Nízkotlaká turbína motoru s plynovou turbínou. Izentropická rychlost proudění v relativním pohybu

[0001] Vynález se týká turbín nízký tlak motory s plynovou turbínou pro letecké aplikace. Nízkotlaká turbína motor s plynovou turbínou obsahuje rotor, stator se zadní opěrou, labyrintové těsnění s vnitřní a vnější přírubou podpora zad stator. Labyrintové těsnění turbíny je provedeno ve dvou úrovních. Vnitřní vrstva je tvořena dvěma labyrintovými těsnícími hřebeny směřujícími k ose turbíny a pracovní plocha vnitřní příruby labyrintového těsnění směřující k průtokové dráze turbíny. Vnější vrstvu tvoří těsnící hřebeny labyrintu směřující k průtokové dráze turbíny a pracovní plocha vnější příruby labyrintového těsnění směřující k ose turbíny. Těsnící hřebeny labyrintu vnitřního patra labyrintového těsnění jsou vyrobeny s rovnoběžnými vnitřními stěnami, mezi kterými je instalován tlumicí kroužek. Vnější příruba labyrintového těsnění je vyrobena s vnější uzavřenou prstencovou vzduchovou dutinou. Mezi průtokovou dráhou turbíny a vnější přírubou labyrintového těsnění je na zadní podpěře statoru namontována prstencová přepážka. Pracovní plocha vnitřní příruby labyrintového těsnění je umístěna tak, aby poměr vnitřního průměru na výstupu z průtokové dráhy turbíny k průměru pracovní plocha vnitřní příruba labyrintového těsnění byla 1,05 1,5. Vynález zlepšuje spolehlivost nízkotlaké turbíny motoru s plynovou turbínou. 3 nemocný.

Výkresy k RF patentu 2507401

Nízkotlaké turbíny plynových turbínových motorů pro letecké aplikace Oblast techniky Vynález se týká nízkotlakých turbín plynových turbínových motorů pro letecké aplikace.

Je známá nízkotlaká turbína motoru s plynovou turbínou se zadní podpěrou, u které je labyrintové těsnění oddělující zadní výtlačnou dutinu turbíny od průtokové dráhy na výstupu z turbíny provedeno jako jednovrstvé. (S.A. Vyunov, "Konstrukce a konstrukce leteckých plynových turbínových motorů", Moskva, "Inženýrství", 1981, str. 209).

Nevýhodou známého provedení je nízká tlaková stabilita ve vyprazdňovací dutině turbíny v důsledku nestabilní hodnoty radiálních mezer v labyrintové ucpávce, zejména při proměnných provozních režimech motoru.

Nárokované konstrukci se nejvíce blíží nízkotlaká turbína motoru s plynovou turbínou, včetně rotoru, statoru se zadní podpěrou, labyrintového těsnění s vnitřní a vnější labyrintovou přírubou namontovanou na zadní podpěře statoru (US patent č. 7905083, F02K 3/02, 03/15/2011).

Nevýhodou známého provedení, převzatého jako prototyp, je zvýšená hodnota axiální síly rotoru turbíny, která snižuje spolehlivost turbíny a motoru jako celku v důsledku nízké spolehlivosti. ložisko s kosoúhlým stykem, vnímající zvýšenou axiální sílu rotoru turbíny.

Technickým výsledkem nárokovaného vynálezu je zvýšení spolehlivosti nízkotlaké turbíny motoru s plynovou turbínou snížením velikosti axiální síly rotoru turbíny a zajištěním stability axiální síly při provozu v přechodových podmínkách.

Stanoveného technického výsledku je dosaženo tím, že u nízkotlaké turbíny motoru s plynovou turbínou, včetně rotoru, statoru se zadní podpěrou, labyrintového těsnění vyrobeného s vnitřní a vnější přírubou namontovanou na zadní podpěře statoru , labyrintová ucpávka turbíny je provedena ve dvou vrstvách, přičemž vnitřní vrstva labyrintové ucpávky je tvořena dvěma těsnícími hřebeny labyrintu směřujícími k ose turbíny a pracovní plochou vnitřní příruby labyrintové ucpávky směřující k průtokové dráze turbíny a vnější vrstva labyrintového těsnění je tvořena těsnícími hřebeny labyrintu směřujícími k průtokové dráze turbíny a pracovní plochou vnější příruby labyrintového těsnění směrovanou k ose turbína a těsnící hřebeny labyrintu vnitřního patra labyrintového těsnění jsou vyrobeny s rovnoběžnými vnitřními stěnami, mezi nimiž je instalován tlumicí kroužek, a vnější příruba labyrintového těsnění je vyrobena s vnější uzavřenou prstencovou vzduchovou dutinou přičemž mezi průtokovou dráhou turbíny a vnější přírubou labyrintové ucpávky je na zadní podpěře statoru upevněna prstencová bariérová stěna a pracovní plocha vnitřní příruby labyrintové ucpávky je umístěna tak, že je splněna následující podmínka:

kde D je vnitřní průměr na výstupu z průtokové dráhy turbíny,

Labyrintová ucpávka na výstupu z nízkotlaké turbíny je dvouvrstvá, přičemž vrstvy ucpávky jsou uspořádány tak, že vnitřní vrstva je tvořena dvěma labyrintovými těsnícími vroubky směřujícími k ose turbíny a pracovní plochou vnitřní labyrintové ucpávky. příruba směřuje k průtokové dráze turbíny a vnější patro je vytvořeno směrované k průtokové dráze turbíny těsnící hřebeny labyrintu a pracovní plochy vnější příruby labyrintu směrované k ose turbíny, umožňuje zajistit spolehlivý výkon labyrintová ucpávka při přechodovém chodu turbíny, která zajišťuje stabilitu axiální síly působící na rotor turbíny a zvyšuje její spolehlivost.

Provedení těsnících vroubků labyrintu vnitřního těsnícího patra s rovnoběžnými vnitřními stěnami, mezi nimiž je instalován tlumicí kroužek, snižuje vibrační namáhání v labyrintu a zmenšuje radiální mezery mezi vroubky labyrintu a přírubami labyrintu. těsnění.

Provedení vnější příruby labyrintového těsnění s vnější uzavřenou vzduchovou dutinou, jakož i umístění prstencové bariérové ​​stěny instalované na zadní podpěře statoru mezi průtokovou dráhou turbíny a vnější přírubou labyrintového těsnění, může výrazně snížit rychlost zahřívání a ochlazování vnější příruby labyrintového těsnění v přechodových režimech, čímž se přibližuje rychlosti zahřívání a ochlazování vnější vrstvy labyrintového těsnění, což zajišťuje stabilitu radiálních vůlí mezi statoru a rotoru v ucpávce a zvyšuje spolehlivost nízkotlaké turbíny udržováním stabilní tlak v dutině vykládací po turbíně.

Volba poměru D/d=1,05 1,5 je způsobena tím, že při D/d<1,05 снижается надежность работы лабиринтного уплотнения из-за воздействия на уплотнение высокотемпературного газа, выходящего из турбины низкого давления.

Když D/d>1,5 snižuje spolehlivost motoru s plynovou turbínou snížením axiální odlehčovací síly působící na rotor nízkotlaké turbíny.

Obrázek 1 znázorňuje podélný řez nízkotlakou turbínou motoru s plynovou turbínou.

Obrázek 2 - prvek I na obrázku 1 ve zvětšeném pohledu.

Obrázek 3 - prvek II na obrázku 2 ve zvětšeném pohledu.

Nízkotlaká turbína 1 motoru s plynovou turbínou se skládá z rotoru 2 a statoru 3 se zadní podpěrou 4. Pro snížení axiálních sil od plynových sil působících na rotor 2 na jeho výstupu, mezi diskem poslední krok 5 rotoru 2 a zadní podpěry 4 je vytvořena vykládací dutina 6 vysoký krevní tlak, která je nafouknutá vzduchem díky mezistupni kompresoru (neznázorněno) a je oddělena od průtokové cesty 7 turbíny 1 dvouvrstvým labyrintovým těsněním a labyrint 8 těsnění je upevněn závitové připojení 9 na kotouči posledního stupně 5 rotoru 2, přičemž vnitřní příruba 10 a vnější příruba 11 labyrintového těsnění jsou upevněny na zadní podpěře 4 statoru 3. Vnitřní vrstva labyrintového těsnění je tvořena pracovní plocha 12 vnitřní příruby 10 směřuje (směřuje) k průtokové dráze 7 turbíny 1 a dva těsnicí hřebeny 13, 14 labyrintu 8, směřující k ose 15 turbíny 1. Vnitřní stěny 16, 17 jsou hřebeny 13, 14 vytvořeny vzájemně rovnoběžné. Mezi vnitřními stěnami 16 a 17 je instalován tlumicí kroužek 18, který pomáhá snižovat vibrační namáhání v labyrintu 8 a zmenšovat radiální mezery 19 a 20 mezi labyrintem 8 rotoru 2 a přírubami 10, 11. Vnější vrstva labyrintového těsnění je tvořena pracovní plochou 21 vnější příruby 11, směřující (směřující) k ose 15 turbíny 1, a těsnicími vroubky 22 labyrintu 8 směřujícími k průtokové dráze 7 turbiny 1. turbína 1. Vnější příruba 11 labyrintového těsnění je vyrobena s vnější uzavřenou prstencovou vzduchovou dutinou 23, ohraničenou mimo stěnou 24 vnější příruby 11. Mezi stěnou 24 vnější příruby 11 labyrintového těsnění a průtokovou cestou 7 turbíny 1 je prstencová bariérová stěna 25 namontovaná na zadní podpěře 4 statoru 3 a chránící vnější příruba 11 z proudu 26 vysokoteplotního plynu proudícího v průtokové dráze 7 turbíny 1.

Pracovní plocha 12 vnitřní příruby 10 labyrintového těsnění je umístěna tak, aby byla splněna podmínka:

kde D je vnitřní průměr průtokové části 7 turbíny 1 (na výstupu z průtokové části 7);

d je průměr pracovní plochy 12 vnitřní příruby 10 labyrintového těsnění.

Zařízení funguje následovně.

Při provozu nízkotlaké turbíny 1 může být teplotní stav vnější příruby 11 labyrintové ucpávky ovlivněn změnou teploty proudu 26 plynu v průtokové dráze 7 turbíny 1, která se může výrazně změnit. radiální vůle 19 a axiální síla působící na rotor 2 v důsledku změny tlaku vzduchu ve vykládací dutině 6. K tomu však nedochází, protože vnitřní příruba 10 vnitřního patra labyrintového těsnění je pro labyrintové těsnění nepřístupná. vliv proudění plynu 26, který přispívá ke stabilitě radiální vůle 20 mezi vnitřní přírubou 10 a labyrintovými hřebeny 13, 14, jakož i ke stabilitě tlaku v dutině 6 a stabilitě působící axiální síly. na rotoru 2 turbíny 1.

NÁROK

Nízkotlaká turbína motoru s plynovou turbínou včetně rotoru, statoru se zadní podpěrou, labyrintovým těsněním s vnitřní a vnější přírubou namontovanou na zadní podpěře statoru, vyznačující se tím, že labyrintové těsnění turbíny je vyrobeno ve dvou vrstvách, přičemž vnitřní vrstva labyrintového těsnění je tvořena dvěma hřebeny labyrintové ucpávky směřujícími k ose turbíny a pracovní plochou vnitřní příruby labyrintové ucpávky směřující k průtokové dráze turbíny, a vnější vrstvu labyrintového těsnění tvoří těsnící hřebeny labyrintu směřující k průtokové dráze turbíny a pracovní plocha vnější příruby labyrintového těsnění směřující k ose turbíny a těsnění vřeten labyrintu vnitřního patra labyrintového těsnění jsou vyrobeny s rovnoběžnými vnitřními stěnami, mezi nimiž je instalován tlumicí kroužek, a vnější příruba labyrintového těsnění je vyrobena s vnější uzavřenou prstencovou vzduchovou dutinou, přičemž mezi dráhou proudění turbína a vnější příruba labyrintové ucpávky je na zadní podpěře statoru instalována prstencová bariérová stěna a pracovní plocha vnitřní příruby labyrintové ucpávky je umístěna tak, že je splněna následující podmínka:

D/d = 1,05 1,5, kde

D je vnitřní průměr na výstupu z průtokové dráhy turbíny,

d je průměr pracovní plochy vnitřní příruby labyrintového těsnění.

3. PROCES EXPANZE PLYNU V TURBÍNĚ

Kapitola pojednává o další otázky:
- Jmenování v TRD;
- schéma a princip činnosti axiální;
- obvodová síla efektivní práce plyn, účinnost a výkon turbíny;
- hlavní parametry, které určují výkon turbíny;
— týmová práce Turbíny a kompresory v proudových motorech;
- vícestupňové turbíny a vlastnosti provozu dvouhřídelových turbínových motorů;
- Výstupní zařízení VRD.

Plyn, který má významnou potenciální energii, vstupuje do turbíny ze spalovací komory.
je lopatkový stroj, který přeměňuje energii plynu stlačeného a ohřátého ve spalovacích komorách na mechanická práce na hřídeli. U proudového motoru se turbína používá k otáčení rotoru kompresoru a všech servisních jednotek: paliva, oleje, hydraulická čerpadla atd.
Ve srovnání s jinými motory, které přeměňují energii plynu na mechanickou práci, má řadu výhod:
- možnost získání vysoký výkon v jednom celku s malými rozměry a hmotností;
— vysoká účinnost, což je způsobeno dobrou aerodynamikou dráhy proudění a absencí ostré zatáčky tok;
- jednoduchost a spolehlivost designu.
Turbíny jsou klasifikovány podle směru pohybu proudu plynu, podle počtu stupňů a dalších vlastností.
Ve směru proudění plynu mohou být turbíny radiální , kdy se proudění pohybuje od středu k okraji podél poloměru prvků turbíny, a axiální, ve kterém se proudění pohybuje podél osy turbíny.
Axiální turbíny se používají v proudových motorech.
— Podle počtu stupňů turbíny se proudové motory provádějí jako jedno, dvou nebo vícestupňové, podle stupně expanze plynu v turbíně.
Klasifikace turbín podle dalších kritérií je zvažována v dalším odstavci.

3.2. SCHÉMA A PRINCIP ČINNOSTI AXIÁLNÍHO STUPNĚ

Hlavními prvky turbínového stupně jsou tryskový aparát (SA) a Pracovní kolo(RK) Obr. 26.
Lopatky SA a RK tvoří soustavu kanálů v průtokové dráze turbíny, kterými proudí proud plynu.
Abychom zvážili princip fungování stupně turbíny, řezali jsme jej válcovou plochou a - a a otočte jej naplocho. Získáme rovinnou mřížovou turbínu, skládající se z řezu SA a RK (obr. 27).
V příčném řezu jsou lopatky SA a RK aerodynamické profily.
Plyn ze spalovací komory absolutní rychlost tok C3, tlak P3 a teplota T3 vstupují do kanálů tryskového zařízení. Tryskové zařízení je navrženo tak, aby přeměňovalo potenciální energii tlaku proudu plynu na kinetickou energii. Za tímto účelem se kanály SA zužují v toku (f 3 ΄< f 3 , kde f je plocha průřezu kanálu).

Průtok v SA se zvyšuje z C 3 na C 3 " a tlak a teplota plynu klesají ( P 3 "<Р 3 и Т 3 "<Т 3).
Absolutní rychlostí C3 "plyn vstupuje do lopatek oběžného kola otáčejících se obvodovou rychlostí U. V mezilopatkovém kanálu RC se plyn pohybuje relativní rychlostí W 3" rovnou geometrickému rozdílu absolutního C 3 "a obvodová rychlost U na vjezdu do RC, tj. W 3 "= C 3" - U.
Plán rychlosti na vjezdu do RC je na obr. 27. Pro zajištění bezrázového vstupu jsou náběžné hrany RC listů instalovány ve směru relativní rychlosti W 3". Z důvodu zvýšení obvodové rychlosti od paty listu ke konci a nutnosti zajistit bezrázový vstup při všechny poloměry je RC čepel vystavena "kroucení".
V oběžném kole se kinetická energie proudu plynu přeměňuje na mechanickou práci. Absolutní průtok klesá v kanálech Republiky Kazachstán z C 3 "na C 4 .
V závislosti na typu turbíny plyn v mezilopatkových kanálech RC buď dále expanduje (tlak klesne z P 3" na P 4), nebo pouze změní směr pohybu a tlak zůstane nezměněn.
Turbína, ve které plyn expanduje v mezilopatkových kanálech RC, se nazývá reaktivní. Turbína, ve které se provádí pouze otočení proudění v RC, se nazývá aktivní.
U proudové turbíny jsou mezilopatkové kanály zužující se (f 4 V proudových motorech se používají pouze proudové turbíny. Aktivní turbíny se používají v turboexpandérech, turbočerpadlech. Mechanická práce na hřídeli turbíny je dosažena tím, že na lopatkách RK, které jsou pod působením plynodynamických sil, vznikají obvodové síly, to znamená síly, které se shodují se směrem rychlosti. Tyto síly vytvářejí točivý moment na hřídeli turbíny. U proudové turbíny vzniká obvodová síla na lopatky RC ze dvou důvodů:

a) aktivní impuls plynu spojený s výskytem aerodynamické síly P a na lopatku v proudu (obr. 28);

b) vlivem reaktivní síly P p , vznikající při zrychlování proudu plynu z rychlosti W 3 "na W 4> W 3". Síly Ra a Pp lze rozložit na axiální a obvodovou složku.
Výsledné axiální složky aktivních sil P ao a reaktivních P ro, rovné
ΔР o \u003d Р аo - Р ro, je vnímáno ložisky rotoru motoru.
Výsledné obvodové komponenty aktivního P ai a reaktivní pp A sil vytváří obvodovou sílu P u= R a u+ Р p u , používá se k vytváření točivého momentu a čistého výkonu na hřídeli turbíny.

3.3. KONCOVÁ SÍLA, PLYNOVÁ ÚČINNOST, ÚČINNOST TURBÍNY A VÝKON

A). Určení velikosti obvodové síly P u.
Velikost síly R u lze získat na základě známé věty technická mechanika: "Změna velikosti pohybu druhé masy plynu ve směru otáčení oběžného kola (obvodový směr) je rovna druhému impulsu síly působící ve stejném směru."
Pro sestavení rovnice hybnosti sestavte kombinovaný plán otáček pro turbínový stupeň (obr. 29).

Z plánu kombinované rychlosti je to vidět
W 3 "u \u003d C 3" u - u
W 4 u \u003d u - C 4 u
Δ C u \u003d C 3 "u - C 4 u
Při sestavování rovnice pro změnu hybnosti považujeme směr otáčení (směr obvodové rychlosti u) za kladný směr.
Konečná obvodová síla je
P u \u003d [kg];
b). Efektivní provoz na plyn.
Práce obvodové síly 1 kg plynu Lu se rovná

Kde GG — druhá spotřeba plynu [kg/s].
Dosazením hodnoty obvodového úsilí získáme vzorec pro práci obvodového úsilí

Práce 1 kg plynu přeneseného na hřídel turbíny se nazývá efektivní práce plynu
Le - Tato práce méně práce obvodová síla velikostí ztrát: tření plynu, přetékání plynu v mezerách, tření v ložiskách, tvorba vírů. Uvedené ztráty jsou malé a u výkonných turbín dosahují 2-3 %. celkový výkon. Proto se s dostatečnou přesností pro praktické účely má za to, že Le Lu. Pak je efektivní práce plynu

Čím efektivnější je provoz plynu, tím větší je víření plynu v oběžném kole a obvodová rychlost nebo otáčky rotoru turbíny,

PROTI). K p d turbína.

Dochází ke ztrátám na způsobu přeměny adiabatické práce expanze plynu v turbíně na mechanickou práci na jejím hřídeli. Velikost ztrát je zohledněna efektivní účinností turbíny, která se rovná poměru efektivní práce Le k adiabatické práci expanze plynu v turbíně L. peklo exp těch.

Účinnost turbíny η T zohledňuje jak vnitřní (hydraulické) ztráty, tak energetické ztráty s výstupní rychlostí. Ztráta s výstupní rychlostí je relativní, protože kinetická energie, nedostatečně využitá k vytvoření výkonu na hřídeli turbíny, je následně využita k vytvoření proudový tah motor.
U moderních jednostupňových proudových motorů je hodnota účinnosti rovna η T = 0,7 — 0,86.
G). Síla vyvinutá turbínou.
Výkon turbíny je práce vykonaná plynem po dobu jedné sekundy a přenesená na hřídel turbíny.
Z definic je výkon turbíny;
N T =
Výkon turbíny je určen hodnotou průtoku plynu druhé hmotnosti GG, teplota plynu před turbínou T 3 *, stupeň expanze plynu v turbíně π T a účinnost turbíny η T . Výkon turbíny je tím větší, čím větší je hodnota těchto parametrů.
U moderních proudových motorů dosahuje výkon vyvíjený turbínou vysokých hodnot NT = 10 000–50 000 k. S. a více.
Tento výkon je vynakládán především na otáčení kompresoru motoru a pouze 2-3 % na pohon servisních jednotek.

3.4. HLAVNÍ PARAMETRY URČUJÍCÍ VÝKON TURBÍNY

Hlavní parametry, které určují výkon turbíny, jsou:
— druhý hmotnostní průtok plynu GG;
- otáčky rotoru turbíny n;
— teplota plynu před turbínou Tz*;
— stupeň reaktivity turbíny ρ .

A). Průtok plynu druhé hmotnosti GG.
Hodnota průtoku druhého plynu může být určena z rovnice kontinuity, za předpokladu, že v tryskovém zařízení je obvykle nastaven kritický pokles tlaku nebo blízko něj.
To znamená, že v úzké (kritické) části SA (Fcr) je nastavena kritická rychlost Skr, rovna místní rychlosti zvuku A. Rovnice pro tento případ bude napsána takto:

Kde γcr je měrná hmotnost plynu v kritické sekci SA [kg/m3].
Je známo že
, A

Protože tlak a teplota plynu v kritickém úseku SA Rkr A Tkrúměrné tlaku Rz a teplotu plynu Tz na vstupu do turbíny můžeme napsat:
nebo

.
Tedy při stálá teplota plyn před turbínou Tz spotřeba plynu GG určeno tlakem plynu Rz před ní. Zvyšování tlaku plynu Rz vede ke zvýšení spotřeby plynu a výkonu turbíny;

b). Rychlost rotoru turbíny n.

Při konstantní teplotě plynu před turbínou Tz* = Const, zvýšení otáček rotoru turbíny n vede ke zvýšení výkonu turbíny NT.
To je vysvětleno následovně. Zvýšení otáček rotoru turbíny n(rotor motoru) vede ke zvýšení spotřeby vzduchu GPROTI a stupeň zvýšení tlaku vzduchu v kompresoru motoru πK. Zvýšit πK vede ke zvýšení tlaku na výstupu z kompresoru Р2* a na vstupu do turbíny Р3*= σКСР2*.
Zvýšení tlaku Pz* na jedné straně zvyšuje průtok plynu turbínou G G, na druhé straně se zvyšuje stupeň expanze plynu v turbíně π T. Se zvyšováním otáček rotoru turbíny tedy roste výkon turbíny N t v důsledku zvýšení spotřeby plynu G G a stupeň expanze plynu v turbíně πT .
Je známo, že při Тз*=Const je výkon turbíny NT úměrný počtu otáček turbíny n na mocninu 2,5, tzn.
NT = f(n2,5)

PROTI). Teplota plynu před turbínou Tz*
Při daných a konstantních otáčkách rotoru turbíny n= konstantní zvýšení teploty plynu před turbínou Tz* vede ke zvýšení výkonu turbíny NT , protože v tomto případě adiabatická práce expanze plynu v turbíně Ladrash se zvýší na první stupeň a průtok plynu turbínou GG klesá na mocninu 1/2.

Teplota plynu před turbínou je omezena silou lopatek turbíny. U moderních motorů se rovná Tz* = 1100-1300°K.

G). Stupeň reaktivity turbíny ρ .

Stupeň reaktivity turbíny charakterizuje rozdělení práce expanze plynu mezi tryskové zařízení a kolo turbíny.
Stupeň reaktivity turbíny je poměr adiabatické práce expanze plynu v oběžném kole Ladr k adiabatické práci expanze plynu v turbínovém stupni Ladresa
.
Hodnota stupně reaktivity turbíny se může pohybovat od 0 do 1, tzn.
0< ρ <1.
Na ρ = 0, expanze plynu nastává pouze v tryskovém aparátu, turbína je čistě aktivní a při p = 1 je turbína čistě reaktivní.
Stupeň reaktivity turbíny ovlivňuje účinnost turbíny a tím i její výkon. Závislost η T = F(ρ ) je znázorněn na Obr. 30. Povaha závislosti je taková, že existuje optimální hodnota ρ ≈ 0,5, při které účinnost turbíny nabývá maximální hodnoty. To je vysvětleno následovně. Stupeň expanze plynu v turbíně π T= Р3*/Р4 lze považovat za součin stupňů expanze plynu v SA π SA\u003d P3 * / Pz "o stupni expanze plynu v Republice Kazachstán π RK = R "3 / P4, tzn. π T = π SA · π RK. Pro daný stupeň expanze plynu v turbíně π T zvýšení stupně reaktivity ρ znamená zvýšení expanze plynu v Republice Kazachstán, tj. zvýšení v π RK. To je možné díky zvýšení tlaku plynu před RC Rz.„Zvýšení Rz“ je doprovázeno

pokles absolutních C "3 a relativních W C" rychlostí před RK. Snížení rychlosti W c" vede ke snížení hydraulických (vnitřních) ztrát a následně ke zvýšení účinnosti turbíny. η m. Na druhé straně zvýšení expanze plynu v Republice Kazachstán se zvýšením stupně reaktivity turbíny ρ vede ke zvýšení ztrát s výstupní rychlostí (roste kinetická energie), což vede ke snížení účinnosti turbíny η T.

3.5. SPOLEČNÝ PROVOZ TURBÍNY A KOMPRESORU V TJD

Protože v systému TRD jsou kompresor a turbína spojeny společnou hřídelí, jejich práce je na sobě závislá. Vzájemná závislost jejich práce je kromě mechanického spojení dána celkovým průtokem vzduchu kompresorem a plynu turbínou, které určují jejich výkon.
Výkon vyvinutý turbínou Nt je dostupný výkon. Může být rovna, větší nebo menší než požadovaný výkon pro otáčení kompresoru NK;
V závislosti na tom se rozlišují následující režimy společného provozu turbíny a kompresoru:
1. Rovnovážný režim, když Nt = NК;
2. Režim akcelerace (zvýšení otáček motoru), když NT > NK;
3. Režim brzdění pro snížení otáček motoru), když Nt< NК.
Je zřejmé, že změnou výkonu turbíny je možné měnit režim chodu motoru (řídit motor).
Nejvhodnějším parametrem, kterým můžete měnit výkon turbíny, je teplota plynu před turbínou Tz *. Změny Tz* je dosaženo změnou množství paliva Gt dodávaného do spalovacího prostoru motoru.
Již dříve bylo prokázáno, že výkon potřebný k otáčení kompresoru NK je úměrný otáčkám motoru n do třetího stupně, tzn.
NK = f (n3),
a výkon vyvinutý turbínou Nt při dané a konstantní teplotě plynu před ní Tz * = Const je úměrný počtu otáček n na mocninu 2,5, tzn.
NT=f(n2,5).
Kombinované grafy závislostí NК = f (n) a NT = f (n) jsou na obr. 31. Graf ukazuje, že s nárůstem otáček motoru roste výkon kompresoru NK rychleji než výkon turbíny Nt.

Výkon turbíny je úměrný teplotě plynu Tz*.
Křivka 1 na grafu ukazuje závislost NT= f (n) při Тз*max = Сonst a křivky 2, 3, 4... při nižších, ale konstantních teplotách Тз*.
V průsečících křivek 1, 2, 3, 4... s křivkou NK = f (n) jsou výkony kompresoru a turbíny stejné, tzn. N T \u003d N K. Tyto body určují rovnovážné režimy. Minimální otáčky motoru nmin a maximální nmax jsou dosaženy při Т3*=Т3*max. Obrat menší než nmin nebo větší než nmax lze dosáhnout pouze zvýšením teploty nad maximální přípustnou T 3 * max. , což může vést k poruše turbíny.
S nárůstem otáček z nmin na nmax se teplota plynu před turbínou T3* nejprve sníží z T 3 *max na T 3 *min při středních otáčkách (obr. 31), a poté se opět zvýší na T3*max při středních otáčkách. n = nmax. Tento charakter změny teploty Т3* je vysvětlen podmínkami společného provozu kompresoru a turbíny v systému TRD a je způsoben rozdílným zákonem změny NK a NT s ohledem na počet otáček.
Vysoká hodnota Tz* při nmax a nmin ukazuje na vysoké tepelné namáhání motoru v těchto režimech. Proto je provoz motoru při maximálních otáčkách nmax povolen po omezenou dobu (5-10 minut) a otáčky malého plynu n mg obvykle 1000-1500 ot/min překračuje nmin tzn.
n mg\u003d (1000-1500) ot./min + nmin.
Při startování motoru v rozsahu otáček, kde NT< NК раскрутка ротора турбокомпрессора производится с по-мощью пусковых двигателей (электростартеров, турбодетандеров и др.). Сначала в раскрутке ротора принимает участие только пусковой двигатель, затем в работу вступает турбина и раскрутка ротора до оборотов nmg pokračuje společně se spouštěcím motorem a turbínou. Při otáčkách n mg nebo několika menších, ale větších nmin se spouštěcí motor automaticky vypne.
Doba nepřetržitého provozu v n mg je také omezený, protože T3* je relativně velký a účinnost chlazení částí turbíny v tomto režimu je nedostatečná.
Pro zvýšení otáček motoru nad n mg je nutné zvýšit výkon turbíny, čehož se dosáhne zvýšením dodávky paliva do spalovací komory. Současně se zvyšuje teplota plynu Tz*, objevuje se přebytek výkonu turbíny Nt a rotor motoru se roztáčí na otáčky N T = N K (křivky a a b na obr. 31). Snížení otáček rotoru je dosaženo snížením přívodu paliva do spalovací komory, snížením Tz * a Nt. Obraty klesnou na hodnotu, při které opět N T \u003d N K (křivka na obr. 31).

3.6. VÍCESTUPŇOVÉ TURBÍNY A VLASTNOSTI PROVOZU TURBÍN DVOUHŘÍDELOVÝCH MOTORŮ
1. Vícestupňové turbíny

Možnosti jednostupňové turbíny jsou omezeny maximálním (kritickým) tlakovým spádem v tryskovém aparátu, kdy na výstupu z něj (kritický úsek šikmého řezu) dosahuje rychlost proudění rychlosti zvuku. Tento tlakový rozdíl (je přibližně 2) zajišťuje adiabatickou práci expanze plynu
Lpeklo exp≤ 25 000–30 000 kg m/kg při teplotě plynu na vstupu do turbíny 850–960 °C a obvodové rychlosti při průměrném poloměru rovném U= 350-370 m/s.
Když je potřeba vytvořit v turbíně větší pokles tlaku, aby bylo možné získat větší množství energie, používají se dvou nebo vícestupňové turbíny.
Vícestupňová turbína má ve srovnání s jednostupňovou následující výhody:
a) nižší ztráty energie plynu v průtokové cestě, což je způsobeno nižšími průtoky v důsledku nižších tlakových ztrát v každém stupni;
b) využití efektu rekuperace tepla. Vlivem tření plynů se uvolňuje teplo, které je u jednostupňové turbíny ztrátové a u vícestupňové turbíny je částečně využito v dalším stupni;
c) lepší využití výstupní rychlosti plynu z předchozích v následujících stupních, což snižuje ztráty s výstupní rychlostí a zvyšuje účinnost turbíny.
Nevýhody vícestupňových turbín jsou:
a) Strukturální složitost;
b) Nárůst délky a hmotnosti (průměr vícestupňové turbíny je však menší než jednostupňové);
c) Vysoký teplotní režim lopatek prvního stupně a horší podmínky pro chlazení lopatek druhého a dalších stupňů.
V moderních proudových motorech se široce používají dvou a třístupňové turbíny.

2. Vlastnosti provozu turbín dvouhřídelových motorů

Turbína dvouhřídelového motoru je dvoustupňová, ale mezi stupni je pouze plyno-dynamické spojení. Oběžné kolo turbíny prvního stupně pohání rotor vysokotlakého kompresoru (HPR) a oběžné kolo druhého stupně pohání rotor nízkotlakého kompresoru (RPR). Schéma vysokotlakých a nízkotlakých rotorů je znázorněno na Obr. 32.
První stupeň turbíny (HPR) a druhý stupeň turbíny (RND) jsou navrženy tak, aby se v tryskových zařízeních ustavily kritické (nebo jemu blízké) tlakové ztráty ve vypočítaném a jemu blízkém režimu. K rozdělení práce na expanzi plynu mezi fázemi při změně provozních režimů motoru dochází automaticky, a to z následujících hlavních důvodů.

A). Při změně otáček motoru zůstává stupeň expanze plynu na stupních turbíny v určitém rozsahu režimů, kdy se pokles tlaku ve výstupní trysce motoru blíží kritické hodnotě, prakticky konstantní, tzn.
π proudové a π TRND \u003d Const, a proto
π TΣ = π TRVD · π TRND = Const;
b). Při konstantním stupni expanze plynu v turbíně zůstává účinnost turbíny nezměněna, tzn.
η proudové a η TRND = Сonst ;
PROTI). Od efektivního provozu turbíny
L TENTO = ,
pak Letrnd a Letrvd jsou úměrné pouze teplotě plynu před stupněm turbíny Tz*rnd, respektive Tz*rvd. Při změně pracovního režimu motoru dochází k proporcionální změně Tz * rnd a Tz * rvd.
Rozdělení dostupné efektivní práce mezi etapy proto zůstává nezměněno, tzn.
LETRND / LEТ RVD = Konst.
Je známo, že škrcení motoru vede ke zvýšení práce potřebné k otáčení nízkotlakého kompresoru (stupně "těžší") a ke snížení potřebné práce k otáčení vysokotlakého kompresoru (stupně "usnadňují"). Při konstantním rozdělení dostupné práce mezi stupně turbíny to vede k intenzivnějšímu snižování otáček VE než VE;
G). Při výrazném přiškrcení motoru, kdy na výstupu dojde k podkritickému poklesu tlaku, se celkový expanzní poměr sníží
plyn v turbíně π TΣ, hlavně kvůli pádu π TRND a LETRND a π TRVD se téměř nemění. To vede k ještě intenzivnějšímu poklesu otáček RPR ve srovnání s HPH, což přispívá ke stabilnímu provozu dvoustupňového kompresoru.

Komprese vzduchu v proudových kompresorech.
1.1. Požadavky na proudové kompresory a typy kompresorů.
1.2. Komprese vzduchu v odstředivých kompresorech.
1.3. Nestabilní provoz odstředivého kompresoru a opatření k jeho potlačení.
1.4. Stlačování vzduchu v axiálních kompresorech.
1.5. Nestabilní provoz axiálního kompresoru a boj proti němu.
2. Organizace spalovacího procesu ve spalovacích prostorech proudových motorů.
2.1 Účel spalovacích komor.
2.2 Základní požadavky na spalovací komory a posouzení jejich provedení.
2.3. Typy spalovacích komor a jejich uspořádání.
2.4. Princip činnosti a pracovní proces spalovací komory.
2.5. Závislost úplnosti a stability spalování na provozních podmínkách.
3. Proces expanze plynu v turbíně.
3.2 Schéma a princip činnosti axiálního stupně.
3.3 Obvodová síla, účinnost plynu, účinnost turbíny a výkon.
3.4. Hlavní parametry, které určují výkon turbíny
3.5 Společný provoz turbíny a kompresoru v proudovém motoru.
3.6. Vícestupňové turbíny a provozní vlastnosti dvouhřídelových motorových turbín.

Metodickou příručku sestavil mistr p / o Zabolotny V.A.

Než položíte otázku, přečtěte si: FAQ

• Dále

NA letecké motory zahrnují všechny typy tepelných motorů používaných jako pohonná zařízení pro letadla leteckého typu, tj. zařízení využívající aerodynamické kvality k pohybu, manévrování atd. v atmosféře (letadla, vrtulníky, řízené střely tříd "B-B", "V-3" , "3-V", "3-3", letecké systémy atd.). To znamená širokou škálu použitých motorů - od pístových až po raketové.

Letecké motory (obr. 1) se dělí do tří širokých tříd:

• píst (PD);
• vzduchový proud (WFD počítaje v to GTD);
• střela (RD nebo RKD).

Poslední dvě třídy podléhají podrobnější klasifikaci, zejména třída WFD.

Podle princip komprese vzduchu WRD se dělí na:

• kompresor tj. včetně kompresoru pro mechanické stlačování vzduchu;
• bez kompresoru :
  • jednorázové WFD ( SPVRD) se stlačováním vzduchu pouze z rychlostního tlaku;
  • pulsující WFD ( PUVRD) s přídavným stlačováním vzduchu ve speciálních přerušovaných plynodynamických zařízeních.

Třída raketových motorů LRE se také vztahuje na kompresorový typ tepelných motorů, protože v těchto motorech je pracovní tekutina (palivo) stlačována v kapalném stavu v turbočerpadlových jednotkách.

Raketový motor na tuhá paliva (RDTT) nemá speciální zařízení pro stlačování pracovní tekutiny. Provádí se na začátku spalování paliva v polouzavřeném prostoru spalovací komory, kde je umístěna palivová náplň.

Podle princip fungování existuje rozdělení: PD A PUVRD pracovat v cyklu časopis akce, zatímco WFD, GTD A RKD cyklus se provádí kontinuální akce. To jim dává výhody z hlediska relativního výkonu, tahu, hmotnosti atd., které určovaly zejména účelnost jejich použití v letectví.

Podle princip proudového tahu WRD se dělí na:

• motory s přímou reakcí;
• motory nepřímé reakce.

Motory prvního typu vytvářejí přímo tažnou sílu (tah P) - to je vše raketové motory (RKD), proudový bez přídavného spalování a s komorami přídavného spalování ( TRD A TRDF), proudový obtok (turboventilátor A TRDDF), jednorázové nadzvukové a nadzvukové ( SPVRD A scramjet), pulsující (PUVRD) a četné kombinované motory.

Plynové turbínové motory s nepřímou reakcí (GTD) jimi generovaný výkon přenášejí na speciální vrtuli (vrtule, vrtule, hlavní rotor vrtulníku atd.), která vytváří tažnou sílu na stejném principu proudění vzduchu ( turbovrtulový , turbopropfan , turbohřídel motory - TVD, TVVD, TVGTD). V tomto smyslu třída WFD spojuje všechny motory, které vytvářejí tah na principu air-jet.

Na základě uvažovaných typů motorů jednoduchých obvodů je řada kombinované motory , spojující vlastnosti a výhody motorů různých typů, například tříd:

• proudové motory - TRDP (TRD nebo turboventilátor + SPVRD);
• raketový nápor - RPD (LRE nebo RDTT + SPVRD nebo scramjet);
• raketová turbína - RTD (TRD + LRE);

a mnoho dalších kombinací motorů složitějších schémat.

Pístové motory (PD)

Dvouřadý radiální 14válcový vzduchem chlazený pístový motor. Obecná forma.

pístový motor (Angličtina) pístový motor ) -

Klasifikace pístových motorů. Letecké pístové motory lze klasifikovat podle různých kritérií:

• V závislosti na druhu použitého paliva- pro motory s lehkým nebo těžkým palivem.
• Podle způsobu míchání- pro motory s vnější tvorbou směsi (karburátor) a motory s vnitřní tvorbou směsi (přímé vstřikování paliva do válců).
• Podle způsobu zapálení směsi- pro zážehové a vznětové motory.
• Podle počtu úderů- pro dvoudobé a čtyřdobé motory.
• V závislosti na způsobu chlazení- pro kapalinou a vzduchem chlazené motory.
• Podle počtu válců- pro čtyřválcové, pětiválcové, dvanáctiválcové motory atd.
• Podle umístění válců- řadový (s válci uspořádanými v řadě) a hvězdicový (s válci uspořádanými do kruhu).

Řadové motory se zase dělí na motory jednořadé, dvouřadé ve tvaru V, třířadé ve tvaru W, čtyřřadé ve tvaru H nebo X. Axiální motory se také dělí na jednořadé, dvouřadé a víceřadé.

• Podle povahy změny výkonu v závislosti na změně nadmořské výšky- pro výškové, tzn. motory, které si zachovávají výkon, když letadlo stoupá do výšky, a motory pro malé výšky, jejichž výkon klesá s rostoucí výškou letu.
• Způsob pohonu vrtulí- pro motory s přímým převodem na vrtuli a převodové motory.

Moderní letecké pístové motory jsou čtyřdobé hvězdicové motory, které běží na benzín. Válce pístových motorů jsou obvykle chlazeny vzduchem. Dříve se v letectví používaly i pístové motory s vodou chlazenými válci.

Spalování paliva v pístovém motoru probíhá ve válcích, přičemž tepelná energie se přeměňuje na mechanickou energii, protože pod tlakem vznikajících plynů se píst pohybuje vpřed. Translační pohyb pístu se zase převádí na rotační pohyb klikového hřídele motoru přes ojnici, která je spojovacím článkem mezi válcem s pístem a klikovou hřídelí.

Motory s plynovou turbínou (GTE)

Motor s plynovou turbínou - tepelný motor určený k přeměně energie spalování paliva na kinetickou energii tryskového proudu a (nebo) na mechanickou práci na hřídeli motoru, jehož hlavními prvky jsou kompresor, spalovací komora a plynová turbína.

Jednohřídelové a vícehřídelové motory

Nejjednodušší motor s plynovou turbínou má pouze jednu turbínu, která pohání kompresor a zároveň je zdrojem užitečného výkonu. To omezuje provozní režimy motoru.

Někdy je motor vícehřídelový. V tomto případě je několik turbín v sérii, z nichž každá pohání vlastní hřídel. Vysokotlaká turbína (první po spalovací komoře) pohání vždy kompresor motoru a další mohou pohánět jak externí zátěž (vrtule vrtulníku nebo lodí, výkonné elektrocentrály apod.), tak přídavné kompresory samotného motoru, umístěný před hlavním.

Výhodou vícehřídelového motoru je, že každá turbína pracuje s optimálními otáčkami a zatížením. Se zátěží poháněnou z hřídele jednohřídelového motoru by odezva motoru na plyn, tedy schopnost rychle se roztočit, byla velmi špatná, protože turbína potřebuje dodávat energii jak pro zajištění motoru. velké množství vzduchu (výkon je omezen množstvím vzduchu) a k urychlení zátěže. U dvouhřídelového schématu se do režimu rychle dostává lehký vysokotlaký rotor, který dodává motoru vzduch a nízkotlaké turbíně velké množství plynů pro zrychlení. Je také možné použít méně výkonný startér pro akceleraci při spouštění pouze vysokotlakého rotoru.

Proudový motor (TRD)

Proudový motor (Angličtina) proudový motor ) - tepelný motor, který využívá plynovou turbínu a proudový tah se vytváří, když produkty spalování vytékají z proudové trysky. Část práce turbíny je vynaložena na stlačování a ohřev vzduchu (v kompresoru).

Schéma proudového motoru:
1. vstupní zařízení;
2. axiální kompresor;
3. spalovací komora;
4. lopatky turbíny;
5. tryska.

U proudového motoru je komprese pracovní kapaliny na vstupu do spalovacího prostoru a vysoké hodnoty průtoku vzduchu motorem dosaženo díky kombinovanému působení protisměrného proudu vzduchu a kompresoru umístěného v traktu TRD bezprostředně za vstupní zařízení, před spalovací komorou. Kompresor je poháněn turbínou namontovanou na stejném hřídeli s ním a běžící na stejnou pracovní tekutinu, ohřívanou ve spalovací komoře, z níž se vytváří proud. Ve vstupním zařízení se statický tlak vzduchu zvyšuje v důsledku zpomalování proudu vzduchu. V kompresoru se celkový tlak vzduchu zvyšuje v důsledku mechanické práce, kterou kompresor vykonává.

Tlakový poměr v kompresoru je jedním z nejdůležitějších parametrů proudového motoru, protože na něm závisí efektivní účinnost motoru. Pokud u prvních vzorků proudových motorů byl tento ukazatel 3, pak u moderních dosahuje 40. Pro zvýšení plynodynamické stability kompresorů se vyrábějí ve dvou stupních. Každá z kaskád pracuje vlastní rychlostí a je poháněna vlastní turbínou. Hřídel 1. stupně kompresoru (nízkotlaký), otáčený poslední (nejnižší rychlostí) turbínou, prochází v tomto případě uvnitř dutého hřídele kompresoru druhého stupně (vysokotlaký). Stupně motoru se také nazývají nízkotlaké a vysokotlaké rotory.

Spalovací prostor většiny proudových motorů má prstencový tvar a hřídel turbíny-kompresor prochází uvnitř prstence komory. Při vstupu do spalovací komory je vzduch rozdělen do 3 proudů:

• primární vzduch- vstupuje předními otvory ve spalovacím prostoru, zpomaluje před vstřikovači a přímo se podílí na tvorbě směsi paliva a vzduchu. Přímo se podílí na spalování paliva. Směs paliva a vzduchu v zóně spalování paliva podle WFD má blízko stechiometrickému složení.
• sekundární vzduch- vstupuje bočními otvory ve střední části stěn spalovací komory a slouží k jejich chlazení vytvořením proudu vzduchu s mnohem nižší teplotou než ve spalovací zóně.
• terciární vzduch- vstupuje speciálními vzduchovými kanály ve výstupní části stěn spalovací komory a slouží k vyrovnání teplotního pole pracovní tekutiny před turbínou.

Směs plynu a vzduchu expanduje a část její energie se v turbíně přeměňuje přes lopatky rotoru na mechanickou energii otáčení hlavního hřídele. Tato energie je vynakládána především na provoz kompresoru, dále se využívá k pohonu motorových jednotek (čerpadla posilovače paliva, olejová čerpadla atd.) a pohonu elektrických generátorů, které dodávají energii různým palubním systémům.

Hlavní část energie expandující směsi plynu se vzduchem je využita k urychlení proudu plynu v trysce, který z ní vytéká a vytváří proudový tah.

Čím vyšší je teplota spalování, tím vyšší je účinnost motoru. Aby se zabránilo zničení částí motoru, používají se žáruvzdorné slitiny vybavené chladicími systémy a povlaky tepelné bariéry.

Proudový motor s přídavným spalováním (TRDF)

Proudový motor s přídavným spalováním - úprava proudového motoru, používaná především na nadzvukových letounech. Od proudového motoru se liší přítomností přídavného spalování mezi turbínou a tryskou. Do této komory se speciálními tryskami dodává další množství paliva, které se spaluje. Spalovací proces je organizován a stabilizován pomocí předního zařízení, které zajišťuje míchání odpařeného paliva a hlavního proudu. Zvýšení teploty spojené se vstupem tepla do přídavného spalování zvyšuje dostupnou energii produktů spalování a následně i rychlost výfuku z trysky. V souladu s tím se také zvýší tah proudu (přídavné spalování) až o 50 %, ale spotřeba paliva se prudce zvýší. Motory s přídavným spalováním se obecně nepoužívají v komerčním letectví kvůli jejich nízké spotřebě paliva.

Dvouokruhový proudový motor (TRDD)

Prvním, kdo navrhl koncepci turboventilátorového motoru v tuzemském průmyslu leteckých motorů, byl A. M. Lyulka (Na základě výzkumu prováděného od roku 1937 podal A. M. Lyulka žádost o vynález obtokového proudového motoru. Certifikát o autorských právech byl udělen 22. dubna, 1941.)

Dá se říci, že od 60. let 20. století do dnešního dne v průmyslu leteckých motorů éra turboventilátorových motorů. Turboventilátorové motory různých typů jsou nejběžnější třídou turboventilátorových motorů používaných v letadlech, od vysokorychlostních stíhacích stíhačů s nízkými obtokovými turbodmychadly až po obří komerční a vojenská dopravní letadla s vysokými obtokovými turbodmychadly.

Schéma proudového obtokového motoru:
1. nízkotlaký kompresor;
2. vnitřní obrys;
3. výstupní proud vnitřního obvodu;
4. výstupní proud vnějšího okruhu.

Základ obtokové proudové motory byl zaveden princip připojení přídavné hmoty vzduchu k proudovému motoru procházející vnějším okruhem motoru, což umožňuje získat motory s vyšší letovou účinností oproti běžným proudovým motorům.

Po průchodu vstupem vzduch vstupuje do nízkotlakého kompresoru, nazývaného ventilátor. Po ventilátoru je vzduch rozdělen na 2 proudy. Část vzduchu vstupuje do vnějšího okruhu a obchází spalovací komoru a vytváří tryskový proud v trysce. Další část vzduchu prochází vnitřním okruhem, zcela shodným s výše uvedeným turbodmychadlem, s tím rozdílem, že posledními stupni turbíny u turbodmychadlového motoru jsou pohon ventilátoru.

Jedním z nejdůležitějších parametrů turbodmychadlového motoru je obtokový poměr (m), tedy poměr průtoku vzduchu vnějším okruhem k průtoku vzduchu vnitřním okruhem. (m \u003d G 2 / G 1, kde G 1 a G 2 jsou průtok vzduchu vnitřním a vnějším okruhem.)

Když je obtokový poměr menší než 4 (m<4) потоки контуров на выходе, как правило, смешиваются и выбрасываются через общее сопло, если m>4 - proudy jsou vypouštěny odděleně, protože míchání je obtížné kvůli značnému rozdílu tlaků a rychlostí.

Turbodmychadlový motor je založen na principu zvýšení letové účinnosti motoru snížením rozdílu mezi rychlostí výdechu pracovní kapaliny z trysky a rychlostí letu. Snížení tahu, které způsobí snížení tohoto rozdílu mezi otáčkami, je kompenzováno zvýšením průtoku vzduchu motorem. Důsledkem zvýšení průtoku vzduchu motorem je zvětšení plochy přední části sání motoru, což má za následek zvětšení průměru sání motoru, což vede ke zvýšení jeho odporu a Hmotnost. Jinými slovy, čím vyšší je obtokový poměr, tím větší je průměr motoru, přičemž všechny ostatní věci jsou stejné.

Všechny turboventilátorové motory lze rozdělit do 2 skupin:

• se směšovacími toky za turbínou;
• bez míchání.

V turboventilátorovém motoru se směsí proudů ( TRDDsm) proudění vzduchu z vnějších a vnitřních okruhů vstupuje do jediné směšovací komory. V směšovací komoře se tyto proudy mísí a opouštějí motor jedinou tryskou s jedinou teplotou. TRDSM jsou efektivnější, nicméně přítomnost směšovací komory vede ke zvětšení rozměrů a hmotnosti motoru

Motory s turbodmychadlem, stejně jako motory s turbodmychadlem, mohou být vybaveny nastavitelnými tryskami a přídavným spalováním. Zpravidla se jedná o turboventilátorové motory s nízkými obtokovými poměry pro nadzvuková vojenská letadla.

Vojenský turboventilátor EJ200 (m=0,4)

Obtokový proudový motor s přídavným spalováním (TRDDF)

Dvouokruhový proudový motor s přídavným spalováním - úprava turbodmychadlového motoru. Liší se přítomností komory přídavného spalování. Našel široké uplatnění.

Produkty spalování opouštějící turbínu se mísí se vzduchem přicházejícím z vnějšího okruhu a poté se teplo dodává do celkového proudu v přídavném spalování, které funguje na stejném principu jako v TRDF. Produkty spalování v tomto motoru proudí z jedné společné trysky. Takový motor se nazývá dvouokruhový motor se společným přídavným spalováním.

TRDDF s vychylovatelným vektorem tahu (OVT).

Řízení vektoru tahu (VCT) / odchylka vektoru tahu (VVT)

Speciální rotační trysky u některých motorů s turbodmychadlem (F) umožňují vychylovat proud pracovní tekutiny proudící z trysky vzhledem k ose motoru. OVT vede k dalším ztrátám tahu motoru v důsledku dodatečné práce na otáčení proudění a komplikuje ovládání letadla. Tyto nedostatky jsou však plně kompenzovány výrazným zvýšením manévrovatelnosti a snížením rozjezdu letadla a rozjezdu na přistání až po vertikální vzlet a přistání včetně. OVT se používá výhradně ve vojenském letectví.

Turboventilátor s vysokým obtokem / motor s turbodmychadlem

Schéma turboventilátorového motoru:
1. ventilátor;
2. ochranná kapotáž;
3. turbodmychadlo;
4. výstupní proud vnitřního obvodu;
5. výstupní proud vnějšího okruhu.

turboventilátorový motor (Angličtina) turboventilátorový motor ) je turbodmychadlový motor s vysokým obtokovým poměrem (m>2). Zde je nízkotlaký kompresor přeměněn na ventilátor, který se od kompresoru liší menším počtem kroků a větším průměrem a horký proud se prakticky nemísí se studeným.

Tento typ motoru využívá jednostupňový ventilátor s velkým průměrem, který zajišťuje vysoký průtok vzduchu motorem při všech rychlostech letu, včetně nízkých vzletových a přistávacích rychlostí. Díky velkému průměru ventilátoru se tryska vnějšího obrysu takových turbodmychadel značně ztěžuje a často se zkracuje pomocí rovnání (pevné lopatky, které otáčejí proud vzduchu v axiálním směru). V souladu s tím většina turboventilátorových motorů s vysokým obtokovým poměrem - žádné míchání.

přístroj vnitřní obrys takové motory jsou podobné proudovému motoru, jehož posledním stupněm turbíny je pohon ventilátoru.

Vnější smyčka Takovým turbodmychadlem je zpravidla jednostupňový velkoprůměrový ventilátor, za nímž je umístěna usměrňovací lopatka z pevných lopatek, které urychlují proudění vzduchu za ventilátorem a roztáčí jej do axiálního směru. vnější obrys končí tryskou.

Vzhledem k tomu, že ventilátor takových motorů má zpravidla velký průměr a stupeň zvýšení tlaku vzduchu ve ventilátoru není vysoký, je tryska vnějšího okruhu takových motorů poměrně krátká. Vzdálenost od vstupu motoru k výstupu trysky s vnějším obrysem může být mnohem menší než vzdálenost od vstupu motoru k výstupu trysky s vnitřním obrysem. Z tohoto důvodu je často tryska vnějšího obrysu zaměňována za kapotáž ventilátoru.

Turboventilátorové motory s vysokým obtokovým poměrem mají dvou- nebo tříhřídelovou konstrukci.

Výhody a nevýhody.

Hlavní výhodou takových motorů je jejich vysoká účinnost.

Nevýhody - velká hmotnost a rozměry. Zejména - velký průměr ventilátoru, který vede k výraznému odporu vzduchu za letu.

Rozsah těchto motorů je komerční letadla na dlouhé a střední vzdálenosti, vojenské dopravní letectví.

Turbovrtulový motor (TVVD)

Turbopropfanový motor (Angličtina) turbopropfanový motor ) -

Vynález se týká oblasti leteckých plynových turbínových motorů, zejména jednotky umístěné mezi vysokotlakou turbínou a nízkotlakou turbínou vnitřního okruhu obtokového leteckého motoru. Spojitý prstencový přechodový kanál mezi vysokotlakou turbínou a nízkotlakou turbínou s expanzním poměrem větším než 1,6 a ekvivalentním úhlem otevření plochého difuzoru větším než 12° obsahuje perforované vnější a vnitřní stěny. Víření proudění za oběžným kolem vysokotlaké turbíny se transformuje ve směru jeho zesílení u stěn a oslabení ve středu. Víření je transformováno profilováním stupně vysokotlaké turbíny a vírníkem umístěným za oběžným kolem vysokotlaké turbíny s výškou 10 % výšky kanálu, 5 % výšky na vnitřní a vnější stěně kanálem nebo otočným odvíjecím zařízením v plné výšce. ÚČINEK: vynález umožňuje snížit ztráty v přechodovém kanálu mezi vysokotlakými a nízkotlakými turbínami. 2 w.p. f-ly, 6 nemocných.

Oblast techniky, do které vynález patří

Vynález se týká oblasti leteckých plynových turbínových motorů, zejména jednotky umístěné mezi vysokotlakou turbínou a nízkotlakou turbínou vnitřního okruhu obtokového leteckého motoru.

Nejmodernější

Letecké plynové turbíny obtokových motorů jsou určeny k pohonu kompresorů. Vysokotlaká turbína je navržena pro pohon vysokotlakého kompresoru a nízkotlaká turbína je navržena pro pohon nízkotlakého kompresoru a ventilátoru. U leteckých motorů páté generace je hmotnostní průtok pracovní tekutiny vnitřním okruhem několikanásobně menší než průtok vnějším okruhem. Nízkotlaká turbína je tedy svými výkonovými a radiálními rozměry několikanásobně vyšší než vysokotlaká turbína a její otáčky jsou několikanásobně menší než otáčky vysokotlaké turbíny.

Tato vlastnost moderních leteckých motorů je konstrukčně ztělesněna v potřebě vytvořit přechodový kanál mezi vysokotlakou turbínou a nízkotlakou turbínou, což je prstencový difuzor.

Závažná omezení celkových a hmotnostních charakteristik leteckého motoru ve vztahu k přechodovému kanálu jsou vyjádřena v potřebě vytvořit kanál relativně krátké délky, s vysokým stupněm difuze a jasně oddělitelným ekvivalentním úhlem otevření plochého difuzoru. . Stupeň difuze je chápán jako poměr výstupní průřezové plochy ke vstupnímu. Pro moderní a pokročilé motory má stupeň difuze hodnotu blízkou 2. Ekvivalentní úhel otevření plochého difuzoru je úhel otevření plochého difuzoru, který má stejnou délku jako prstencový kónický difuzor a stejný stupeň difuze. U moderních leteckých motorů s plynovou turbínou přesahuje ekvivalentní úhel otevření plochého difuzoru 10°, zatímco kontinuální proudění v plochém difuzoru je pozorováno pouze při úhlu otevření ne větším než 6°.

Proto se všechna provedení přechodových kanálů vyznačují vysokým ztrátovým činitelem, způsobeným oddělením mezní vrstvy od stěny difuzoru. Obrázek 1 ukazuje vývoj hlavních parametrů přechodového kanálu společnosti General Electric. Na obrázku 1 je míra difuzerity přechodového kanálu vynesena podél vodorovné osy a ekvivalentní úhel otevření plochého difuzéru je vykreslen podél svislé osy. Obrázek 1 ukazuje, že původně vysoké hodnoty efektivního úhlu otevření (≈12°) se vyvíjejí k výrazně nižším hodnotám, což je spojeno pouze s vysokou úrovní ztrát. Podle výsledků studií prstencového difuzoru se stupněm otevření 1,6 a efektivním úhlem otevření plochého difuzoru 13,5° se ztrátový koeficient pohyboval od 15 % do 24 % v závislosti na zákonu rozložení víření podél kanálu. výška .

Analogy podle vynálezu

Vzdálenými analogy vynálezu jsou difuzory popsané v patentech US 2007/0089422 AI, DAS 1054791. V těchto konstrukcích je pro zabránění oddělení toku od stěny difuzoru použito sání mezní vrstvy z části umístěné v uprostřed kanálu s vypouštěním výfukového plynu do trysky. Tyto difuzory však nejsou přechodovými kanály mezi vysokotlakou turbínou a nízkotlakou turbínou.

Stručný popis výkresů

Neomezující provedení tohoto vynálezu, jeho další znaky a výhody budou podrobněji popsány níže s odkazem na doprovodné výkresy, na kterých:

obrázek 1 znázorňuje vývoj průtokové části meziturbinového přechodového kanálu v turbodmychadlovém motoru od General Electric,

obrázek 2 znázorňuje závislost ztrát kinetické energie proudění v kanálu na integrálním parametru víření proudění F ¯ C T ve formě lineární aproximace, kde ν=0 je víření proudění rovnoměrné ve výšce; ν=-1 - víření proudění narůstající do výšky; ν=1 - víření proudění klesá na výšku; y \u003d -1,36F st +0,38 - aproximační závislost odpovídající koeficientu spolehlivosti R \u003d 0,76,

obrázek 3 znázorňuje extrapolaci separačních ztrát v prstencovém difuzoru z hodnoty víření stěn,

obrázek 4 znázorňuje schéma přechodového kanálu,

obrázek 5 znázorňuje schéma perforace,

Obr. 6 znázorňuje schéma výkonového rackového zařízení s napájecím kanálem.

Zveřejnění vynálezu

Problém, na který je tento vynález zaměřen, je vytvořit přechodový kanál se stupněm otevření větším než 1,6 a s ekvivalentním úhlem otevření plochého difuzoru přesahujícím 12°, přičemž proudění by bylo neoddělené a úroveň ztrát. , respektive je minimálně možné. Navrhuje se snížit ztrátový faktor z 20-30 % na 5-6 %.

Úkol je vyřešen:

1. Na základě transformace stávajícího víru za vysokotlakou turbínou na vstupu do prstencového difuzoru ve směru jeho zesílení na vnitřní a vnější stěně kanálu a zeslabení ve středu kanálu.

2. Na základě perforace vnitřní a vnější stěny prstencového difuzoru, proměnné délky, přizpůsobené místní struktuře turbulence.

3. Na základě odsávání mezní vrstvy ze zóny možného oddělení proudění od stěn difuzoru.

V této souvislosti je navržen neoddělený prstencový přechodový kanál mezi vysokotlakou turbínou (HPT) a nízkotlakou turbínou (LPT) s expanzním poměrem větším než 1,6 a ekvivalentním úhlem otevření plochého difuzoru větším než 12 °, obsahující vnější stěnu a vnitřní stěnu. Vnější a vnitřní stěny jsou perforovány a víření za oběžným kolem vysokotlaké turbíny (HPT) je transformováno ve směru jeho zesílení u stěn a oslabení ve středu. Zákrut je transformován profilováním stupně vysokotlaké turbíny (HPT) a pomocí vířiče umístěného za oběžným kolem vysokotlaké turbíny (HPT) s výškou 10 % výšky kanálu, 5 % výšky na vnitřních a vnějších stěnách kanálu nebo otočením rozplétacího zařízení na plnou výšku.

Převedené zkroucení je omezeno dosažením integrálního parametru zkroucení na úroveň F článek =0,3-0,35. Perforační sekce, umístěná ve vzdálenosti 0,6-0,7 délky přechodového kanálu od vstupní sekce, je připojena k dutině v napájecích stojanech, které mají štěrbiny v 80 % výšky stojanů symetricky ke geometrickému uprostřed kanálu a štěrbiny jsou umístěny poblíž vstupní hrany.

Jak je známo, plyn se v difuzoru pohybuje setrvačností ve směru růstu tlaku a oddělování (oddělování) proudění od stěn je fyzikálně způsobeno nedostatečnou setrvačností vnitřních přístěnných vrstev mezní vrstvy. Body 1, 2 jsou navrženy tak, aby zvýšily setrvačnost proudění plynu v blízkosti stěny zvýšením rychlosti pohybu a tím i jeho kinetické energie.

Přítomnost víření v proudu plynu v blízkosti stěny zvyšuje rychlost pohybu a tím i jeho kinetickou energii. V důsledku toho se zvyšuje odpor proudění proti oddělování (delaminaci od stěn) a snižují se ztráty. Obrázek 2 ukazuje výsledky experimentální studie prstencového difuzéru se stupněm odhalení 1,6 a ekvivalentním úhlem otevření plochého difuzéru 13,5°. Svislá osa ukazuje ztrátový faktor, definovaný tradičním způsobem: poměr ztrát mechanické energie v difuzoru ke kinetické energii proudu plynu na vstupu do difuzoru. Vodorovná osa představuje integrální parametr víření definovaný takto:

F s t \u003d F v t + F p e r F.,

kde Ф. = 2 π ∫ R R + H ρ w u r 2 d r 2 π ∫ R R + H ρ w 2 r d r (R + H 2)

Integrální parametr víření na vstupu kanálu, ρ je hustota, w je axiální rychlost, u je obvodová rychlost, r je aktuální poloměr, R je poloměr s vnitřní tvořící přímkou ​​difuzoru, H je výška kanálu, Ф w je integrální parametr víření uvažovaný v rozsahu výšek od 0 % do 5 % části objímky, tzn.

Ф в t \u003d 2 π ∫ R R + 0,05 H ρ w u r 2 d r 2 π ∫ R R + H ρ w 2 r d r (R + H 2);

Ф pruh - stejný parametr, ale ve výškovém rozsahu od 95% do 100% rukávového úseku, tzn.

Фper = 2 π ∫ R + 0,95 H R + H ρ w u r 2 d r 2 π ∫ R R + H ρ w 2 r d r (R + H 2) .

Jak je vidět z obrázku 2, ztráty v přechodovém kanálu se snižují, když se zvyšuje podíl zkroucení v blízkosti stěny.

Obrázek 3 ukazuje lineární extrapolaci závislosti ξ (Ф st) na úroveň ztrát třením v ekvivalentním kanálu konstantního průřezu. V tomto případě by víření u stěny (10 % výšky kanálu) mělo představovat přibližně 30 % víření proudění.

Jak je známo, v případě režimu turbulentního proudění v kanálech probíhá režim laminárního proudění bezprostředně u stěny z důvodu nemožnosti příčného pulzačního pohybu. Tloušťka laminární podvrstvy je přibližně 10 μ ρ τ s t. V posledním výrazu je μ dynamická viskozita, τ st je třecí napětí na stěně. Jak je známo, třecí napětí podél difuzoru rychle klesá a v bodě oddělení je obecně rovné nule. Proto tloušťka laminární podvrstvy v přechodovém kanálu s pevnou stěnou rychle roste podél toku. Odpovídajícím způsobem se zvyšuje tloušťka přilehlé vrstvy proudění s nízkou úrovní kinetické energie.

Perforace vnitřní a vnější stěny přechodového kanálu umožňuje příčný pulzující pohyb v libovolné vzdálenosti od perforované stěny. Protože v turbulentním proudění je podélné kolísavé proudění statisticky vztaženo k příčnému proudění, perforace umožňuje zvětšit plochu vlastního turbulentního proudění. Čím vyšší je stupeň perforace stěny, čím je laminární podvrstva tenčí, tím vyšší je rychlost plynu v přilehlé vrstvě, tím vyšší je kinetická energie blízkostěnného proudění a jeho odolnost vůči separaci (delaminaci od stěny).

Popis konstrukce přechodového kanálu mezi vysokotlakou turbínou a nízkotlakou turbínou

Přechodovým kanálem mezi vysokotlakou turbínou (HPT) a nízkotlakou turbínou (LPT) vnitřního okruhu obtokového proudového motoru (obrázek 4) je prstencový difuzor s vnitřní stěnou 1 a vnější stěnou 2. vnitřní a vnější stěny na křižovatce s HPT a LPT mají definované poloměry.

Přes přechodový kanál procházejí napájecí stojany 3, které zajišťují mazání, ventilaci a chlazení nosičů rotorů HPT a LPT. Regály 3 mají v průřezu asymetrický aerodynamický profil, který zajišťuje roztočení proudění ve středu kanálu a stočení proudění u stěn kanálu na úroveň Ф st =0,3-0,35.

Stěny 1 a 2 jsou perforované (obrázek 5). Aby se zabránilo přetečení pracovní tekutiny v perforacích, jsou části perforace 4 navzájem izolovány příčnými stěnami 5.

Z perforační sekce 9, umístěné ve vzdálenosti 0,6-0,7 od vstupu do difuzoru, je organizováno nasávání a odvádění přes přívodní kanál 6 do štěrbin 7 stojanů 3. minimální lokální statický tlak. V kanálu spojujícím dutinu 9 s dutinou sloupků 3 jsou měřicí podložky 8, které regulují průtok plynu.

Za oběžným kolem HPT 11 je instalováno kroutící zařízení 12, které zvyšuje víření proudění v blízkosti stěn. Výška lopatek zařízení 12 je 10 % výšky kanálu na vstupu. V případě potřeby může být kulma 12 přeměněna na zařízení pro rozplétání a zakrucování umístěné po celé výšce kanálu. Centrální část zařízení roztáčí proud a přilehlá stěna jej stáčí, takže v důsledku víření proudění na vstupu do difuzoru je Ф st = 0,3-0,35.

V případě, že je kontinuálního proudění v difuzoru dosaženo pouze díky profilování tryskového zařízení 10 a oběžného kola 11 vysokotlaké turbíny a krouceně-odvíjecím efektem výkonových stojanů 3, vířivé zařízení 12 a štěrbina 7 s kanál 6 chybí.

Realizace vynálezu

Neodděleného režimu proudění v přechodovém kanálu je dosaženo vířením proudění v přilehlých zónách proudění, roztáčením proudění ve středu, perforací poledníkové tvořící čáry přechodového kanálu a nasáváním mezní vrstvy.

Vlastnosti organizace pracovního procesu v moderních motorech s plynovou turbínou jsou takové, že za vysokotlakou turbínou dochází k víření proudění asi 30-40 °. Vysoká úroveň víření na vnitřních a vnějších stěnách (ve vzdálenosti 5 % výšky kanálu) by měla být zachována a v případě potřeby zesílena stupňovitým profilováním a v případě potřeby instalací zařízení s vířivými lopatkami na přechodovém kanálu. vtok. Víření toku ve výškách od 5 % části objímky do 95 % stejné části by mělo být redukováno jak profilováním stupně, tak roztáčením toku pomocí napájecích stojanů konstrukčně procházejících kanálem. Je-li to nutné, k dosažení požadované podpory proudění, nainstalujte na vstup do přechodového kanálu další rotující lopatku. Rozvětvení proudění ve střední části kanálu je navrženo pro snížení radiálního statického tlakového gradientu a snížení intenzity sekundárních proudů, které zahušťují mezní vrstvu a snižují její odpor proti separaci. Hodnota relativního zkroucení u stěny by se měla co nejvíce blížit hodnotě 0,3-0,35.

Protože instalace přídavného lopatkového zařízení je spojena s výskytem ztrát v tomto zařízení, měla by být instalována pouze v případě, že pokles ztrátového činitele v přechodovém kanálu výrazně převyšuje ztrátu v přídavném zařízení pro zkroucení a rozkroucení. Volitelně je možné instalovat na objímku a obvod další kroutící zařízení, omezené výškami od 5 % do 10 % H (obrázek 4).

Perforace meridionální tvořící čáry přechodového kanálu mění režim proudění v laminární podvrstvě na turbulentní. Extrapolací logaritmického rychlostního profilu na oblast laminární podvrstvy až do vzdálenosti od pevné stěny rovné 8 % tloušťky laminární podvrstvy získáme hodnotu rychlosti τ с r ρ 6,5, která je pouze 2krát menší než rychlost na hranici laminární podvrstvy, zatímco rychlost proudění v samotné laminární podvrstvě (v této vzdálenosti) je 4krát menší a měrná kinetická energie je 16krát menší.

Extrapolace logaritmického zákona distribuce rychlosti, který je charakteristický pro čistě turbulentní režim proudění do oblasti laminární podvrstvy, naznačuje úplnou volnost pro pohyb turbulentních vírů. Tato možnost existuje za dvou podmínek: 1) stupeň perforace pevného povrchu se blíží 100 %;

2) turbulentní víry všech velikostí v daném úseku mají úplnou volnost pohybu v příčném směru.

Ve skutečnosti jsou tyto podmínky v plném rozsahu nedosažitelné, ale v praxi je možné se jim přiblížit. V důsledku toho bude rychlost pohybu v blízkosti perforovaného povrchu několikanásobně vyšší než rychlost pohybu ve stejné vzdálenosti od stěny v blízkosti pevného povrchu. V tomto případě musí být hustota perforačních prvků a jejich struktura konzistentní s maximálním energetickým spektrem turbulentních fluktuací ve vztahu k jejich lineární velikosti pro daný úsek přechodového kanálu.

Hustota perforace (poměr plochy perforace k celkové ploše) by měla být udržována co nejvyšší z důvodů konstrukce a tuhosti.

Perforační struktura je přizpůsobena lineární velikosti energie obsahujících lokálních turbulentních vírů, která je dána výškou přechodového kanálu a jeho průměrným poloměrem v daném úseku. Jako model struktury perforace lze vzít následující model:

d min \u003d (0,2-0,5) le (R, II);

d max \u003d (1,5-2) le (R, II);

d ¯ = (0,6 − 0,8) ;

d min ¯ = (0,2 − 0,3) ;

d max ¯ = (0,1 − 0,2) ;

d min - minimální průměr perforace; d=l e (R, II) - hlavní průměr perforace, rovný lineární velikosti energie obsahujících vírů turbulentní struktury; d max - maximální průměr perforace; d ¯ = S d S - podíl velikosti hlavní perforace; S d - plocha perforace, zhotovená podle velikosti d=(l e (R, II); S - celková plocha perforace; d min ¯ = S d min S - podíl minimální velikosti perforace; S dmin - plocha perforace, vyrobeno na velikost d min ; d max ¯ = S d max S - podíl maximální velikosti perforace; S dmax - plocha perforace, zhotovená dle velikosti d max (obr.5).

Velikost vírů obsahujících energii l e (R, II) je určena výpočtem v závislosti na přijatém modelu turbulence.

V přechodových kanálech s velmi vysokým stupněm expanze (n>2) a velmi velkým ekvivalentním úhlem otevření plochého difuzoru (α equiv >17°), maximální dosažitelné víření u stěny (Ф st ≈0,3) a maximální dosažitelná a správně strukturovaná perforace (S ¯ ≈ 0,8, kde S ¯ = S na S, S na - celková plocha perforovaného povrchu, S - celková plocha meridionálních obrysů) nemusí být pro organizaci dostatečná nepřetržitý tok po celé délce přechodového kanálu. Případnému odtržení v poslední třetině délky difuzoru by v tomto případě mělo být zabráněno odsátím mezní vrstvy přes část perforace. Odvod nasátého plynu by měl být organizován ve střední části kanálu přes odpovídající otvory v silových svodech, které jsou umístěny v blízkosti vstupní hrany stěnového profilu, tzn. kde je lokální statický tlak minimální. Plocha části perforace 9 pracující pro sání a plocha průtokových sekcí ve stojanech 7 musí být vzájemně konzistentní.

Dutina v napájecích stojanech má štěrbiny umístěné poblíž vstupní hrany, jejichž vertikální délka může dosahovat 0,8 výšky stojanů. Štěrbiny jsou umístěny symetricky vzhledem ke středu kanálu. Sada dutin a kanálů spojených s perforacemi a štěrbinami v napájecích stojanech organizuje sání mezní vrstvy v přechodovém kanálu.

Organizace sání mezní vrstvy je účelná pouze tehdy, je-li směšovací ztráta při vhánění nasávaného plynu na vstup do přechodového kanálu menší než pokles ztrát v difuzoru sáním.

Seznam použité literatury

1. Gladkov Yu.I. Zkoumání proměnné podél poloměru víření vstupního toku na účinnosti meziturbinových přechodových kanálů GTE [Text]: abstrakt disertační práce pro stupeň kandidáta technických věd 05.07.05 / Yu.I.Gladkov - Rybinská státní letecká technologická akademie pojmenovaná po P.A.Solovievovi. - 2009 - 16 s.

2. Schlichting, G. Teorie mezní vrstvy [Text] / G. Schlichting. - M.: Nauka, 1974. - 724 s.

1. Neoddělený prstencový přechodový kanál mezi vysokotlakou turbínou (HPT) a nízkotlakou turbínou (LPT) s expanzním poměrem větším než 1,6 a ekvivalentním úhlem otevření plochého difuzoru větším než 12°, obsahující vnější stěnu a vnitřní stěnu, vyznačující se tím, že vnější a vnitřní stěna jsou perforované a víření za oběžným kolem vysokotlaké turbíny (HPT) je transformováno ve směru jeho zesílení u stěn a oslabení ve středu díky profilaci stupně vysokotlaké turbíny (HPT) a díky vířivému zařízení umístěnému za oběžným kolem vysokotlaké turbíny (TVD) s výškou 10 % výšky kanálu, 5 % výšky na vnitřních a vnějších stěn kanálu nebo v důsledku zařízení pro zkroucení-rozkroucení plné výšky.

2. Kanál podle nároku 1, vyznačující se tím, že převáděné zkroucení je omezeno na dosažení integrálního parametru zkroucení na úroveň F článku = 0,3-0,35.

3. Kanál podle nároku 1, vyznačující se tím, že perforační úsek umístěný ve vzdálenosti 0,6 až 0,7 délky přechodového kanálu od vstupního úseku je spojen s dutinou v napájecích stojanech se štěrbinami na 80 %. výšky stojanů symetricky ke geometrickému středu kanálu a štěrbiny jsou umístěny v blízkosti náběžné hrany.

Podobné patenty:

Vynález se týká oblasti energetiky, zejména pro systémy odpadní páry tepelných elektráren, například emise páry při provozu hlavních pojistných ventilů kotlů, odkalování přehříváků, mletí kotlů a kotlů na odpadní teplo při průtoku výstupní páry. více než 30 t/h a stupeň podexpanze paprsku páry n=pa/pc>1, kde pa - atmosférický tlak vzduchu, pc - statický tlak páry na výstupu z výfukového potrubí

Výfukové zařízení lopatkového stroje obsahuje skříň se vstupem umístěným kolem osy otáčení turbíny, difuzor, výstup umístěný ve vnější stěně skříně a přídavnou přepážku. Difuzor obsahuje axiální a radiální části tvořené, v tomto pořadí, vnitřní a vnější stěnou potrubí umístěnými uvnitř pouzdra kolem osy otáčení turbíny. Přídavná přepážka je vytvořena uvnitř skříně zařízení v rovině kolmé k ose otáčení turbíny s obvodem rovným obvodu stěn skříně zařízení rovnoběžných s ní. V přídavné přepážce je koaxiální s osou otáčení turbíny vytvořen otvor, jehož průměr je roven maximálnímu průměru vnější stěny potrubí radiální části difuzoru. Ve spodní části přídavné přepážky jsou symetricky a "zrcadlově" vytvořeny průchozí drážky vzhledem ke svislé ose uvedené přepážky. Po obvodu průchozích drážek jsou nehybně a hermeticky instalovány duté schránky ve tvaru komolých jehlanů se dvěma zakřivenými plochami. Menší základny uvedených komolých jehlanů směřují k turbíně zařízení, prostor od horní hrany přídavné přepážky k horní hraně stěny skříně obsahující vstup zařízení je uzavřen utěsněnou plochou stěnou. Vynález zlepšuje účinnost zařízení a účinnost. závod s plynovou turbínou. 3 nemocný.

Vynález se týká konstrukce nosných nebo montážních zařízení pro výstup turbíny. Výstupní zařízení turbíny obsahuje duté aerodynamicky profilované hřebeny umístěné za oběžným kolem posledního turbínového stupně a aerodynamicky profilované obrysy. Obrysy jsou tvořeny předními a zadními lopatkami umístěnými mezi regály s přesazením vůči sobě navzájem. Střední linie vstupních úseků obrysů a vstupní úseky profilovaných hřebenů jsou natočeny ve směru otáčení oběžného kola posledního stupně turbíny pod úhlem 20-40° k jeho podélné ose. Středové linie výstupních úseků okruhů směřují podél podélné osy turbíny. Listy jsou instalovány s přesazením vůči sobě o vzdálenost rovnající se 0,03÷0,15 délky tětivy předního listu. Po délce obrysové tětivy jsou lopatky instalovány v poloze lícující s přední stranou odtokové hrany přední lopatky a přední stranou odtokové hrany zadní lopatky nebo jsou vůči ní posunuty. Počet obvodů instalovaných mezi stojany je určen vztahem chráněným tímto vynálezem. ÚČINEK: vynález umožňuje zvýšit účinnost posledního stupně turbíny a také snížit víření výstupního proudu. 3 nemocný.

[0001] Vynález se týká výfukových zařízení a může být použit jako součást plynové kompresorové jednotky se zařízením na plynovou turbínu. Výfukové zařízení obsahuje difuzor, adaptér s žebry rozdělujícími průtok a kazetový tlumič hluku umístěný pod úhlem 30-60° k ose adaptéru. Každá z kazet tlumiče se skládá z nosného rámu opláštěného plechy, mezi nimiž je dutina vyplněna materiálem pohlcujícím zvuk. Na straně nakloněné k difuzoru jsou kazety opláštěny perforovaným plechem a na opačné straně - plné. ÚČINEK: vynález umožňuje zvýšit účinnost redukce hluku ve výstupním zařízení zajištěním rovnoměrného pohybu proudění. 2 nemocný.

Vynález se týká strojírenství a může být použit ve výfukovém traktu plynové kompresorové jednotky nebo elektrárny s plynovou turbínou. Difuzor výfukové cesty zařízení s plynovou turbínou obsahuje plášť s přírubami, plášť kryjící plášť a zvukovou izolaci umístěnou mezi pláštěm a pláštěm. Skořepina je vyrobena z pohyblivých, teleskopicky spojených částí s omezovači pohybu. Pouzdro je tvořeno elastickým materiálem, např. tkaninou "Atom", upevněným na skořepině. Vynález zlepší spolehlivost konstrukce difuzoru a také sníží jeho spotřebu kovu. 3 nemocný.

Výstup pro použití s ​​vícestupňovou turbínou je konfigurován pro směrování páry z turbíny do kondenzátoru a zahrnuje nosný kužel obklopující rotor turbíny, vedení a vodicí víčko. Vedení je umístěno radiálně vně podpěrného kužele, zatímco vedení a podpěrný kužel jsou konfigurovány pro směrování tekutiny z turbíny. Vodicí víčko se rozprostírá od okraje a zadního povrchu vodítka k turbíně a pomáhá předcházet vytváření vírů tekutiny na výstupu. Další vynález skupiny se týká parní turbíny, včetně výše uvedené výstupní trubky. EFEKT: skupina vynálezů umožňuje zvýšit výkon turbíny. 2 n. a 6 z.p. f-ly, 5 nemocných.

Vynález se týká energie. Část nízkotlaké parní turbíny včetně regulačního prvku na vstupu, skupiny stupňů s mezikomory a výfukového potrubí napojeného na kondenzátor, rozdělené potrubním systémem na vstupní a výstupní objemy, přičemž výstupní objem kondenzátor je připojen k mezikomoře např. před posledním stupněm obtokovým potrubím s ventilem. Navržené technické řešení je založeno na provozu posledního nízkotlakého stupně při nízkých průtokech páry, kdy jeho oběžné kolo nevyrábí energii, ale přijímá ji od rotoru a vynakládá ji na čerpání páry do výfuku. Při tomto "kompresorovém" režimu provozu je tlak před posledním stupněm nižší než v kondenzátoru. To umožňuje směrovat do komory před posledním stupněm páru ochlazenou potrubním systémem kondenzátoru, zatímco proudí z jejího vstupního objemu do výstupního objemu. Nárokovaný vynález umožňuje zvýšit spolehlivost a účinnost parní turbíny při nízkých průtokech páry skupinou stupňů nízkotlaké části snížením ventilačního ohřevu průtokové části a odstraněním jeho následků bez použití chlazení. vlhkostní injektáže, které zvyšují erozi, a bez zvýšení průtoku pracovní páry, což snižuje dodávku tepla a elektřiny. 1 nemocný.

Vynález se týká oblasti leteckých plynových turbínových motorů, zejména uzlu umístěného mezi vysokotlakou turbínou a nízkotlakou turbínou vnitřního okruhu obtokového leteckého motoru.