CC BY
94
КОРАБЛЕСТРОЕНИЕ. Судовые энергетические установки
D0I.org/10.5281/zenodo.1286015 УДК 621.438.1
А.Ю. Фершалов, М.Ю. Фершалов, Д.И. Ибрагимов, Н.А. Камаев
ФЕРШАЛОВ МИХАИЛ ЮРЬЕВИЧ - к.т.н., научный сотрудник, e-mail: [email protected], https://orcid.org/0000-0001 -8184-1941 Тихоокеанский океанологический институт им. В.И. Ильичева ДВО РАН Балтийская ул., 43, Владивосток, 690041
ФЕРШАЛОВ АНДРЕЙ ЮРЬЕВИЧ - к.т.н., доцент, e-mail: [email protected], https://orcid.org/0000-0002-1785-0912
ИБРАГИМОВ ДАМИР ИРЕКОВИЧ - старший преподаватель, e-mail: [email protected], https://orcid.org/0000-0002-8076-6051
КАМАЕВ НИКОЛАЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ - студент, e-mail: [email protected] Кафедра судовой энергетики и автоматики Инженерной школы Дальневосточный федеральный университет Суханова ул., 8, Владивосток, 690091
Влияние угла атаки на эффективность рабочих колес сверхзвуковых микротурбин
Аннотация: Представлены результаты исследования рабочих колес микротурбин. Особенность конструкции рассматриваемых рабочих колес заключается в большом угле поворота проточной части (150... 165°), который согласуется с малыми углами выхода потока из сопел (5...9°), необходимыми для получения высокого момента на роторе. Представлены результаты исследования эффективности рабочих колес в зависимости от угла атаки. Выполнен анализ физических процессов, происходящих в проточной части рабочих колес. Проведены оптимизационные расчеты по определению угла атаки, соответствующего максимально возможной эффективности рабочих колес. Приведены рекомендации по выбору угла атаки для рабочих колес микротурбин. Ключевые слова: эффективность, судовая энергетическая установка, микротурбина, сопло, рабочее колесо, турбинная ступень, лопатки, угол атаки, газодинамика.
Введение
Транспортная энергетика, к которой относятся автономные аппараты для подводной, воздушной и космической техники, требует обеспечения высокой агрегатной мощности при небольших габаритах двигателя. Одним из возможных типов двигателя, обеспечивающего указанные требования, является осевая микротурбина. Она имеет малый радиальный размер и возможность увеличения количества ступеней с меньшими конструктивными сложностями, чем у радиальных турбин. Обеспечение высокой удельной мощности микротурбин возможно при сверхзвуковой скорости потока в их проточной части, которая обеспечивается при больших отношениях давления на входе в турбину и на выходе из нее.
В настоящее время стоит вопрос низкой эффективности микротурбин [7]. Например, по данным [8], для микротурбины мощностью 50 Вт эффективность составляла от 20 до 24%. Одним из направлений повышения эффективности микротурбин является разработка новых конструктивных
© Фершалов А.Ю., Фершалов М.Ю., Ибрагимов Д.И., Камаев Н.А., 2018
О статье: поступила: 02.04.2018; финансирование: работа выполнена при поддержке Фонда целевого капитала Дальневосточного федерального университета.
решений их ступеней. В частности, авторы работы [2] создали радиальную двухвенечную микротурбину, исследование которой продолжается по настоящее время [6]. Автор [1] предложил конструкцию микротурбины с большим углом поворота потока в рабочем колесе для обеспечения более устойчивой моментной характеристики. При этом сопловые аппараты необходимо выполнять с малым конструктивным углом выхода.
Неоптимальное сочетание конструктивных параметров ступени микротурбины для заданных режимов работы может привести к значительному ухудшению эффективности работы микротурбины. Одной из важнейших характеристик турбинной ступени является угол атаки (/) на входе в рабочее колесо [3]. Он определяется как разность конструктивного угла входа лопаток рабочего колеса (в1к) и угла натекания потока из соплового аппарата (вД Цель данной работы - исследование влияния угла атаки на эффективность рабочего колеса и определение оптимальных значений угла атаки.
Методика экспериментальных исследований
В настоящее время для расчета параметров движущегося потока наиболее достоверные данные дают не теоретические математические результаты, а экспериментальные. При исследовании микротурбин, имеющих малые размеры проточной части, это утверждение особенно актуально.
Нами были проведены экспериментальные исследования ступеней микротурбин с сопловыми аппаратами, имеющими угол выхода 5.. .9° [5]. Рабочие колеса выполнялись с большим углом поворота проточной части и большим относительным шагом (рис. 1). Характеристики исследованных рабочих колес представлены в табл. 1. Все рабочие колеса имели по 26 лопаток.
Рис.1. Схема проточной части рабочего колеса: а-| - ширина канала на входе в рабочее колесо; а2 - ширина канала в средней части; а3 - ширина канала на выходе из рабочего колеса; р1к (р2к) - конструктивный угол входа (выхода)
в каналы рабочего колеса.
На основании результатов экспериментальных исследований была разработана регрессионная математическая модель эффективности рабочего колеса [4], в которую вошли следующие характеристики: угол входа потока в рабочее колесо, конструктивный угол входа лопаток рабочего колеса и число Маха на выходе из него по теоретическим параметрам:
у = 0,8079+ 0,1122// - 0Д920/2 - 0,0377/1к - 0,0125/2 + 0,1093^2/ - 0,0499М^ + 0,002// - 0,0730//М^ - 0,0296/^2/
(1)
где М—2/ = —^^ - число Маха на выходе из рабочего колеса по теоретическим параметрам;
а2
- теоретическая относительная скорость потока на выходе из рабочего колеса; а2 - скорость звука на выходе из рабочего колеса
Она позволяет выполнять оценочные и оптимизационные расчеты в диапазоне проведенных исследований.
Таблица 1
Геометрические характеристики модельных рабочих колес
Геометрические характеристики Рабочие колеса (РК)
РК-1 РК-2 РК-3
Угол входа [°] 8,1 11,2 14,1
Угол выхода [°] 8,4 12,1 15,3
Ширина канала в среднем сечении [мм] 2,24 3,34 4,19
Ширина канала на входе [мм] 2,40 3,48 4,50
Ширина канала на выходе [мм] 2,63 3,82 4,93
Результаты исследований
В результате проведенного исследования было выявлено, что существует оптимальное значение угла атаки, отклонение от которого приводит к увеличению потерь в рабочем колесе.
В турбинных ступенях при углах натекания потока на лопатку, существенно отличающихся от оптимальных, происходит срыв пограничного слоя, что увеличивает профильные потери. Это явление возникает при большой неравномерности распределения давления по контуру профиля, при котором в отдельных зонах профиля появляются интенсивные диффузорные участки со значительным утолщением пограничного слоя вследствие торможения потока обратными течениями у поверхности лопатки. Наиболее вероятные условия для срыва пограничного слоя возникают при обтекании потоком спинки лопатки на участке наибольшей кривизны, а также у входной кромки (рис. 2).
Рис. 2. Места срыва пограничного слоя: -отрицательные углы атаки, -положительные углы атаки.
При малых М^ угол атаки незначительно влияет на коэффициент скорости рабочего колеса, но с увеличением М^ влияние р1к усиливается. Это связано с тем, что при дозвуковых скоростях потока отклонение значения угла атаки от оптимального не приводит к значительному увеличению профильных потерь энергии. Увеличение р1к при больших М^ сопровождается снижением коэффициента скорости РК (рис. 3) и объясняется увеличением волновых потерь, обусловленных отклонением угла атаки от оптимального.
Рис. 3. Зависимость коэффициента скорости рабочего колеса от р1 и р1к при М^=2.82.
Увеличение профильных потерь особенно заметно при положительных углах атаки. Это обусловлено тем, что отрыв потока на входном участке выпуклой поверхности вызывает более сильные потери, чем отрыв потока на входном участке вогнутой поверхности лопатки, что связано с повышением давления в месте с наибольшей кривизной канала рабочего колеса при отрыве потока с выпуклой стороны лопатки. Это может вызвать «запирание» (повышение давления в зазоре между сопловым аппаратом и рабочим колесом) канала рабочего колеса, тем самым снизив эффективность работы турбинной ступени.
В результате оптимизационных вычислений были установлены максимально возможные значения коэффициента скорости исследованных РК (табл. 2).
Данные табл. 2 позволяют сделать вывод о том, что наибольшая возможная эффективность получена у РК-1. У РК-2 коэффициент скорости меньше и у РК-3 - еще меньше. В целом максимальная эффективность модельных РК находится в области больших чисел Маха, что объясняется суживающе-расширяющейся формой проточной части канала РК, предназначенной для работы при больших сверхзвуковых скоростях. Число Маха соответствовало максимальному значению в пределах эксперимента для РК-1 и РК-2. Для РК-3 его значение меньше, что обусловлено увеличением угла атаки, для которого оптимальное значение числа Маха снижено.
В работе приведены результаты оптимизационных расчетов угла атаки исследованных рабочих колес (табл. 3).
Таблица 3 свидетельствует, что при отрицательных углах атаки потери энергии в проточной части РК снижаются. Установлено, что при малых конструктивных углах входа РК угол атаки должен быть максимально отрицательным. При возрастании конструктивного угла входа РК отрицательность угла атаки должна быть меньше.
Таблица 2
Результаты оптимизации модельных РК
Рабочие колеса Параметры
Рх М„21 V
РК -1 18,68 2,82 0,92
РК -2 18,76 2,82 0,87
РК -3 19,73 2,42 0,79
Таблица 3
Оптимальные углы атаки для исследованных РК
Рабочие колеса Параметры
1 V
РК -1 -10.55 0.92
РК -2 -7.56 0.87
РК -3 -5.63 0.79
Это можно объяснить возможным явлением отрыва на участке наибольшей кривизны канала, которое возникнет в РК с большим углом поворота. Для исключения отрыва в проточной части РК оптимальный угол атаки для него должен быть отрицательным, причем, чем больше кривизна канала, тем больше отрицательное значение оптимального угла атаки.
Заключение
В результате проведенного исследования было выявлено, что существует оптимальное значение угла атаки, отклонение от которого приводит к увеличению потерь в рабочем колесе.
Установлено, что при малых М^ угол атаки незначительно влияет на коэффициент скорости рабочего колеса, но с увеличением М^ влияние р1к усиливается. Это связано с тем, что при дозвуковых скоростях потока отклонение значения угла атаки от оптимального не приводит к значительному увеличению профильных потерь энергии.
Установлено, что увеличение профильных потерь особенно заметно при положительных углах атаки. Это обусловлено тем, что отрыв потока на входном участке выпуклой поверхности вызывает более сильные потери, чем отрыв потока на входном участке вогнутой поверхности лопатки.
Установлено, что рабочие колеса с большим углом поворота проточной части необходимо проектировать под отрицательные углы атаки, причем чем больше угол поворота проточной части рабочего колеса, тем меньше должен быть угол атаки.
C^COK ЛИTЕPATУPЫ
1. Kириллов И.И. Осевая турбина: пат. № 857512 (CCCP) / Ленинградский политехнический институт, 1981.
2. ^знецов Ю.П., Химич В.Л., Хрунков C.H., ^айнов A.A. Pадиальная двухступенчатая микротурбина для пневматического привода // Известия высших учебных заведений. Aвиационная техника. 2016. № 2. C.119-122.
3. Фершалов A.^^ Повышение эффективности рабочих колес судовых осевых малорасходных турбин: дис. ... канд. тех. наук / Дальневосточный федеральный университет. Владивосток, 2011. 125 с.
4. Фершалов A.^, Фершалов М.Ю. Методика определения газодинамических и конструктивных характеристик проточной части большешаговых рабочих колес малорасходных турбин // Вестник машиностроения. 2014. № 10. C. 29-31.
5. Фершалов Ю.Я. Моделирование, анализ и совершенствование газодинамических характеристик судовых осевых сверхзвуковых малорасходных турбинных ступеней: дис. ... д-ра тех. наук / Дальневосточной федеральный университет. Владивосток, 2015. 355 с.
6. Химич В.Л., ^знецов Ю.П., Воеводин A.r., Чуваков A^., Хрунков C.H., ^айнов A.A. Экспериментальный стенд для исследования микротурбин и шлифовальных машин с турбинным приводом // временные технологии в кораблестроительном и авиационном образовании, науке и производстве: сб. докл. всерос. науч.-практ. конф., 23-24 ноября 2016. Н. Новгород, 2016. C. 426-437.
7. Dessornes O., Landais S., Valle R., Fourmaux A., Burguburu S., Zwyssig C., Kozanecki Z. Advances in the development of a microturbine engine. J. Eng. Gas Turbines Power. 2014(136);7:071201. doi: 10.1115/1.4026541.
8. Peirs J., Reynaerts D., Verplaetsen F., Norman F., Lefever S. Development of a micro gas turbine for electric power generation, MME 2003. The 14th MicroMechanics Europe Workshop, 2-4 Nov. 2003, Delft, Netherlands.
THIS ARTICLE IN ENGLISH SEE NEXT PAGE
Ship Power Plants
D0I.org/10.5281/zenodo.1286015
Fershalov A., Fershalov M., Ibragimov D., Kamaev N.
MIKHAIL FERSHALOV, Candidate of Engineering Sciences, Researcher,
e-mail: [email protected]
V.I.Il'ichev Pacific Oceanological Institute, FEB RAS
43 Baltiyskaya St., Vladivostok, Russia, 690041
ANDREY FERSHALOV, Candidate of Engineering Sciences, Associate Professor, e-mail: [email protected]
DAMIR IBRAGIMOV, Senior Lecturer; e-mail: [email protected] NIKOLAI KAMAEV, Student, e-mail: [email protected] Department of Ship Energy and Automation, School of Engineering Far Eastern Federal University 8 Sukhanova St., Vladivostok, Russia, 690091
The influence of the angle of attack on the efficiency of supersonic microturbines rotors
Abstract: The article presents the results of a study of rotor wheel microturbines. The feature of the rotor wheels under consideration is the high angle of rotation of the flowing part (150°..165°), which is consistent with the small angles of the output of the flow from the nozzles (5°..9°) necessary to obtain a high torque on the rotor. The results of the research on the effectiveness of the rotor wheels depending on the angle of attack have been demonstrated. There has been carried out an analysis of the physical processes occurring in the flow of the rotor wheels. Optimisation calculations have been made to determine the angle of attack corresponding to the maximum possible efficiency of the rotor wheels. The recommendations for the selection of the angle of attack for the rotor wheels of microturbines are offered. Key words: efficiency, ship power plant, microturbine, nozzle, rotor, turbine stage, blades, attack angle, gasodynamic.
REFERENCES
1. Kirillov I.I. Axial turbine. Pat. N 857512 (USSR). Leningrad Polytechnic Institute, 1981.
2. Kuznetsov Yu.P., Khimich V.L., Khrunkov S.N., Krainov A.A. Radial two-stage microturbine for pneumatic drive. Izvestiya Vysshikh Uchebnykh Zavedenii. Aviation equipment. 2016;2:119-122.
3. Fershalov A.Yu. Increasing of the efficiency of the ship axial low-flow turbines rotor blades: dis. ... cand. tech. sciences. Far Eastern Federal University. Vladivostok, 2011, 125 p.
4. Fershalov A.Y., Fershalov M.Yu. A method for determining the gas-dynamic and design characteristics of the flow part of the rotors of low-flow turbines with large blades step // Bulletin of Machine Building. 2014;10:29-31.
5. Fershalov Yu.Ya. Modeling, analysis and improvement of gas dynamic characteristics of ship axial supersonic low-flow turbine stages: dis. ... doc. tech. sciences. Far Eastern Federal University. Vladivostok, 2015, 355 p.
6. Khimich V.L., Kuznetsov Yu.P., Voevodin A.G., Chuvakov A.B., Khrunkov S.N., Krainov A.A. Experimental stand for the study of microturbines and grinding machines with turbine drive. Modern technologies in shipbuilding and aviation education, science and production: Russia Scientific-practical. Conf., 23-24 November, 2016. N. Novgorod, 2016, p. 426-437.
7. Dessornes O., Landais S., Valle R., Fourmaux A., Burguburu S., Zwyssig C., Kozanecki Z. Advances in the development of a microturbine engine. J. Eng. Gas Turbines Power. 2014(136);7:071201. doi: 10.1115/1.4026541.
8. Peirs J., Reynaerts D., Verplaetsen F., Norman F., Lefever S. Development of a micro gas turbine for electric power generation, MME 2003. The 14th MicroMechanics Europe Workshop, 2-4 Nov. 2003, Delft, Netherlands.
