Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Состояние вопроса. постановка задачи исследования 11
1.1. Экспериментальные исследования в ступенях с БЛД 11
1 Л.І.Течение в РК ступени ЦК с БЛД 12
1.1.2. Нестационарный поток в БЛД ступени ЦК 14
1.1.3. Исследования влияния различных геометрических и режимных параметров на течение в БЛД 18
1.1.4. Особенности течения в малорасходных ступенях ЦК 27
1.2. Теоретические исследования течения в ступенях с БЛД 29
1.2.1. Расчеты течений в проточной части на основе теории пограничного слоя 31
1.2.2. Смешение потока в БЛД в радиальной плоскости 33
1.2.3. Расчеты вязкого потока на основе решения уравнений Навье-Стокса 34
1.2.4. Модели турбулентности 35
1.2.5. Современные коммерческие пакеты программ и их использование для расчета трехмерного вязкого потока 46
1.3. Постановка задачи исследования 50
ГЛАВА 2. Методика расчетно-теоретического исследования турбулентного потока в БЛД ЦК 53
2.1. Основные уравнения 53
2.2. Модель турбулентности 56
2.2.1. Пространственная модель турбулентного обмена Н.И. Булеева.. 56
2.22. Анизотропия турбулентного обмена. Струйная турбулентность. 60
2.2.3. Линейный масштаб турбулентности 61
2.2.4. Пристенные функции 68
2.2.5. Учет турбулентности втекающего потока в БЛД 71
2.3. Граничные условия 73
2.4. Построение сетки 79
2.5. Численный метод 83
2.5.1. Основные уравнения в обобщенных криволинейных координатах 83
2.5.2. Интегрирование по времени основных уравнений 87
2.5.3. Пространственная дискретизация основных уравнений 91
2.5.4. Ускорение сходимости 96
2.6. Обработка расчетных данных 102
ГЛАВА 3. Анализ и сравнение расчетных и экспериментальных параметров потока, энергетических показателей БЛД ЦК 104
3.1. Влияние неравномерного на входе потока в меридиональной плоскости на течение в БЛД малорасходной ступени 104
3.2. Сравнение расчетных и экспериментальных параметров потока в БЛД малорасходной ступени на номинальном режиме ее работы 107
3.3. Сравнение результатов расчета вязкого потока с опытными данными для БЛД среднерасходной ступени ЦК 109
3.4. Анализ экспериментальных и расчетных параметров потока и энергетических показателей БЛД малорасходной ступени с ФР=0,011 117
3.5. Параметры потока и энергетические показатели БЛД малорасходной ступени с ФР=0,011 по данным эксперимента и расчета с учетом
турбулентности втекающего потока 127
3.6. Анализ и сравнение экспериментальных данных с результатами расчетов неравномерного по шагу в относительном движении потока 137
3.7. Численное моделирование неравномерного по шагу в относительном движении потока в БЛД малорасходной ступени с Фр=0,011 147
3.8. Выводы и некоторые рекомендации по расчету вязкого потока в БЛД ЦК 150
ГЛАВА 4. Анализ влияния геометрических и режимных параметров на характер течения и потери в блд мало расходной ступени с фр =0,011 152
4.1. Анализ влияния относительной ширины БЛД b3/b2 =0,84...1,35 152
4.1.1. Особенности течения при различных углах потока а2 на выходе из РК 152
4.1.2. Энергетические характеристики БЛД 167
4.2. Особенности течения и энергетические характеристики профилированного диффузора БЛД1,2П 188
4.3. Влияние числа Рейнольдса на энергетические характеристики БЛД
с b3/b2=0,84 198
4.4. Анализ влияния числа Рейнольдса и шероховатости поверхности стенок для БЛД 1,2П 205
4.5. Влияние числа Маха на энергетические характеристики БЛД 1,2П... 211
4.6. Влияние коэффициента теоретического напора малорасходного колеса на потери в БЛД 213
4.7. Обобщения и рекомендации по проектированию БЛД малорасходных ступеней ЦК 223
Заключение '. 228
Список литературы
- Нестационарный поток в БЛД ступени ЦК
- Пространственная модель турбулентного обмена Н.И. Булеева..
- Сравнение расчетных и экспериментальных параметров потока в БЛД малорасходной ступени на номинальном режиме ее работы
- Энергетические характеристики БЛД
Введение к работе
Широкое применение турбокомпрессоров в различных технологических процессах в энергетике, металлургии, машиностроении, химической, нефтеперерабатывающей, газовой и других отраслях промышленности обуславливает интенсивное развитие отечественного компрессоростроения. Опыт успешной эксплуатации компрессоров, обладающих высокими коэффициентами полезного действия, малыми удельными массогабаритными показателями, отсутствием загрязнения маслом компримируемого продукта, равномерностью подачи и высокой надежностью определил существующую в настоящее время тенденцию внедрения их в различные технологические процессы во всем диапазоне конечных давлений, вплоть до высоких и сверхвысоких.
Расширение сфер применения ЦК сопряжено с необходимостью совершенствования их технико-экономических показателей, повышением требований к динамической прочности, надежности, широкой зоне устойчивой работы. Это, в первую очередь, относится к компрессорам высокого и сверхвысокого давления, нагнетателям природного газа, а также турбокомпрессорам нефтегазового комплекса и химического производства.
В связи с большой энергоемкостью компрессорных машин, связанной с их большой массовой производительностью, важным является повышение их максимального КПД. Так же актуальны вопросы расширения диапазона экономичной работы компрессора при изменении производительности, что может осуществляться путем выбора соответствующей конструкции проточной части компрессора. Как показывает опыт, наиболее широкую зону устойчивой работы и наиболее пологую характеристику КПД имеют ступени с безлопаточными диффузорами. Компрессоры со ступенями такого типа имеют еще ряд преимуществ: дешевле и проще их изготовление, более равномерное распределение давлений за рабочим колесом способствует повышению динамической прочности ротора. Поэтому важны и необходимы научно-исследовательские работы, направленные на повышение КПД ступени с безлопаточными диффузора- ми. Повышение эффективности работы БЛД может достигаться как за счет снижения потерь в самом диффузоре, так и за счет согласования оптимальных режимов работы колеса и диффузора.
Проточные части турбокомпрессоров высокого и сверхвысокого давления построены преимущественно на малорасходных ступенях. Поэтому актуальными являются исследования малорасходных ступеней с БЛД очень малой относительной ширины 0,01
0,01<Ф<0,02.
Совершенствование компрессорных машин требует проведения комплексных научно-исследовательских работ по улучшению аэродинамики проточной части. Трудоемкость и постоянное удорожание экспериментальных исследований, требующих уникального оборудования, вызывает необходимость создания надежных расчетно-теоретических методов. Причем требуется развивать как инженерные методики, пригодные для использования в САПР и основанные, как правило, на интегральном подходе, так и дифференциальные методы, требующие больших вычислительных затрат, но позволяющие исследовать более детально физическую картину течения в проточной части и, наряду с экспериментальными работами, стать основой для разработки практических рекомендаций и инженерных методик.
Настоящая работа является продолжением исследований ступеней ЦК с БЛД, проводимых на кафедре КВХТ СПбГПУ. Исследования проводились в рамках совместной работы между Российским фондом фундаментальных исследований и Немецким научно-исследовательским обществом (проекты РФФИ-ННИО № 96-01-00091-а и № 01-01-04001-а). Целью данной работы является разработка методики численного моделирования трехмерного турбулентного вязкого сжимаемого потока в БЛД на основе решения полных уравнений Навье-Стокса, исследование с ее помощью влияния различных геометрических и режимных параметров на работу диффузора. Результатом данной работы являются рекомендации по проектированию БЛД малорасходных ступе- ней с целью повышения их эффективности.
Работа состоит из четырех глав и заключения. Материал работы изложен на 147 страницах текста, в 12 таблицах и проиллюстрирован 88 рисунками. Список литературы содержит 105 наименований. В первой главе приведен обзор работ, посвященных экспериментальным и теоретическим исследованиям течения в БЛД. В заключительном разделе первой главы формулируются основные задачи настоящего исследования.
Вторая глава посвящена разработанной методике расчетно-теоретическо-го анализа трехмерного вязкого сжимаемого потока в БЛД, основанной на решении уравнений Навье-Стокса методом контрольного объема. Особое внимание уделено выбранной модели турбулентности и постановке граничных условий. Подробно описан алгоритм численного решения системы исходных уравнений.
В третьей главе представлена обширная апробация разработанной методики применительно к БЛД ЦК ступеней малого и среднего расхода путем сравнения результатов расчетов с экспериментальными данными отечественных и зарубежных исследователей. Доказывается возможность использования разработанной методики в ходе проектирования БЛД ЦК и диагностики зоны их устойчивой работы.
В четвертой главе изложены полученные результаты численного исследования влияния геометрических (b3/b2, D4/D2, шероховатости поверхности) и режимных (угла потока на выходе из РК сс2, чисел Рейнольдса и Маха) параметров на работу и энергетические характеристики БЛД малорасходной ступени с ФР =0,011. Предложена меридиональная форма профилированного БЛД, обеспечивающего высокие энергетические характеристики при сохранении зоны устойчивой работы до 50%. Сделаны основные выводы по результатам исследования и даны практические рекомендации по проектированию БЛД ЦК.
В заключении диссертации сформулированы выводы по результатам выполненной работы.
Нестационарный поток в БЛД ступени ЦК
Нестационарный поток в БЛД ступени ЦК Обширные исследования нестационарных процессов в центробежных компрессорах нашли свое отражение в [52], [23]. В [52] изложена физическая модель нестационарного течения в проточной части центробежного компрессора. Даже на режимах устойчивой работы течение в элементах проточной части ЦК носит нестационарный характер. Помимо случайных флуктуации параметров нестационарного потока, обусловленных турбулентным характером течения и отрывными явлениями, всегда присутствуют периодические флуктуации, вызванные наличием неподвижных и вращающихся лопаточных аппаратов.
Окружная неравномерность, создаваемая неподвижными элементами (ЛД, улиткой, сборной камерой) и шаговая неравномерность за РК приводят к тому, что течение имеет периодически нестационарный характер как в относительной, так и в абсолютной системе координат, причем возмущение, вносимые в поток элементами проточной части могут распространяться как вверх, так и вниз по потоку [22].
На режимах малой производительности, предшествующих помпажу, как правило, возникает вращающийся срыв, который определяет границу зоны устойчивой работы по расходу. Интегральные характеристики ЦК не претерпевают резкого изменения на режимах малых расходов.
Детальные исследования нестационарных процессов в модельных и натурных ступенях компрессоров показали, что увеличение окружной скорости вращения и2 сдвигает границу вращающегося срыва в область больших расходов. Аналогичная тенденция появляется и с увеличением напорности колеса. Граница вращающегося срыва сдвигается в сторону больших коэффициентов расхода с ростом Re при постоянном М [42]. Учет этих тенденций важен при проектировании мощных высокооборотных ЦК и компрессоров высокого и сверхвысокого давления.
В качестве инициатора вращающегося срыва может выступать любой из элементов проточной части при возникновении в этом элементе пространственного отрыва потока. Для элементов типа БЛД критерием срыва считают угол наклона пристеночной линии тока.
Возможность возникновения отрыва пограничного слоя в БЛД, перемещения зон отрыва с одной стенки БЛД на противоположную на режимах малых расходов была доказана теоретически и экспериментально в работах отечественных [40], [17] и зарубежных [89], [57] авторов. Теоретическая модель, разработанная в [89] на основе экспериментальных исследований, связывает возникновение вращающегося срыва с отрывом пограничного слоя на стенках БЛД.
Сопоставление определенных теоретических углов ос2 при которых возможно образование отрыва в БЛД, с результатами экспериментального исследования вращающегося срыва в ступени промежуточного типа позволило автору [26] сделать обоснованный вывод о том, что инициатором вращающегося срыва в ступенях ЦК с БЛД является именно БЛД.
Экспериментальные исследования, проведенные в [64] с БЛД различной относительной ширины, показали, что однозначной зависимости между углом сс2, соответствующим началу срыва, и шириной диффузора не наблюдается.
Это позволяет сделать вывод о том, что связь между отрывом пограничного слоя в БЛД и возникновением вращающегося срыва носит сложный характер, а теоретические методы расчета течения вязкого газа, основанные на полуэмпи 16 рических законах трения, могут привести к качественно различным результатам в зависимости от упрощающих допущений, принятых при анализе.
Работы [83], [84], [99], [91] посвящены экспериментальному исследованию вращающегося срыва в ступенях ЦК ВД с безлопаточными диффузорами различной радиальной протяженности, влиянию формы входного участка БЛД на возникновение вращающегося срыва и энергетические характеристики ступени. В работе [99] экспериментально исследовался вращающийся срыв в ступени ЦК ВД с РК (b2/D2=0,018, 0,024, 0,033) и БЛД с параллельными стенками (b3/b2=0,3...1,l) радиальной протяженностью D4/D2=l,45. Показано, что критический угол потока на входе в БЛД acrit для вращающегося срыва зависит не только от относительной ширины БЛД b3/D2, но и от отношения b3/b2. С уменьшением b3/b2 значения acrit увеличиваются, что противоречит тенденции, предсказанной по методу И. Сеноо. Согласно И. Сеноо, [100], критический угол потока на входе в диффузор, при котором возникает вращающийся срыв, определяется следующим образом: acrit= 88arev О-1) где arev - угол, при котором возникает отрыв потока в БЛД. По результатам расчета И. Сеноо пограничного слоя в диффузоре acrit уменьшается с уменьше нием b3/D2. В [99] выведена эмпирическая формула для критического угла по тока для вращающегося срыва: acrit=acrit(Senoo)+04,l-286,8b3/D2)(l-b3/b2). (1.2)
Одной из причин расхождения значений acrit в эксперименте [99] и расчетах И. Сеноо может быть, по мнению авторов [99], тот факт, что БЛД с Ь3/Ь2 1,0 получались смещением стенки диффузора со стороны покрывающего диска. Смещение оси БЛД относительно оси колеса приводило к увеличению неравномерности потока на входе в БЛД.
Пространственная модель турбулентного обмена Н.И. Булеева..
Пространственная модель турбулентного обмена Н.И. Булеева Для замыкания системы основных уравнений (2.1) - (2.3), (2.7) или (2.7) -(2.10) необходимо выбрать модель турбулентности. В настоящей работе используется пространственная модель турбулентного обмена Н.И. Булеева, [7].
Как и в модели Л. Прандтля [47], в [7] турбулентные движения рассматриваются как результат наложения неупорядоченных вихревых движений на некоторое основное статистически среднее движение. Каждый «турбулентный вихрь» с поперечным размером 2/ переносит порцию жидкости с поперечным размером / на расстояние также порядка /. Для удобства математического описания процесса переноса количества движения и теплоты предполагается, что из окрестности произвольной точки М, рассматриваемой в системе координат, движущейся со скоростью усредненного потока, вылетают во всех направлениях с одинаковой вероятностью порции жидкости (моли). Средний размер молей и средняя длина их пробега характеризуется линейным масштабом турбулентности L(M). В случае вынужденного течения жидкости в закрытом канале вдали от входного сечения масштаб L(M) в окрестности произвольной точки М определяется положением этой точки относительно стенок канала, [7]. Это допущение аналогично допущению, принятому A.M. Обуховым. Таким образом, Н.И Буле-ев полагает, что модуль характерной скорости движения моля С в окрестности точки М, пропорционален модулю деформации dC/dn поля скорости усред ненного движения в точке М и масштабу L в этой точке: C 2=cL2dC/dn , где
Турбулентные напряжения Tkn=-pv kv n и тепловые потоки qk=cppv kT соответствуют усредненным турбулентным потокам количества движения и теплоты, которые создаются пульсациями скорости v k через единичную площадку, движущуюся со скоростью усредненного потока в точке М. Скорость пульсационного движения моля жидкости, вылетающего из окрестности точки М, и пульсация температуры претерпевают на своем пути изменения из-за взаимодействия моля с окружающей средой и в окрестности точки М0 определяются как: (2.19) (2.20) v k (М0 )=C (M)cos(MM0 ,xk )f0 +[vk (M)- vk (M0 )}f, где f0, fj - функции, учитывающие взаимодействие моля с окружающей средой.
Для получения осредненных величин pvkv„ и cppvkT в точке М0 необходимо проинтегрировать выражения pv k (М0 )v n (М0 ) и cppvk(M0)T(M0) по окружающей пространственной области D с соответствующей весовой функцией ср(М-»М0), являющейся плотностью вероятности прохождения через точку М0 моля из окрестности точки М: р 4 = fpvKM0)vk(M0)cp(M- M0)dT, (2.21) Срр vjr = /Cppv; (М0 )Т (М0 )Ф(М- М0 )dx D D (2.22) Разностью осредненных скоростей движения моля на расстоянии длины про бега s= ММ, можно пренебречь по сравнению с величиной пульсационной скорости С (М), что позволяет считать множество направлений движения молей через точку М0 приближенно изотропным. Величина ф(М-»М0) полагается пропорциональной функции нормального закона: ф(М-»М0 )=к V27TI/(4 ЛБ2 хр {-(ks)2 /і , где к - средний коэффициент рассеяния молей, движущихся во всех направлениях в окрестности точки М0, обратно пропорциональный средней длине их свободного пробега L(M0). Поскольку диссипирующее действие стенок канала на пульсации скорости качественно обратно пропорционально расстоянию точки от стенок канала, то характерный линейный размер L(M) определяется интегрированием обратных расстояний от стенок канала: 1/Ь=(1/тс)/(1//)сЮ, (2.23) где / - расстояние рассматриваемой точки от стенок канала в направлении Q, рис. 2.1.а. Множитель 1/я в формуле (2.23) выбран так, чтобы для любой точки пространства по отношению к бесконечно протяженной плоскости формула (2.23) давала значение L, равное самому расстоянию рассматриваемой точки до плоскости, рис. 2.1.6. Полученные Н.И. Булеевым масштабы L близки к масштабам турбулентности в модели A.M. Обухова, найденным из условий локального подобия турбулентных процессов в различных областях потока жидкости. Для круглой трубы функция L(M) тождественна длине пути смешения Л. Прандтля /(М) с точностью до постоянного множителя: /(M)«0,44L(M).
Выражения для компонент тензора турбулентных напряжений и вектора турбулентного теплового потока получены Н.И. Булеевым в [7] на основе (2.21), (2.22) и приводятся к виду: -р УІ Ерей п/ахіКіреМ к/асіН рР (2.24) і=1 і=1 CpPvLT -ZCppefifdT/aCi), (2.25) i=l где Pkn - аналог турбулентного давления pv /3, EJ И sg - компоненты тензоров коэффициентов турбулентной диффузии количества движения єм и тепла єн. Выражения (2.24), (2.25) можно записать в тензорном виде:
Сравнение расчетных и экспериментальных параметров потока в БЛД малорасходной ступени на номинальном режиме ее работы
Сравнение расчетных и экспериментальных параметров потока в БЛД малорасходной ступени на номинальном режиме ее работы В работе [32] исследовался БЛД малорасходной ступени (b2/D2 =0,0286, b3/b2=0,84, D4/D2=l,7, D2=352MM) В составе промежуточной ступени с РК, поворотным коленом (b5/b4=l,4) и обратным направляющим аппаратом при окружной скорости вращения РК и2=200м/с. Меридиональная форма диффузора показана на рис. 3.2.а. Замеры параметров потока производились в 5-ти точках по ширине БЛД на диаметрах D/D2 =1,05 и D/D2 =1,7. Сравнение расчета вязкого потока в БЛД по разработанной методике с результатами экспериментального исследования для номинального режима работы ступени (ср2 =0,3,
Поток на входе в БЛД малорасходной ступени характеризуется неравномерным распределением радиальной составляющей скорости. Наблюдается быстрое выравнивание потока по ширине БЛД вследствие его ускорения при уменьшении ширины диффузора на входном участке. Течение в диффузоре не сопровождается появлением зон отрыва. Результаты сравнения показывают, что принятая пространственная модель турбулентного обмена Н.И. Булеева дает хорошее соответствие с экспериментальными данными в выходном сечении БЛД D/D2=l,7: расхождение расчетных и экспериментальных значений модуля абсолютной скорости составляет -3%, а полного давления - 1...1,5%. Для номинального режима работы наблюдаются завышенные значения расчетных энергетических характеристик БЛД на участке от D/D2=l,05 до D/D2=l,7 по сравнению с экспериментальными: гэксп =0,606, эксп О» , СЭксп= 3; Чрасч- » эрасч-" » Црасч-"" !"
3.3. Сравнение результатов расчета вязкого потока с опытными данными для БЛД среднерасходной ступени ЦК Для апробации методики расчета потока в БЛД среднерасходной ступени ЦК проведено сравнение с экспериментальными данными А.С. Нуждина [40], полученными на стенде ЭЦК-3 в СПбГПУ в ходе исследования типичных ступеней концевого типа средней расходности (Ф=0,055) с БЛД и РК Рл2=45 при окружной скорости и2=280м/с. Значения радиальной и окружной составляющих скорости на входе в диффузор задавались по экспериментальным данным в сечении D3/D2=l,05.
Течение потока в ступени с БЛД с параллельными стенками (b2/D2=0,049, b3/b2=l,0, D4/D2=2,0, D2=352MM) при Reu=7-105 и Mu=0,8 характеризуется наличием зоны отрыва на входе при D3/D2=l,05 у задней стенки БЛД. Возникновение зоны отрыва потока обусловлено, прежде всего,
Сравнение результатов расчета с опытными данными [32] на номинальном режиме работы ступени Ф=0,0312, а2«18. Открытые символы -расчетные данные, закрытые символы - экспериментальные данные работы [32]. характерным перекосом радиальной составляющей скорости в выходном сечении РК и возможным влиянием утечек по рабочему диску, направленных от периферии к центру для концевой ступени. Зона пространственного отрыва потока возникает уже на номинальном режиме работы ступени (ф2 =0,232, сс3 «18), рис. 3.4, и растет с уменьшением расхода, достигая 20% ширины БЛД на входе на минимальном режиме расхода (ф2 =0,145, а3«10), рис. 3.5.а. На рис. 3.4 приведено сравнение расчетных и экспериментальных распределений радиальной и окружной составляющих скорости на номинальном режиме расхода. Выполненный расчет вязкого потока для номинального режима работы ступени дает близкое к экспериментальному распределение составляющих скорости потока, но при этом не обнаруживает небольшую локальную зону отрыва на передней стенке БЛД при D/D2=l,35. В выходном сечении БЛД наблюдается близкое количественное и качественное соответствие картины течения, что, как уже было отмечено выше, подчеркивает малое влияние локальной зоны отрыва на выходные параметры потока и энергетические характеристики диффузора.
Согласно расчетным данным, рис. 3.5.а, на режиме минимального расхода при задании на входе в диффузор Cz=0 по ширине канала отрыв потока на входе в диффузор закрывается достаточно быстро и уже в сечении D/D2=l,2
наблюдается смещение потока к задней стенке диффузора из-за возникновения пространственного отрыва потока на передней стенке. По экспериментальным данным на задней стенке диффузора в сечении D/D2 =1,2 еще наблюдается низкоэнергетическая зона с радиальной составляющей скорости близкой к нулю, что свидетельствует о протяженности отрывной зоны вплоть до D/D2=l,2. Радиальная протяженность отрывной зоны на передней стенке БЛД D/D2 =1,2... 1,65 оказывается несколько больше экспериментальной, так как в эксперименте на диаметре D/D2=l,2 отрыв потока не зафиксирован.
Энергетические характеристики БЛД
Наилучшего количественного совпадения расчетного и экспериментального распределений радиальной составляющей скорости на минимальном режиме расхода удалось достичь при задании на входе в диффузор осевой составляющей скорости, отличной от нуля. На рис. 3.5.в приведено сравнение расчетного и экспериментального распределений радиальной составляющей скорости на режиме минимального расхода при моделировании Cz(z,(p) на входе в диффузор при помощи соотношения (2.55). Распределения осевой составляющей скорости на различных диаметрах по длине БЛД приведено на рис. 3.5.г. Максимум Сг на входе наблюдается у передней стенке БЛД, что соответствует dCz/dz=0. Затем производная dCr/dr уменьшается, а следовательно, уменьшается и dCz/dz. Минимум производной dCr/dr и минимум Cz наблюдаются на расстоянии -30% ширины БЛД от задней стенки. В отрывной зоне Cz=0 на 10% ширины канала, что соответствует точке минимума Сг. Непосредственно у стенки осевая составляющая скорости имеет положительный знак, что говорит о переброске потока. Таким образом, задание граничного условия для Cz по формуле (2.55) отражает реальное поведение потока: его «предысторию» до входа в БЛД и перестройку в меридиональной плоскости. Значения осевой составляющей скорости на входе оказываются на порядок меньше, чем величина абсолютной скорости С, уменьшаются по длине БЛД и практически равны нулю в выходом сечении БЛД. По данным расчета и эксперимента радиальная протяженность отрывных зон на обеих стенках БЛД и перестройка потока в меридиональной плоскости практически совпадают. Анализ расчетных и экспериментальных данных свидетельствует о том, что задание осевой составляющей скорости на входе в диффузор влияет на качественное и количественное описание картины течения в меридиональной плоскости, переброс потока со стенки на стенку, радиальную протяженность отрывных зон и величину отрыва потока. Наибольшим оказывается влияние входных условий для Cz на режимах мини мального расхода.
В работе [40] были проведены экспериментальные исследования течения в ступени с БЛД (b2/D2=0,049, b4/b2=0,785, D4/D2=2,0, D2=352MM) С криволинейной задней стенкой. Общий вид входного участка исследуемого БЛД приведен на рис. 3.2.6. Ширина диффузора в меридиональной плоскости изменяется от b/b2=l,l на диаметре D/D2=l,02 до b/b2 =0,785 на диаметре D/D2 =1,136. В этом диффузоре отрыв потока на входе не обнаружен ни на номинальном (ф2=0,228, а3«18), ни на минимальном ( р2=0,170, а3«Ю), рис. 3.6, режимах расхода вследствие ускорения потока на криволинейной стенке. На рис. 3.6 приведено сравнение расчетных и экспериментальных распределений радиальной и окружной составляющих скорости. На номинальном режиме работы ступени расчет вязкого потока не регистрирует локальную зону отрыва на передней стенке на D/D2=l,35, как и при расчете потока в БЛД с параллельными стенками. Следует отметить, что постоянство массового расхода в ходе эксперимента [40] не контролировалось и погрешность массового расхода в некоторых сечениях достигает 10% от его среднего значения, что может быть причиной расхождения расчетных и экспериментальных данных. В области D/D2 =1,65...2,0 по экспериментальным данным наблюдаются резкое падение среднего значения Си и несколько завышенное среднее значение Сг, а следовательно и увеличение массового расхода. При этом рост угла потока составляет (10...12), в то время как в БЛД с параллельными стенками на номинальном режиме работы ступени рост угла потока в рассматриваемой области составляется лишь (3...5)0. На диаметре D/D2=l,65 значения составляющих скорости практически совпадают, что свидетельствует о незначительном влиянии малого локального отрыва потока на его параметры в выходной области.
При расчете потока на режиме минимального расхода граничные условия для осевой составляющей скорости задавались при помощи соотношения (2.55). Расчет показывает наличие малой локальной зоны отрыва потока на передней стенке БЛД, протяженность которой практически совпадает с экспериментальной. По всей длине диффузора согласно расчетным и экспериментальным данным наблюдается смещение потока к задней стенке БЛД, причем максимальные расчетные и экспериментальные значения Сг совпадают.
Анализируя приведенные выше экспериментальные и расчетные данные для двух диффузоров, можно отметить, что различие окружных составляющих скорости в выходном сечении, а следовательно и энергетических показателей БЛД возрастает с уменьшением расхода ступени. Значения окружной составляющей скорости хуже всего совпадают на диаметре D4/D2=l,2. Это может объясняться наличием окружной неравномерности потока на выходе из колеса и, соответственно, потерями смешения на входном участке БЛД, которые не учитываются при расчете осесимметричного потока.
