку межлопаточные каналы решетки обус­ ловливают характер сверхзвукового течения в них, аналогичный известным свойствам сопел Лаваля.

Фиг. 26. Зависимость коэффициента скорости сопло­ вых решеток от перепада давлений (A.jM)

Плоское сопло Лаваля при изменении режимов

Рассмотрим идеальное плоское сопло Лаваля (фиг. 27)

На фиг. 27 представлены границы областей с иллюстрацией качественной картины течения для каждой из них. По оси орди­ нат отложена степень отклонения перепада от расчетного зна­ чения, а по оси абсцисс — расчетное число М сопла.

При отклонении перепада от расчетного значения работа

37

сопла изменяется. Однако при этом хможно выделить ряд харак­ терных областей, в пределах которых картина течения качест­ венно сохраняется неизменной.

Ф и г. 27. Плоское сопло Лаваля при изменении ре­ жимов

Граничные кривые рассчитываются на основании следующих соображе­

ний:

I область характеризуется пониженным давлением на выходе (по отно­ шению к расчетному), когда расширение потока продолжается вне сопла (режим надорасширения) в волнах разрежения, исходящих из угловых то­ чек А и В. При этом струя на выходе принимает характерную бочкообраз­

на выходе по отношению к расчетному (режим перерасширения) и характе­ ризуется наличием двух косых скачков уплотнения,исходящих из угловых то­ чек выходного сечения и пересекающихся на оси. Нижняя граница этой об­ ласти определяется из условия возможности существования скачков CD и СЕ. В связи с тем, что линия тока, проходящая через точку С, прямолиней­ на, как ось симметрии потока, отклонения потока в скачках CD и СЕ должно равняться отклонению потока в скачках АС и ВС. А так как скорости потока

38

перед скачками CD и СЬ меньше, реализация последних, при снижении перепада с некоторого значения, становится невозможной.

Течение в III области, характеризующееся дальнейшим снижением пе­ репада давлений от расчетного, реализуется с прямым скачком уплотнения на оси сопла, а система скачков на выходе приобретает характерную мостооб­ разную форму. В этом случае отклонение потока в скачках АС и BD уже не равно отклонению в скачках СЕ и DF, ввиду возможности отклонения пото­ ка за скачками СЕ и DF к оси сопла, обеспечивающее тем самым реализа­ цию этих скачков. Граничная кривая, разделяющая III и IV области, соответ­ ствует вырождению мостообразно'го скачка на выходе в криволинейный, за ко­ торым течение полностью дозвуковое. Границей, разделяющей IV и V области, служит условие на прямом скачке, соответствующем расчетной скорости ис­ течения из сопла. V область характеризуется наличием прямого скачка внутри канала. Разделение V и VI областей соответствует моменту исчезновения скачков уплотнения и наступлению дозвукового течения в сопле. В VI об­ ласти сопло Лаваля работает как дозвуковой диффузор с уменьшением рас­ хода воздуха по мере снижения перепада давления.

Количественный анализ физических картин течения в плоском сопле Лаваля при изменении перепада давлений (фиг. 27), хотя и проведенный без учета влияния вязкости и теплопроводности реального газа, позволяет сделать определенные качественные выводы, подтверждаемые экспериментальными данными.

1. С увеличением расчетного числа М сопла уменьшается величина перепада, при котором в минимальном сечении скорость достигает звуковой, т. е. если для суживающегося сопла величина критического перепада давле­

ний определяется, как

к

(26)

то для расширяющихся сопел с ростом степени уширения величина 0V7.Pi)кр

всравнении с ней снижается.

2.Область работы сопла с двумя косыми скачками на выходе (фиг. 27,

область И) становится наиболее характерной при снижении перепада давле­ ний от расчетного при переходе к числам Мр > 1,5.

Работа расширяющихся сопловых решеток

Решетки с расширяющимися межлопаточными каналами «запираются», по расходу на перепадах давления, меньших критических, что обусловливается диффузорным течением до­ звукового потока в расширяющихся каналах.

Характер изменения коэффициента скорости в таких ре­ шетках в зависимости от перепада давления (фиг. 26) объяс­ няется следующим.

При небольших перепадах давления решетка работает как сопло-диффузор, когда в расширяющемся канале происходит замедление дозвукового потока. По мере увеличения перепада давления на решетке в .критическом сечении межлопаточных каналов возникает звуковая скорость. Сверхзвуковой поток, перерасширяясь в расширяющемся канале, образует прямой скачок уплотнения, который по мере увеличения перепада дав­ ления перемещается к выходному сечению. При этом его интен­ сивность возрастает, что в основном и объясняет первоначаль­ ное падение коэффициента скорости. Минимальное значение <р

39