Содержание к диссертации
Введение
Глава I. Обзор литературы и постановка задачи 9
1.1. Обзор литературы по влиянию геометрии ступени на радиальный градиент давления и связанное с этим изменение экономичности * 9
1.2. Обзор литературы по влиянию корневого отсоса и подсоса на экономичность турбинной ступени 20
1.3. Краткий обзор литературы по расчету потерь в турбинных решетках 24
1.4. Обзор литературы по выбору степени и градиента реактивности 28
Глава 2. Влияние закрутки и наклона сопловых лопаток на характеристики турбинных ступеней с различным отношением D/p 33
2.1. Геометрические характеристики испытанных ступеней .. 33
2.2. Влияние закрутки и тангенциального наклона сопловых лопаток на градиент реактивности 38
2.3. Влияние закрутки и тангенциального наклона сопловых лопаток на углы потока в межвенцовом зазоре 47
2.4. Влияние закрутки и тангенциального наклона сопловых лопаток на распределение по радиусу коэффициентов потерь в соплах 54
2.5. Влияние закрутки и тангенциального наклона сопловых лопаток на распределение по радиусу коэффициентов потерь на рабочих лопатках 58
2.6. Влияние закрутки и тангенциального наклона сопловых лопаток на распределение по радиусу потерь с выходной скоростью 66
2.7. Влияние закрутки и тангенциального наклона сопловых лопаток на интегральные потери и к.п.д. ступени... 72
Глава 3. Влияние диафрашенной протечки на характеристики туебшных ступеней с различным уровнем и градиентом реактивности 85
3.1. Характеристики испытанных ступеней 85
3.2. Влияние диафрагменной протечки на к.п.д. исследованных ступеней
3.2.1. Разгрузочные отверстия заглушены 86
3.2.2. Испытания с разгрузочными отверстиями 89
3.2.3. Испытания с вращающимися разгрузочными отверстиями. 95
3.3. Влияние диафрагменной протечки на распределение реактивности и потерь по высоте ступеней с различным уровнем и градиентом реактивности 97
Глава 4. Влияние периферийных зазоров на к.п.д. ступеней и тржзвенников с различным уровнем и градиентом реактивности, полученными различным сочетанием геометрических характеристик ступени 108
4.1. Геометрические характеристики исследованных ступеней и трехзвенников 109
4.2. Влияние периферийных зазоров на к.п.д. изолированных ступеней с различным отношением JJ/C 109
4.2.1. Ступени с = 8,3 109
4.2.2. Ступени с Ъ/Е =19 112
4.3. Использование выходной скорости в ступенях с уменьшенным градиентом реактивности 114
4.3.1. Трехзвенники с = 8,3 Ц4
4.3.2. Трехзвенники с D/E = 19 120
4.4. Влияние периферийной утечки на работу соплового аппарата последующей ступени 122
Глава 5. Метод выбора оптимального уровня и градиента реактивности турбинных ступеней высокого и среднего давления 131
5.1, Формирование функции цели 131
5.2, Метод расчета распределения параметров потока в турбинной ступени по радиусу *33
5.3. Оценка потерь в ступени 142
5.3.1. Оценка потерь на окружности колеса 142
5.3.2. Потери от периферийной утечки 149
5.3.3. Потери от диафрагменной протечки 149
5.4. Определение максимума функции цели 158
Глава 6. Расчетное исследование по выбору оптимальных уровня и градиента реактивности турбинных ступеней высокого и среднего давления 160
6.1. Влияние приведенного радиального зазора и размеров ступени на оптимальные к.п.д., уровень и градиент реактивности. 161
6.2. Влияние диафрагменной протечки на оптимальные
уровень и градиент реактивности 169
Общие выводы 176
Литература
- Обзор литературы по влиянию геометрии ступени на радиальный градиент давления и связанное с этим изменение экономичности
- Геометрические характеристики испытанных ступеней
- Характеристики испытанных ступеней
- Геометрические характеристики исследованных ступеней и трехзвенников
Введение к работе
Директивами ХХУІ съезда КПСС установлены основные направления развития народного хозяйства СССР на XI пятилетку в области энергетики. Намечено обеспечить в 1985 г. выработку 1550-1600 млрд.кВт-часов электроэнергии, в том числе на атомных электростанциях до 220-225 млрд.кВт-часов и на гидроэлектростанциях до 230-235 млрд.кВт-часов. Особое внимание уделяется вводу в действие атомных электростанций ( 24-25 млн.кВт новых мощностей) и строительству тепловых электростанций, использующих угли Экибас-тузского и Канско-Ачиненого бассейнов. Всего нее на тепловых электростанциях должно быть получено пршлерно 70 % всей электроэнергии.
Поставленные задачи диктуют настоятельную необходимость дальнейшего совершенствования показателей экономичности и надежности работы проточных частей турбомашин. Это относится, как к вновь освиаваемым блокам мощностью 800, 1000, 1200 МВт, так и к большому парку турбин мощностью 100-500 Г.Шт, находящихся в эксплуатащи длительное время и составляющим значительную долю всей установленной мощности на электростанциях СССР.
В то же время, данные испытаний Союзтехэнерго / I / говорят о недостаточном уровне экономичности турбин К-300-240, К-500-240, особенно их цилиндров высокого давления. Анализ работы ЩЩ турбин мощностью 500 МВт / 2 / показывает, что значительную долю потерь в них (пятую часть) составляют потери на утечку в периферийные зазоры, что составляет 1-3 % всей мощности. С другой стороны перевод блоков мощностью 300-500 МВт в пиковые и полупиковые рени-мы работы требует частых остановов и пусков турбин, как из горячего (несстывшего), так и из холодного состояния. Именно во время пусков-остановов по данным ЦКТИ / 3 / зачастую происходит разработка радиальных уплотняющих усиков над рабочими колесами. Опыт эксплуатации показывает, что зазоры над рабочими колесами при вскрытии некоторых турбин оказываются увеличенными до 5 мм / 4 /. Все это еще больше увеличивает потери от утечки в периферийные зазоры. Данные, приведенные в / 5 /, показывают, что износ над-бандажных радиальных уплотнений всего на 0,25 мм в турбине мощностью 500 МВт в одной из ступеней цилиндров высокого или среднего давления вызывает уменьшение мощности всей турбины соответственно на 7 и 3 кВт. Это свидетельствует о том, что создание типовой турбинной ступени, малочувствительной к величине периферийного зазора, имеющей высокую экономичность, позволило бы существенно повысить к.п.д. цилиндров высокого давления и надежность работы всей турбины.
Чтобы устранить саму причину утечки в периферийные зазоры, такая ступень должна иметь близкую к нулевой степень реактивности на периферии, что обычно требует понижения общего уровня реактивности в ступени и изменения ее распределения по радиусу. Аэродинамические исследования ступеней такого типа были проведены / 6 /, однако уровень к.п.д, их был явно недостаточен. Известно, что изменение уровня реактивности и ее распределения по радиусу полностью изменяет условия работы ступени. При этом снижение периферийной утечки сопровождается изменением потерь в соплах и на лопатках, потерь от диафрагменной протечки и потерь с выходной скоростью. Вследствие этого разработка высокоэкономичных турбинных ступеней, малочувствительных к величине периферийного зазора, включает в себя решение ряда различных, но взаимосвязанных задач, а именно: I) выбор наиболее экономичного способа управления градиентом реактивности; 2) исследование влияния диафрагменной протечки на экономичность ступеней с различной степенью реактивности с целью уменьшения ее вредного влияния при пониженной степени реактивности, 3) исследование работы разрабатываемых ступеней в условиях отсека, 4) разработка простого и надежного метода рас- чета5позволяющего оценить целесообразность применения ступени, малочувствительной к величине периферийного зазора, и определить ее оптимальные геометрические характеристики.
Решению этих задач посвящены отдельные разделы работы. Методика экспериментального исследования приведена в приложении.
Работа проведена на основании постановления Государственного Комитета СССР по науке и технике, Госплана СССР и АН СССР от 12.12.80 г. В 474/250/132 согласно подпрограмме О.ОІ.ОІ.Ц целевой комплексной программы 0.Ц.002.
Работа выполнена на кафедре турбиностроения ХІІИ км.В.И.Ленина под руководством доктора технических наук, профессора Левиной Марии Ефремовны. Автор выражает глубокую благодарность научному руководителю, кандидатам технических наук Фролову Борису Ивановичу и Гродзинскому Владимиру Лазаревичу, а также ряду сотрудников кафедры, помогавшим ему в работе.
Обзор литературы по влиянию геометрии ступени на радиальный градиент давления и связанное с этим изменение экономичности
Рассмотрим уравнение радиального равновесия где производная характеризует радиальный градиент дав с/7 ления. in Как видно из уравнения (I.I), для уменьшения "тг в межвен-цовом зазоре вплоть до нуля необходимо уравновесить центробежную силу окружной составляющей скорости рСи1% силой инерции от радиального ускорения О Мл- , поскольку лопаточная сила в межвенцовом зазоре отсутствует. Для того, чтобы радиальное ус dCn корение /7Т было соизмеримо с ускорением от окружной составляющей скорости, необходимо заметное искривление меридиональных лидий тока. Все способы управления радиальным градиентом давления в турбинной ступени заключаются в таком воздействии на поток, в результате которого происходит вышеуказанное искривление линий тока.
Способы управления радиальным градиентом давления могут быть классифицированы следующим образом: I) меридиональное профилирование границ потока, 2) нерадиальная установка направляющих лопаток, 3) закрутка направляющих лопаток, 4) комбинация указанных выше способов, 5) другие методы управления градиентом давления. Рассмотрим каждый из них. На возможность изменения распределения давления в межвенцо вом зазоре при профилировании меридиональных границ потока указывал Флюгель / 7 /. Однако до 50-х годов теоретическое обоснование этого явления не изучалось.
В 50-е годы ряд отечественных организаций, таких как ХЇЇИ, ЛКИ, ЛПИ, МЭИ независимо друг от друга начали проводить работы по теоретическому обоснованию и созданию ступеней со сниженным градиентом давления в межвенцовом зазоре.
Большой объем исследований выполнен в цикле работ ХШі имени В.И.Ленина / 8-ІІ /. В них теоретически получены уравнения меридиональных границ, позволяющие достигнуть необходимое искривление линий TOKS, исследовано влияние различных геометрических параметров ступени на величину радиальной скорости. Теоретические разработки были проверены экспериментально в ступенях с различным отношением в/і ( а,55; 7,5; 10; 19 /. Результаты экспериментов показали, что меридиональным профилированием можно эффективно управлять градиентом давления в межвенцовом зазоре, однако устойчивый выигрыш к.п.д. у таких ступеней наблюдался только в ступенях с короткими лопатками (Л/с = 19), где определяющую роль на потери в турбинной ступени играет утечка в периферийные зазоры.
Независимо от работ ХПИ, Ю.И.Митюшкин получил уравнение гиперболоида Еращения для межвенцового пространства / 12-14 /, провел эксперименты на ступенях и кольцевых решетках, подтвердившие в ряде случаев теоретические выводы.
В то же время исследователи отмечали, что меридиональное профилирование границ ступени, обеспечивающее свободное движение закрученного потока, ведет к значительным технологическим трудностям, таким как изготовление рабочего колеса с искривленными (неодинаково) корневой и периферийной ограничивающими поверхностями. Применение же в ступенях с профилированными меридиональными границами сопловых аппаратов обычных рабочих колес не позволяет эф II фективно управлять потоком вследствие того, что цилиндрическая ограничивающая поверхность при взаимодействии со свободным движением закрученного потока неизбежно дает градиент давления / 7 /. Особые трудности возникают при конструировании многоступенчатых турбин. В этом случае / 10 / необходимо сопловой аппарат последующей ступени выполнять таким образом, чтобы радиальная составляющая скорости в нем меняла направление на противоположное на участке от входной кромки до выходной.
Стремление избежать указанных трудностей вызвало использование сопловых решеток с плоскими торцевыми стенками. Этому посвящены работы / 15-16 /. Плоские торцевые стенки приводят к устранению градиента давления внутри канала, однако при выходе из него и взаимодействии потока с кольцевыми бандажами рабочих колес градиент давления появляется. Кроме всего прочего, эти сопловые решетки дают дополнительные потери, связанные с их конструкцией, вследствие чего положительный эффект при испытании таких ступеней в лаборатории НЗЛ был получен только для колес Кертиса.
С целью использования в ступенях рассматриваемого типа рабочих колес с цилиндрическим бандажом в работе / 17 / предложена конструкция направляющих аппаратов с плоскими и наклоненными к оси сопла под углом ограничивающими торцовыми поверхностями. В этом случае форма линии тока, дающей устранение градиента давления может "вписаться" под цилиндрический бандаж.
Указанные технологические трудности ограничивают использование меридионального профилирования, несмотря на его эффективность. В настоящее время оно применяется либо в одноступенчатых турбинах, либо профилированию подвергается одна, в основном наружная граница / 18 /, либо профилирование преследует другие цели / 19 /.
Геометрические характеристики испытанных ступеней
Для решения поставленной задачи необходимо, чтобы каждый фактор (закрутка и наклон) независимо менялся на двух-трех уровнях. Это позволит выяснить наиболее эффективный из них, либо их наилучшее сочетание. Однако, как известно, потери в турбинной ступени во многом зависят от уровня реактивности и отношения D/a Поэтому результат может также зависеть от них.
Исходя из этого, исследовались ступени, имеющие различные отношения Ж, И/ = 8,з, D/P- 19 , различны!! уровень реактивности tpcp , различную закрутку и наклон сопловых лопатокГеометрические характеристики сопловых и рабочих решеток представлены в таблицах 2.1-2.4. Для удобства сопловые решетки с в/г =8,3 имеют буквенное обозначение, а решетки с В/ - 19 -числовое. Рабочие колеса имеют числовые обозначения, а также их комбинацию.
. Профили соп-ЛОЕЫХ лопаток всех решеток имеют упрочняющую надстройку (удлинитель). Профиля такого типа широко применяются в цилиндрах высоко го и среднего давления мощных паровых турбин, выпускаемых ведущими турбостроительными заводами.
Все исследованные сопловые решетки могут быть разделены на пять серий: 1) решетки / , К t L , г для ступеней с M/s8tQ и I, 2, 3 для ступеней с Ц/ = 19, тлеющие разную закрутку и радиальные выходные кромки лопаток; 2) решетки П. , / , для ступеней о Л/В = 8,3 и 4, 5 для ступеней с Л/В = 19. имеющие наклон выходной кромки порядка 8 и различную закрутку; 3) решетки /7 , О для ступеней с =8,3, имеющие наклон 16,9 и различную закрутку; 4) решетки Т , П , fl для ступеней с - 8,3 и решетки 1,4 для ступеней с Л/В = 19, имеющие незакрученные сопловые лопатки и различный наклон выходной кромки; 5) решетки L , Л , В t » Q Для ступеней с = 8,3 и решетки 2, 5 для ступеней с М/ = 19, имеющие одинаковую закрутку АоС/ = -6-7 и различный наклон выходной кромки.
Все решетки имеют приблизительно одинаковый (отличающийся погрешностью сборки ) угол ОС і на среднем радиусе. В решетках с Л/В = 8,3 оС,ср = 13,5, а с Л/8 = 19 - 11,5. Комбинация перечисленных решеток с рабочими колесами дает различный уровень реактивности ступеней. Рабочие колеса J5 I и I" 2 для ступеней с м/с = 8,3, имеющие угол JS ffp = 19,6 обеспечи вают реактивность J p = 0,24-0,25. В ступенях, где закон рас пределения по радиусу углов fit Sr СО/76І » использовалось рабо чее колесо $2, а в ступенях с законом закрутки, близким к Си% = COflStу - рабочее колесо № I. Рабочее колесо № 3 с В/8 = 8,3 имеет угол fiicp 2 » что обеспечивает пониженную реактив ность на среднем радиусе рср = 0,02-0,05. Следует заметить, что это колесо проектировалось из условия отсутствия диффузорных участков в каналах.
В ступенях с Л/ «= 19 рабочие колеса имеют незакрученные лопатки постоянного профиля, отличающиеся друг от друга углом установки лопаток. Так, в рабочем колесе )Ь I угол установки обеспечивает угол выхода $гср I5 Jop 0,23), в рабочем колесе № 2 - $гср - 18 ( Д,р - 0,13), в рабочем колесе В 3
- Аср - 21 ( ЛР = 05) Очевидно, что по РСр исследованные ступени могут быть подразделены на ступени с относительно высокой реактивностью, характерные для проточных частей современных паровых турбин, и ступени с пониженной, близкой к нулю реактивностью на среднем радиусе, которые являются базой для отработки высокоэкономичной ступени, малочувствительной к величине периферийного зазора.
Выбранный диапазон Ц/ характерен для изменения этого параметра в ЦВД и первых ступенях ЦСД мощных пароЕых турбин. Масштаб моделирования 1:2,15.
Характеристики испытанных ступеней
Исследовалось пять ступеней: T-I, Т-3, Р-2, Р-3 и -3, геометрические характеристики которых приведены в таблицах 2.1-2.2. Эта серия ступеней обеспечивала изменение уровня реактивности, а значит и корневой реактивности, как у ступени традиционного исполнения, так и у ступени со сниженным градиентом реактивности, а также сравнение ступеней с различным способом снижения реактивности в условиях диафрагменной протечки.
Исследования проведены при радиальном зазоре над бандажом Ьр = 0,75 мм, открытом осевом зазоре S e - 2 мм, меявен-цовом расстоянии к = 7,5 мм и осевом корневом зазоре и = = 2 мм. Схема проточной части и методика проведения экспериментов приведены в приложении.
Разгрузочные отверстия заглушены. Очевидно, что в этом случае вся диафрагменная протечка попадает в проточную часть через корневую щель. Величина протечки регулировалась числом усиков диафрагменного уплотнения. Кроме того, проводились опыты при полностью заглушённом диафрагменном уплотнении /% - oto)
В таблице 3.1 для всех ступеней приведены данные относительного расхода через диафрагменное уплотнение & цs Su/G % максимальные значения к.п.д. /?. „„ , определенные на основа GI/71QX нии регрессионного анализа (ом.приложение), и падение к.п.д. А О- при уменьшении числа гребешков в уплотнении от до Z ,
Величина Л @i складывается из двух основных составляющих: I) дросселирования потока протечки до давления в корне мзжвенцо-вого зазора; 2) комплекса потерь, связанных с попаданием сдроссе-лированного потока в проточную часть.
Если считать, что поток протечки полностью теряется, то величина потери от диафрагменной протечки может быть оценена
Однако диафрагменная протечка возвращается в проточную часть, но полезной работы не совершает, а дает вторую составляющую потерь 5 иь Значения ду и 5 іц также приведены в таблице 3.1.
На рис. 3.1 нанесено суммарное падение к.п.д. испытанных ступеней и падение к.п.д., которое имело бы место, если бы диафрагменная протечка не возвращалась в проточную часть, в зависимости от величины диафрагменной протечки. всех испытанных ступеней практически одинакова, то различие в суммарном падении к.п.д. их определяется составляющей Ъщ »
2) для ступеней одного типа (с закруткой, близкой к закону Сц % s СОНМ , т-1 и Т-3 и со сниженным градиентом реактивности Р-2, Р-3 и S-3 )характерным является факт увеличения потерь при снижении уровня реактивности в ступени;
3) для ступеней с одной и той же реактивностью на среднем радиусе ступени со сниженным градиентом реактивности, несмотря на то, что корневая степень реактивности у них выше, имеют боль шее падение к.п.д. при одной и той же протечке &ац .
Все это говорит о том, что главное влияние на. потери от диа-фрагмеяной протечки оказывает не степень реактивности в корне, а общий уровень реактивности в ступени и градиент реактивности.
Необходимо отметить, что сравнение ступеней целесообразней вести не при одинаковой величине Gay а при одном и том же числе усиков диафрагменного уплотнения 2 . В этом случае разница в к.п.д. между ступенями с закруткой C I COn-jt и ступенями со сниженным градиентом реактивности несколько уменьшается и не превышает 0,1-0,2 % при имевших место в опытах значениях &ду
Геометрические характеристики исследованных ступеней и трехзвенников
Ступени с п/е = 8,3. С целью определения периферийного зазора, с превышением которого ступень, малочувствительная к величине периферийного зазора, имеет преимущество перед ступенью традиционного исполнения, исследовалась серия, составленная из следующих ступеней: I) ступень T-I - традиционная ступень; 2) ступень Т-3, где снижение периферийной степени реактивности (малая чувствительность к величине радиального зазора) достигается снижением общего уровня реактивности ступени; 3) ступень Р-3, где также снижается и градиент реактивности путем только обратной закрутки; 4) ступень ft-3 , где градиент реактивнопределяемого по формуле j j— где Ор - радиальный периферийный зазор; SQQ- осевой открытый зазор; Z -число усиков уплотнения; с -высота лопатки. Чтобы не затенять рисунок, экспериментальные точки не приведены.
Рис.4.1 показывает, что ступень Т-3, где уровень реактивности снижается при неизменном градиенте ее,становится равяоэконо-мичной ступени T-I при bfip 2 %. Если, кроме уровня реактивности снижается еще и радиальная разность ее, например, путем обратной закрутки или тангенциального наклона, то о?ір$ уменьшается до 1,2 - 1,3 %9 Когда же применяется комбинированный прием снижения радиальной разности реактивности, то 5прэ может уменьшиться до 0,8 %, Следует отметить, что не всякая комбинация обратной закрутки и наклона даст такой эффект. Например, ступень Q-3 , имеющая зависимость tyc = H&np) даже б0 лее пологую, чем ступень S-3 , имеет &прэ - 1,3 %, Это подчеркивает важность задачи определения оптимальной комйинации закрутки и тангенциального наклона.
Ступени с D/6 = 19. Исследовались ступени II, 12, 13, имеющие различный уровень реактивности и сопловую решетку с законом закрутки, близким к С uts con-it, а также ступени 33 (с пониженной и выравненной по радиусу реактивностью путем применения обратной закрутки) и 53 ( отличается от 33 тем, что применен комбинированный прием выравнивания реактивности по радиусу) . Распределение реактивности и потерь в этих ступенях представлено в разделе 2. Зависимость к.п.д. их от 8пр приведена на рис.4.2.
ости снижается путем только тангенциального наклона; 5) ступень
Как и рис. 4.1, рис.4.2 иллюстрирует заметное уменьшение зависимости к.п.д. ступени от величины периферийного зазора при снижении периферийной степени реактивности. Ступень II, у которой на среднем радиусе J p - 0,23, имеет к.п.д. ниже, чем ступень 12 с Jcp = 0,13. Поскольку J& у ступени 12 около нуля, то за исходную примем ступень 12.
Рис.4.2 подтверждает вывод о том, что дальнейшее снижение уровня реактивности должно сопровождаться снижением ее градиента. Так, ступень 13, имеющая отрицательную реактивность в корне, имеет довольно большое значение OffpS = 3 %.
Другое важное следствие то, что ступени 33 и 53 с выравненной реактивностью по радиусу имеют преимущество перед ступенью I2jB отличие от ступеней с В/ - 8,3, при любом реально возможном периферийном зазоре.
Третий вывод тот, что разница к.п.д. ступеней 33 и 53 не превышает 0,2 -0,4 %, что говорит о малом влиянии способа воздействия на градиент реактивности в ступенях с короткими лопатками. Это подтверждается и результатами траверсирования (см. раздел 2).
Трехзвенники с = 8,3. В разделе 4.2 было показано, что комбинированный прием устранения радиальной разности реактивности в ступени, малочувствительной к величине периферийного зазора, позволяет существенно расширить диапазон этих зазоров, где целесообразно применять такую ступень.
Однако эти выводы сделаны без учета использования выходной скорости. Поскольку понижение реактивности в ступени со сниженным градиентом реактивности осуществлялось путем увеличения уг ла Vonn » то потеря с выходной скоростью у нее увеличена не только за счет окружной, но также и за счет осевой составляющей.
У ступени T-I, например, к.п.д. при осевом зазоре 50С = I мм и радиальном при трех уплотняющих усиках О р = 0,75 мм составляет 86,3 %, а у ступени А? 3 - 85,8 %. В то же время по данным траверсирования потеря с выходной скоростью у ступени T-I составляет = 3,98 %, а у ступени ? 3» І =5,24$ Это говорит о том, что при полном ее использовании к.п.д. fa у ступени S -3 будет выше, что позволит еще более уменьшить радиальный зазор, при котором ступени T-I и S-3 равноэконо-мичны.
Поскольку оценка использования выходной скорости может быть сделана только на основании эксперимента исследовались три трехзвенника: 1) T-I- $ - традиционная ступень с задним сопловым аппара том с практически осевым входом по высоте (походный вариант); 2) S-5-S ступень, малочувствительная к величине перифе рийного зазора, с тем же задним сопловым аппаратом; 3) S-3-Z ступень, малочувствительная к величине ради ального зазора, с задним сопловым аппаратом с переменным по вы соте углом входа.
