Mwmiijcpciao Butwcro и среднего специального образования СССР
Московское ордена Ленина, ордена Октябрьской Революции
и ордена Трудового Красного Знамени
высшее icxmr-H-CKoe учили ще им. И. 3. Баумана
В. С. Б! КИЕВ
РАСЧЕТ ОСЕВОГО КОМПРЕССОРА
Методические указания по выполнению
курсовых и дипломных проектов
Москва
1981
Министерство высшего и среднего специального образования СССР
Московское ордена Ленина, ордена Октябрьской Революции
и ордена Трудового Красного Знамени
высшее техническое училище им. Н.ЭЛЗаумана
В.С.ЬЕКНЕВ
Утверждены
редсовстом МВТУ
РАСЧЕТ ОСЕВОГО КОМПРЕССОРА
Методические указа ни по выполнению
курсовых и дипло. шых проектов
Под редакцией Р.З.Тумашева
82733R
Ретрофона
Баумана
тяптекГ
И‘Я1
Данные методические указания издаются в соответствии
с учебным планом.	_________
Рассмотрены и одобрены кафедрой Э-3 -8.05.80 г.. Методи-
ческой комиссией факультета Э и Учебно-методическим управле-
нием.
Рецензент к.т.н. доп. Хмара В.Н.
Московское высшее техническое училище
им. Н.Э.Баумана
Материал оцифрован; отредактирован и
скомпилирован для облегчения учебного процесса
группы ЭЗ-72 МГТУ им Н.Э.Баумана в 2.008г. Все
авторские права остаются за издателями данного
пособия. Материал предназначен исключительно для
некоммерческого использования. Благодарности за
проделанную работу приветствуются
#31^-168-786
с уважением.,
Д. Арсентьев
07.11.2.008
Виктор Сергеевич Бекнев
Редактор Ю.Н.Хлебинский	Корректор Л, И. Малютина
Заказ /28	Объем 2,5п.л.(2,25уч.-изд.л.)	Тираж 200 экз. План 1980 г.»
Бесплатно	Подписано к печати 12.01.31 г.	№ 12 доп.
Типография МВТУ. 107005, Москва, Б-5, 2-я Бауманская, 5.
ВВЕДЕНИЕ
Осевые компрессоры кашли весьма широкое применение в
авиационных, судовых и локомотивных газотурбинных двигате-
лях (ГТД), в стационарных газотурбинных установках (ГТУ)
открытого цикла, используемых для привода электрогенераторов
на электростанциях и нагнетателей на магистральных газопро-
водах при пер?качке природного газа, а также в установках
замкнутого цикла, в которых рабочим телом служат инертные
газы или их смеси. КПД ГТД сильно зависит от КПД компрес-
сора.
На рис. 1 приведены
зависимости адиабатических
КПД лопаточного аппарата
большой группы стационар-
ных дозвуковых осевых
компрессоров от 77 лопа-
точного аппарата. Кривые на
рис. 1а соответствуют не-
скольким значениям политро-
пического КПД £поЛ , они -
построены при К “ 1,4 по
«Ьормуле к,-1
.— ъ	ъ
?ЛА’77Д^-Г'
Политропический КПД
лопаточного аппарата совре-
менных дозвуковых осевых
компрессоров достигает
0.9-0,92, к этому же значе-
нию подходит КПД дозвуко-
вой ступени в оптимальных	рнс ,
условиях работы.
Расчет компрессора любого назначения содержит следую^
щие основные разделы:
•1. Техническое задание.
2.	Выбор основных параметров и предварительный расчет
проточной части по средней линии тока.
3.	Приближенный расчет универсальной характеристики
компрессора.
3
4.	Предварительный поступе|гчатый расчет компрессора по
средней лини» тока.
5	Расчет параметров потока в межвенповых зазорах.
Профилирование решеток для обеспечения заданных тре-
угольников скоростей.
7.	Уточненный посту пенчатый расчет компрессора.
1.	ТЕХНИЧЕСКОЕ ЗАДАНИЕ
*	При анализе области использования, схемы и ко: шоковкн
газотурбинного двигателя и при расчете его никла выясняются
основные требования, которым должен удовлетворить проектируе-
мый компрессор.
К числу заданных условий относятся:
1)	физические характеристики рабочего тола: показатель
адиабаты К =	, газовая постояннаяКг , коэффициенты дина-
Су ,
мической вязкости/Ц, и теплопроводности;
2)	физически расход рабочего тела во входном сучении
входного патрубкаи все отборы и добавления рабочего тола в
указанных сечениях проточкой части;
8)	параметры заторможенного потока во входном сечении
входного патрубка	Для авиационных ГТД могут быть
заданы высота и скорость поло га Н я ;
4)	степень повышения давления Пи параметрам заторможен-
ного потока
7Г* = —
"к р*
го
на выходе из выходного патрубка к на входе во входной патрубок
(рис. 16);
5)	тип и форма патрубков в зависимости от кезнлчония ГТД.
Для авиационных ГТД обычно используются осевмо патруб-
ки на входе и выхода из лопаточного аппарата. В транспортных
и в стационарных ГТД часто применяются патрубки с поворотом
потока на 90° для обеспечения подвода и отвода рабочего тела
из лопаточного аппарата компрессора.
Кроме заданных условий обычно указывается ожидаемый
уровень адиабатического КПД компрессора по параметрам
заторможенного потока, требуемый коэффициент запаса устойчи-
вой работы Ку по характеристике компрессора, а также число
оборотов П. ротора компрессора. Число оборотов должно быть
вы рано с учетом условий работы газовой турбшпя, расположен-
ной на одном валу с проектируемым компрессором, а также с
учетом электрического генератора, если он располагается на
том же валу.
Указываются требования по габаритам и массе, а также
технологические условия изготовления деталей.
2.	ВЫБОР ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ КОМПРЕССОРА
И ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЙ РАСЧЕТ ПРОТОЧНОЙ ЧАСТИ
ПО СРЕДНЕЙ ЛИНИИ ГОКА
Обычно при расчете компрессора сначала выбирают его
основные параметры с учетом накопленного опыта проектирова-
ния компрессоров различного назначения. Затем оценивают га-
баритные размеры проточной части, длины лопаток первой,
средней и последней ступеней, удлинения лопаток, КПД комп-
рессора и мощность его привода.
К основным параметрам осевого компрессора в первую
очередь относятся параметры его 1-й ступени:
“ окружная скорость конца рабочей лопатки, м/с;
Q - осевая скорость на среднем радиусе на входе в
ступень, м/с;
1 Т >
—------ - относительный диаметр втулки на входе в рабочее
колесо;
“ Нт
И =—~~~ - кс У, «финне нт напора;
К - кинематическая степень реактивности;
- КПД ступени.
затем оцениваются число ступеней компрессора, потери
во входном и выходном патрубках; выбираются форма проточной
части и распределение коэффициентов расхода и напора, КПД и
степени реактивности по ступеням компрессора.
2.1. Выбор основных параметров компрессора
В настоящее время все более заметно проявляется тенден-
ция к сближению параметров осевых компрессоров различного
назначения. Компрессоры авиационных и транспортных ГТД
практически подошли к газодинамическому пределу пропускной
способности сечения проточной части на входе в 1-ю ступень.
Дальнейшее повышение расхода будет связано не с газодинами-
ческими параметрами, а с увеличением высот лопаток, что
ограничивается прочностным^ характеристиками современных
материалов.
5
Окружная скорость конца рабочей лопатки. Условно разли-
чают три типа осевых компрессоров:
а)	дозвуковые компрессоры, у которых число / /w, на
конне рабочей лопатки не превышает 0,9;
б)	околозвуковые компрессоры, у которых / 7изложит в
пределах 0,9	. и .
в)	сверхзвуковые компрессоры, у которых 1,1-*- / lw£l,4.
Значения окружной скорости (4^ копия лопатки для «тих
компрессоров соответственно лежат в пределах 250-3**0,
360-440, 450-490 м/с.
С увеличением числа КПД ступени обычно уменьша-
ется. Сохранение КПД околозвуковой ступени на высоком уров-
не КПД дозвуковых ступеней требует перехода к специальному
профи.шрованмю решеток для работы на около- и сворх-звуковых
скоростях потока. Кроме числа	выбор влияет проч-
ность ротора, лопаток и дисков или барабана. Только рациональ-
ное сочетание газодинамических и прочностных требований дает
возможность правильно выбрать • Если задана частота вра-
щения ротора Ki, то окружная скорость определяется по
формуле^	о >
... -V 3,^ G ft.2
V 900CA,f,(1-^) '
Осевая скорость на среднем радиусе на рходо в компрес-
сор выбирается с учетом потерь в 1-п ступени и во входном
патрубке, а также с учетом прочности рабочих лопаток и про-
пускной способности 1-й ступени.
Уменьшение^, до О Л н ниже приводит к уменьшению ,
yrnajSj и к увеличению относительного изменения угла атаки (,
при изменении режима работы ступени, что сужает ее диапазон
устойчивой работы.	_
Увеличение Qa вправо от Саолгпри тех же 1Лк и П приво-^
дит к росту потерь в. ступени и в патрубке, но дает увеличение^
и снижение длины лопатки.
В современных конструкциях осевых конгрессе оов в ГТ У
открытого никла обычно принимают 0.15 5?	0,65,
Если нет ограничений по числу , как это бывает
при малых окружных скоростях или при работе, например,_с ге-
лием, то коэффициенты расхода могут быть увеличены до С#1*
при одновременном увеличении коэффициентов напора,
поскольку в этом случае сохраняется высокое качество решеток.
Относительный диаметр oli втулки рабочего колеса 1 -Й сту-
пени обычно дыбирают в про-
долах 0,3	о{, £ 0,6 (рис. 2).
При уменьшении уве-
личиваются трудности с раз-
мешенном рабочих лопаток на
ободе колеса, снижается
жесткость ротора. Кроме то-
го, при малых cfj желательно
снижать расчетный напор во
втулочных сечениях для полу-
чения приемлемых значений
углов поворота потока. Ма-
лые значения 0,3 встре-
чаются чаще всего в вентиля-
торных ступенях двухконтурных
двигателей. Лопатки таких ступеней делают двухъярусными, со
своим законом профилирования для каждого яруса и с раздели-
тельным кольцом, образованным полками лопаток между ними.
Коэффициент напора ЧТ) выбирается исходя из допустимых
чисел Му/^^^среднем радиусе ступени при выбранных выше
значениях	и , а также достаточного запаса по устой-
чивости работы при приемлемых густотах решеток.
В дозвуковых компрессорах ..оэффиниент напора 1-й ступе-
ни обычно лежит в пределах 0,15-0,25 при постоянном по радиу-
су напоре Hr • Соотношение между числами /Мм^для *ZcP и
определяется при задании "закона закрутки" лопаток по радиусу.
Изменение чисел Мс, по Р^’гусу зависит от рас-
пределения степени реактивности и напора Нт * а также абсо-
лютной скорости по радиусу.
Кинематическая степень реактивности
Г? Cui + Сц? _ Л Сиер
Кинематическая степень реактивности влияет на КПД ступени и
на ее напор при заданных значениях A7w, и От значения R
зависит форма треугольников скоростей в ступени. На рис. 3
изображен треугольник скоростей при сйг < с*,.
Симметричные треугольники скоростей соответствуют'
R - 0,5. В этом случае решетки рабочего колеса и направляю-’
того аппарата работают в одинаковых условиях, требуется вход-
ной направляющий аппарат (ВНЛ) для создания закрутки по вра-
щению. При осевом входе (роз ВНЛ) степень реактивности R.
в ир* »• .их R,  0,7-0,8 и определяется напором ступени.
8
Такие ступени нашли при? к•ш-’нке в качеств*? первых ступеней
около- и сверхзвуковых компрессоров. Отсутствие ВПА сушест-
f?
пенно снижает шум компрессора. ирм *х 1	-г--я закрутка
потока на входе лрстнг. врлш<чшя. Нет необхо.-шмости в лабиринт-
ном ун.чотнешш у втулки нищхчпляюшего ашп>иата,•юпатки которо-
го образуют активные каналы и кинут изгот.-н ливатт^ся штампов-
кой из листа без существенного ухудшения .ородннамических ха-
рдктори* тик их решеток.
Коэффициент полезного действия cryi :•{ шляется основным,
наряду с шк-Ффнииситог-’. н.'нь /а, п.<р iMOTpo: ступени. Зависимо-
сти КПД ступени и ко -Ь'1»ии<-пта напори «Уг от коэффици-
ента расход.-- 01 ’ра-туЧУГ характеристику ступени (рис, 4)с
Г',ил Х.'ОЗХТерисГ'ЛКН О!;р<?Д<‘«ЯоТСЯ СТОПС»0>Ю рсаКТВПНОСТН СТуПО-
1'В, «.кру.кной скс-1 остью ковна лопатки (А-^'л типом профилиро-
вания лонаток ступени но рлдихч'у.
Рис. 4
ной
НИИ
Дли элементарной ступени осевого компрессоре, выдалзн—
из ступени двумя сечениями, расположенными на расстоя-
d.X одно от другого (см. рис. 2), КПД может быть подсчи-
9
S'"^rs с>“иг/>7 '	c„. R ;
~ct^
оба коэффициентаК и^ зависят как от геометрических парамет-
ров решетки, так и от режима ее обтекания.
КПД реальной ступени подсчитывается с помощью интегри-
рования ^>А по радиусу с последующим осреднением. При осред-
нении по расходу получим
КПД реальной ступени зависит от закона профилирования лопа-
ток по радиусу и от режима работы их решеток. Ориентировоч-
ная’ статистическая зависимость £ * отучнела ,\yJj и угла
изгиба лопатки рабочего-колеса QCf, лрис4 = 0,5-0,85,
/ Д \	Нт	'
1^Г 1 е 0,8-1,7 и -=— = 0,35-0,67 приведена на рис. 5.
.Jt/PKcp	7—
Число ступеней компрессора. Для предварительной опенки
числа ступеней осевого компрессора обычно пользуются форму-
лой
Нтср *
z-H
гда	j- сумма теоретических напоров по
ТК Ск I
• fj " адиабатический напор компрессора

ступеням;
^тср ~ tp	- теоретический напор 'средней"
ступени.
Здесь Нт1 4U&Cu)i - теоретический напор ступени (рабо-
та Эйлера);
кДг
КЧ
по параметрам заторможенного потоку
- адиабатический КПД компрессора,
оцениваемый с помощью рис, la по JI •
НГе>=О2?-гО32 - коэффициент теоретического напора
"средней1' ступени;
Полученное значение 2 округляется до следующего целого
числа.
Форма меридионального сечения лопаточного аппарата.
При выбранных параметрах 1-й ступени компрессора осевая
длина лопаточного аппарата, а также высоты и хорды лопаток .
будут определяться формой го ‘ юридионального сечения. Обыч-
но различают три типа меридиональных сучений:
1	)а с постоянным наружным диаметром,
2)	с постоянным внутренним диаметром,
3)	с постоянным средним диаметром
и их комбинации для первой и второй половин лопаточного аппа-
рата компрессора (рис. 0).
В случае -Const длина компрессора и высота ло-
патки последней ступени будут наименьшими, а в случае °
= СО n i t - наибольшими при прочих равных условиях. Осталь-
ные типы сечений дают промежуточные- значения. В результате
расчета желательно получить высоту лопатки последней ступени
не менее 15-20 мм при относительном диаметре втулки не бо-
лее 0,88-0,92.	<
и
РяС. 6
2.2. Распределенье основных расчетных “ гроз
по ступеням компрессора
К основным расчетным параметрам относятся:_икружная
скорость конца лопаты» коэффициент расхода Са ^коэффи-
циент полезного действия , коэффициент itanopu Нг, сте-
пень реактивности R 9 поправочный коэффициент Кц , хчитываю-
шн$ влияние вязкости рабочего тела у корпуса и у .тулки комп-
рессора, а также аэродинамических следов пос.ле лопаток па ра-
боту ору пени.
Расчетное значение напора ступени, по которому находятся
треугольники скоростей, завышается на 1-2% ь каждой ступени
по линейному закону от единицы в 1-й ступени до 5-Ь-й ступе-
ни, после чего сохраняется постоянным.
Окружная скорость распределяется по ступеням компрессора
в соответствии с выбранным типом меридионального сечения
компрессора. Если выбран вариант с постоянным значением внеш-
него диаметра ротораь f , то СХ^для всех ступеней бу-
дет постоянным и равным ранее выбранному L4 <, 1 -Й ступени.
Во всех остальных случаях значения к • находятся последова-
тельным расчетом ступеней компрессора. Необходимость получе-
нии именно , а не t(gT НЛЙ* для каждой ступени свяэа- .
на лишь с тем, что расчетные коэффициенты расхода и напора
отнесены в данной методике к скорости СХк ,
—расхода по ступеням распределяются с учетом
особенностей работы ступеней, которые, в свою очередь, зависят
от назначения компрессора. Если компрессор проектируется для
работал й£®в 8ВОСТОЯНКОМ ЧИСЛО О' ’ "'Ж'ОВ, т.о. при постоянных
значениях Ы.^в каждой ступ», ни, то	следует выбирать в об-
ласти мл?зл«е.икрд*ногоиКПД ступени, т.е. в пределах 0,45-О f 55.
? Определение £Л ПО ступеням следует задавать плавкой
кривой и и.--ответствии с выбранной формой меридионального се-
чепм ’ глллточного аппарата, изломы кривых СдС'?) к 2Х^( )
логгт-.ы <^;тч*тствс>вать одни другому. Измеиеяие С«хв стУта’*-
-G., не должно повышать 10-12 м/с, в против-
ном случ*»* заметно сгжжается. КПД сп/пеж.
Ко-*Ы клиенты полезного действия также распределяются
с учегс-м особенностей работы ступеней компрессора» Относи-
тельно более высокие числа М^и малые сС ® первых ступе-
нях приводят к снижению КПД этих ступеней^ малые длины до-
ваток я отноехггелько большее влияние концевых явлений в по-
^лед'хих ступенях, включая спрямляющий аппарат (СА)6 также
приводят к снижению их КПД. Коэффициенты 'ю^еэзяогср действия
средгшх ступеней имеют обыч5Ю нанбопошме значенше (порядка
0,89-0,92), что 2$а 1-2% выше среднего КПД компрессора, а
КПД. первых н последних ступеней на 1,5-265% ниже среднего.
Распределение КПД по ступеням следует задавать плавной кри-
вой со нижением у кондов.
> (аэтфх дненты напора распределяются в соответствии с
tXJo6ei<костями работы ступеней KOMiipoccopa. В первых и в по—
следнмх ступенях компрессора» КПД которых снижается по ука-
эангпчм выше г.^мчинам, коэффиииент напора тоже принимается
несколько нюке& чем в^средних ступенях, в которых =0,30-
-0,86. Распределение по туп ням задается в виде плавной
кривой со снижениями у концов.
Степени реактивности распре де гтются по ступеням комп-
рессора так, чтобы обеспечить заданный КПД ступеней при воз-
можно более широким диапазоне устойчивой работы всех ступе-
ней. Обычно степень реактивности на среднем радиуоз принима-
ется равной 0,5. В некоторых случаях в группе последних сту-
пеней компрессора Rep плавно повышается до 0,6-0в7, Если
компрессор не имеет ВНА# то в первой ступени	и
подсчитывается по известному «гонору. Значение Ал р связано с
напором ступени и допустимым уровнем чисел и /Mc2
В качестве примера в табл. I приведено распределение
основных параметров по ступеням шестиступевЕчатого компрессо-
ра низкого давления стационарной газотурбинной установки,мощ-
ностью 200 мВт, для которого ~ 453 кг/с; П. *= 3000 об/ксин;
Я = 1,0- Ю5 Па, То = 288 К.
13
S §	2 о О О О О
 § В Is'ssss
S
§
к «
и
у» у J7 J7 'd
Я3юи“^
Зл}	'Т
O1CJ	Ж.» о>
^01с0^ю'©>с0®0ги0]«
14
i
2,3, Предварительный расчет проточной части
по средней линии тока
К проточной части компрессора относится его лопаточный
аппарат с входным и выходным патрубками.
Техническое задание, а также выбранные тип проточной
части и основные параметры компрессора позволяют оценить
основные размеры лопаточного аппарата проектируемого компрес-
сора.
Сначала необходимо перейти к параметрам рабочего тела
на входе и выходе из лопаточного аппарата.	*
Если не учитывать теплообмена в патрубках, то Т*с = Tf
» ГД® Го^ - заданная величина, а оценивается
по заданному “77^ и по ожидаемому КПД компрессора
- К-1
т*=Т*Г1 +
А ' -	2^ J
Для известного рабочего тела подсчитываются критические
скорости в патрубках:
II 2. К q
zx - !/”» К- К
У К+1
И	_____________
_ dгк о т*~
г к. ,
По принятым значениям абсс.тзот.ых (рав^гых осевым) скоростей
на выходе из входного патрубка (перед'ВИД) С&х и !ш входе
в выходной патрубок (после второго СА последней ступени) Cgti^
находим значения приведенных скоростей в этих сечениях
Хвх-	=и ~а^К • По этам ве™~-	-
ваясь коэффициентами потерь полного давления в патрубках g х
и	« находим коэффициенты сохранения полного давления:
Коэффициенты потерь	практически не зави-
сят от уровня чисел М (или Д) и в области автомодельности
по числу определяются “лишь формой патрубка.
15
Для осевого конфузорного патрубка	0.03-0,05; для
осесимметричного радиально-осевого патрубка 'Ц х 0,04-0,06; '
для патрубков, подводяишх газ из трубопровода е кольцевому
сечению перед рабочим колесом 1-й ступе ян, •— 0,10-0,25.
Для выходных патрубков, отводящих газ от лопаточного аппарата
к фланцу трубопровода,	длЯ осеродлального
симметричного патрубка	0,25-0,3. Установке кольцевых
разделительных лопаток в осесимметричной части выходного
патрубка может снизить	до 0,15-0^ при снижении осе-
вых габаритов патрубка.	•
Отсюда получаем полные давления на входе и на выходе
из лопаточного аппарата
. р^- -fe
Степень повышения полного давления лопаточного аппарата
ра* . -у
^А' р* - <5-еА Св««
и КПД лопаточного аппарата
.f.n	2^____________
?ЛА=
Зависимость коэффициента Сот 'ТГ* иЬ приведена на рис. 7.
Рис. 7
16
По значениям полных параметров находим кольцевые пло-
шали на выходе из входного патрубка и на входе в выходной
патрубок соответственно
-	. с G^/Тг
Выбирая относительный диаметр втулки 1-й ступени и ко-
эффициент расхода • можем связать число оборотов рото-
ра П со скоростью конца лопатки 1-й ступени <» Плотность
рабочего тела перед раб&чим колесом , вообш говоря, от-
личается от плотности перед ВНА из-за возможной ре-
крутки потока перед 1-й ступе/тью (	Значение Си
зависит от выбранных выше Н? и	подсчитывается по*
формуле
Сц, = Тср.О" Rcf)~ >
где Сср“у £	“ средний радиус на входе в 1-ю ступень.
Тогда абсолютная скорость в течении 1
С) = Са, + Сц,
и плотность потока определится с помощью газодинамичес-
кой функции плотности
р *	(7
Р ~	(X t к А	А । * ~~ ~~ у
Ji	1	}	а*р
где Р*гр/ , поскольку потери в ВНА отнесены условно к
потерям во входном патрубке, а Т( - I.по закону сохране-
ния энергии.
Если задать число оборотов ротора ИД об/мин), то окруж-
ная скорость конца лопатки
U -1? 3,/V-S пг~~~
Наружный диаметр ротора 1-Й ступени
-	60 1/к/ .
7Г П '
внутренний диаметр
и средний диаметр •	" ьв!м«.а
_ ? . <	\ ВЛИОТЕКА
С р( ~	(. р ‘	'
Высота лопатки рабочего колеса 1-й ступени
= )•
Высота лопатки рабочего колеса последней ступени зави-
сит от формы проточной части лопаточного аппарата. Для
const Ъвтл \]£*~ тг >
kns
для Х>вт “ СалГ*
ДЛЯ Х>ср -COHjf
При определении высоты лопатки последней ступени в слу-
чае комбинированной формы проточной части сперва определяет-
ся высота лопатки ступени, га которой назначается изменение
формы проточной части, а потом опре деляется	п t
Осевые габариты проточной части зависят от осевых габа-
ритов .патрубков и собственно лопаточного аппарата. Осевые
габариты лопаточного аппарата определяются длинами хорд ра-
бочего колеса (РК) и направляющего аппарата (НА) (точнее,
шириной ободов РК и НА, на которых закрепляются лопатки) и
осевыми зазорами между вендами. Хорды лопаток должны выби-
раться с учетом прочностных и газодинамических соображений.
При анализе прочностных условий работы рассматривается
как статическая прочность, так и вибропрочность. При расчете
статических изгибающих напряжений следует учитывать возмож-
ность разгрузки лопатки от газовых сил с помощью смещения
люши центров тяжести сечений от радиального направления.
18
3.	ПОСТУПЕНЧАТЫЙ РАСЧЕТ КОМПРЕССОРА
ПО СРЕДНЕЙ ЛИНИИ ТОКА
Выполненная выше оценка основных размеров проточной
части дает лишь общее представление о проектируемом комп-
рессоре. Для получения более подробных сведений о раслределе-
нии параметров потока на сред'ей линии тока необходимо вы-
полнить расчеты ступеней последовательно одна за другой по
такой схемой
1.	Теоретический напор ступени
Hrf Mri'Llti-
2.	Действительная работа сжатия
Зе Адиабатическая раоота сжатая
И ag .= L £; ? а. ; .
4.	Повышение полной температуры в ступени
дТ* = _Ь.
*	** р
5,	Полная температура на выходе из ступени
l3i = hi ! i - 1 l(i+<)•
6. Степень повышения полною давления
7. Полное давление на входе из ступени
8. Критическая скорость потока на входе и выходе
9, Средний радиус на входе
Безразмерная окружная составляющая абсолютной ско-
рости на входе	Lt *
11.	Направление абсолютной скорости на входе
•	= а ге
!!)
12.	Приведенная схорг-сть ха входе
\	_ Cg,i
/'li ~ Sin алг>; п/\ . х 1
13. Газодинамическая функция расхода “,1 ад
14 Кольцевая плошадь на входе в ступень
г
С<я.^
B(K) P,i
15.	Кольцевая плошадь на выходе из ступени в первом
приближении при	i i
F'.-F- tfXnri-Fh iffT где д' _	.
Г^<- Г“ Я-(АхЛ)Рз* ’Т*
16.	Относительный диаметр втулки на выходе из ступени в
первом приближении в зависимости от принятой формы протон—
ной части d' . , затем 7срз- =]/(f^JyiJ/2 .
17,	Безразмерная окружная составляюшая абсолютной ско-
рости на выходе	.
^из1= f / -R4»ci*o) 2. Zcf-h ’
18.	Направление абсолютной скорости на выходе
^3L = агс^.сЙ7 ’
19.	Приведенная скорость на выходе
5г
\ _ Саз_____________
Simс/3** • ЛкрзI
20. Действительная кольцевая площадь на выходе из сту-
пени (практически равна второму приближению)
г'.	г-
3i TOs:,к ) ’
21» Действительный относительный диаметр втулки
подсчитывается в зависимости от типа проточной части.
22.	Средний радиус на выходе из ступени
*7 -ДН -е ЗзЧ
23,	Средний радиус на выходе из рабочего колеса
24.	Безразмерная окружная составляющая абсолютной
скорости на выходе из рабочего колеса
CUZt- ^-4—,(Нг+ сиЛср();•.
20	СРг1
25.	Углы потока в относительном дглг-сегсш
уЗ.;х йгс{^
5 . ^aicb (_
28.	Направление потока в абсолютном движении после ра-
бочего колеса
с,
27. Углы поворота потока в средних сечениях лопаток РК
£Р<=^-Я: и
28. Относительная скорость :
РК	~	. .
W • ~—— •
5;^,;
29О Абсолютная скорость на среднем радиусе на входе
НА	г
и
*
на среднем радиусе на входе
в
Г' -
Stn ^Zc
30.	Число /*7 по относительной скорости на входе в РК
М  -	‘
б ^'W,cpt - а)Т ’
где (%,i’fKK//,;- скорость звука;
7J; •«’Tf’e'c (Х,;)* статическая температура потока перед РК.
31.	Число /vj по абсолютной скорости на входе в КА
Полученные значения чисел	сравниваются с до-
пустимыми для данного технического задания.
По найденным значениям d*H принятой форме проточной
части определяются высоты лопаток промежуточных ступеней
и их удлинения, хорды лопаток оцениваются в соответствии с
расчетными значениями хорд первой, средней и последней сту?з
ней.
Расчетные данные записывают по образцу табл.2,в которой
приведены результаты расчета проточной части компрессора
низкого давления стационарной ГТУ мощностью 200 мВт
(табл. 2 - продолжение табл. 1).
				 ’	Таблица 2							
,Л? 11/п-	.чг-лменр* ... . ваяие	Размер-	В НА	1	2	г~Н	Ступени 4	' 5	6	СА
14		3	4 0,471	5 0,471	6 0,538	7 0,596	8 0,642	9 0,677	10 0,698	11 0,716
15	Hri	кДж/кг	-	15,86	18,5	20,62	21,67	22,20	22,20	
16	Ln	кДж/кг	-	15,70	18,13	20,00	20,81	. 21,09	20,87	
17	г	кДж/кг	W	13,97	16,32	18,20	18,93	18,98	18 57	
18	dTf	К	-	15,6	18,0	19,9 -	20,7	21,О'	20,8	
19 20	Т.1 Иг.,,’, ОТ,*	К п«	'288	288 0,048	3C3.6 0,054	321,6 0,056	341,5 0,055 ,	362,2 0,052	883,2 0,048	404
2|			-	1,179	1,200	1,211	1,207	1,195	1,179	—
22	Р(* -1G	Н/м	5,89	9,81	11,63	13,95	16,90	20,40	23,47	28,74
23	Л'кр ! 1	м/~	31^,6	310,3	319,0	328,3	338,2	348,4	358,3	367,8
24	Xcpi i	-	0,782	0,782	0,803	0,823	0,840	0,854	0,862	0,862
25	Cui'L		0	0,295	0,293	0,293	0,298	0,304	0,309	
20 27 28	i t M ’	град	0 90° 1	1,815 61°09’ 0,876	1,756 60°21 ’ 0,869	1,667 59°03’ 0,858 I	1,548 57°08’ 0,840	1,427 54°58‘ 0,819	1,292 52°17' 0,791	

Продолжение табл. 2
1	п	3	4	5	6	7	8	9	10	11
•29	All		0,526	0,640	0,603	0,565	0,528	0,494	0,459	-
30 ’		—	0,787	0,846	0 913	0,777	0,740	0,703	0,682	••
81		м2	2,62	2,62	2,38	2,16	1,97	1,82	1,72	1,64
82	Азг	—	«•	0.598	0,557	0,517	0,482	0,443	0,411	o;so2
33	$ (Уз; Л) $ Tii	—	— 	0,809	0,770	0,728	0,689	0,643	0,604	0,457
34		M2	• w	2,38	2,10	1,90	1,81	1,71	1,64	1,64
35		M	0,471	0,540	0,598	0,644	0,679	0,700	0,715	0,713
36		*	0.782	0,804	0,824	0,841	0,855	0,863	0,870	0,870
37			• 0,295	0,293	0,294	0,299	0,304	0,310	0,315	0
38	=<31	<и»	1,81'5	1,754	1,667	1,543	1,425	1,290	0,840	0
39		град	61°09'	60°18'	S9°01’	57003’	54°56'	52°12’	50°	90°
40	S		0,876	0,869	0,857	0,839	0,818	0,790	0,766	1,0
41			0,640	0,603	0,565	0,529	0,495	0,459	.0,425	0,315
“42			0,846	',818	0,777	0,740	0,703	0,662	0,620	0,477
43	Л; ’•СР1Л	M2"	2,62	2,37	2,08	1,87	1,77	1,66	1,60	1,60
44		«>	0,471	0,538	0,596	0,642	0,677	0,698	0,716	0,716
45		«•	0,782	0,803	0,823	0,840	0,854	0,862	0,870	0,870
46			0,782	0,792	0,813	0,832	0,847	0,858	0,870	0,870
47	Cui I	w	—	0,480	0,504	0,525	0,538	0,547	0,548	
49	Ч£‘г P’v	w*		1,099	1,006	0,923	0,851	0,789	0,723	—
49 .		град	—	' 47°42 ’	45°10'	42°42‘	40°24'	38°15’	35°52’	-
50		•w	•»	0,740	0,709	0,678	0,648	0,619	0,586	Ш
51	-tapic	w	—	1,681	1,623	1,548	1,447	1,340	1,190	, —
52	Jlbi	град	—	5944’	58°21’	57OQ8’	55°22'	53°16>	49°57’	—
!Й S3				1,092	0,994	0,906	0,832	0,7 32	0,697	-
г—	50° 0,766 40° 0,716 204 115 2,56
о	04 Ю CQ оз CO TO Ю Г- CD .	‘ „ € ч If Я 2 8Ls< ч ч ~.2 S !? 2 COO^'-'OlCMOcOCOOOOCOCM — — CMO4
03	£ ч% § s St i? ч Is 3^2 чч Ьо-и-‘смо4осог)ооосос0^<^е>1о1
00	39°46’ 0,640 14°58’ 15°10’ 231,5 227 0,953 325,6 362,7 0,638 0,653 0,659 371 352 165 125 2,25 2,82
г—	42°09* 0,671 14°26’ 14°54* 234,*» 230 0,947 301,5 350,7 0,668 0,680 0,620 419 ‘ 394 185 125 2,26 3,15
CD	44°50' 0,705 13°11 ’ 14°1Г 235,5 231 0,939 283,2 339,5 3,604 0,705 0,568 478 446 . 205 140 2,33 3,19
ID	Sg?$S?4	coco °t-	S S ч§ “ чччЛ 2 S ? Яч гГОгч-<1ММОсЗсОООО(Л10М-<0)СО
•S'	90° 1,0 28°51’ 0,365 0,471 548 140 3,91
co	I l H'S 1 14 > 1 1 1 I 2 2 2 l 1
04	• J » rf	’l 1 ч '5 У	J -.2 V M °- f a. s ®.S '2 Oj и,; 2 0J
	S£8SSSS58gSggggg-gr

Полученные денные исяольеуадгся для построения графика
распределения давлений и температур заторможенного зяичжа
ПО ступеням кдалпрессора (рис. 8),
FzCo 8
Пг дсчйтывзются суммарные параметры ^зежтвругхмагтэ
компрессора
Степень г^звъалення ползало давления в лопат^таом зидв-
рате -71 й = 2L- 28^ -^ - 2 92
Яла Р/ ‘ ЭЛ^*#О* ' - '
кпд гюнаточного аппарата »
Ь“ - Vfo^-l) z%8(z,9t -flogga
^ЛА~ Tft~T* ~ ,4оЧ~2.88	i°° '
Коэффициент сохранения полного давления во входном
патрубке (включая В НА) ‘
Г“	i ___________ ________i_________,оа₽
Коэффициент сохранения полного давления в выходном
патрубке
=/-^,	=t-0^O3S9^^.
&х ^Сб7Х^48 k &** 7 €«х	*	_ f
Степень повышения подного давления в компрс соре
- ЛЛА'	2,8 i ._^
КПД компрессора при "Г,* я "Г4 5 I,
;	8 _' •	;« 25 
/ oZSr‘6 l
h * ... I!a? s -	____—4 08SZ.
4’±Ul’ ^IO4-28S
Мощность» затрачиваемая на привод компрессора без у’ э-
та потерь на трение дисков и потерь в подшипниках ротора
компрессора (в киловаттах)
7
Л4 ~
4. ПРОФИЛИРОВАНИЕ РЕШЕТОК
Найденные при поступенчатом расчете углы поворота по-
тока на среднем радиусе рабочих колес и направляющих аппара-
тов должны бы-’э получены в действительности "ри соответст-
вующем выборе решеток. В настоящее время решетки выбирают-
ся на основе обобщенных данных продувок плоских компрессор-
ных решеток на специальных стендах Имеется несколько подхо-
дов к получению обобщенных данных в зависимости от принято-
го за основу режима обтекания профиля в решетке по углу ата-
ки; кроме того, различают решетки для докритических, около-
и сверхзвуковых скоростей натекания.
Профилирование решетки включает выбор густоты решет-
ки ~ , угла изгиба средней линиг профиля Q , угла установ-
ки V" хорды профиля, относительной толшины_профил,. С и других
его характерных размеров (	фор :а средней
линии, форма исходного симметричного профиля).
Угол изгиба средней линии профиля Q определяется через
угол поворота потока и углы атаки £ и отставания £):
0 = £-1<-Г.
Углы атаки и отставания связаны с геометрическими ха-
рактеристиками решетки в зависимости от принятого подхода к
обобщению данных прог/вок.
4.1. Докритические скорости натека.'шя
1. Густота решетки на среднем радиусе ступени при номи-
нальном режиме обтекания определяется с помощью графиков
рис. 9 и 10, которые корректировались с учетом плавного рас—
проделения давлений по контуру профиля в решетке. По углу вы-
хода потока (или ) на рис. 9 определяется угол поворота
потока t при у — У , а потом по отношению заданного угла
поворота потоками } на рис. 10 определяется густо.а решет-
Углы атаки для рабочего колеса и направляющего аппарата
(рис* Па) определяются по формулам
Используя формулу для определения угла оставания в виде
S' ,
гдеГН = 0,23(^Хх) tq<g-0C02J?”- коэффициент, учитывающей
форму средней ;щшш профиля, можем найги угол изгиба средней
линии
27
Угол установки .	Л , '
/л”* ^2. -"*»
где % = Об@д:ы Х^ = 0,43 - пар болическая средняя линия;
%1к05’§для	~ 0,3 - дуга окружности.
Радиус дуги средней линии
Г> —
КСЛ- % S’iA f- '
2. Если в качестве расчетного режима принят режим полу-
диапазона, при котором угол атаки соответствует половике
отрезка, соединяющего удвоенные значения минимальных потерь
на правой и левой ветвях характеристики доской решетки
(рис. 11 б), то угол.атаки, {^рекомендуется вычислять по фор-
муле	. ч	_
,	- Lo^ М^'0
где и коэффициент определяются по рис» 12р а угол
отставать - по формуле
2В 	‘
Здесь и коэффициенты С находятся по рис. Ж
Угол 0 определяется по формуле
£ 7 tai’
I - М “
а угол подсчитывается т'к:~
~ J +f » + '-РК •	Atp*
Коэффициент потерь полного давления	37101
режима связан с диффузоркостью решетки 22..0'*~ *
-X - />- И
°р pSi^z
графиком рис, 14, где по вертикальной оси отложен комдава^
 S in Pz » 1Z -=	-.
—-™- (&»
j несимметрична.
В качестве примера в табл. 3 приведено профилирование
средних сечений лопаток компрессора ст н.иеплпноп ГТУ г.о п.
ным табл. 2. В качестве расчетного был принят режим плавного
распределения давлений по кс-лтуру профиля.
По j глам ^2. и 3 находим и । нд » потом отно-
шения(£")рА и(.|-)иА и ^СТОТЫ решеток(-1 )р< и )ЯА-
по рис. 9 и 10.	„
По выбранным выше хордам Ьрч и онд определяем шаги
решеток на_,средием радиусе "tf J= ад-т ) и числа лопаток
, Полученные значения 2 округляем до целого
Л , Л
числа, обычно в большую сторону и так, чтобы при разъемном
корпусе было четным, а числа лопаток РК и НА были вза-
имно простыми во избежание резонансных явлений во время ра-
боты венков при пересечении аэродинамических следов от преды-
дущих рядов лопаток.
Подсчитываем новые значения густот, которые могут превы-
шать найденные по графику рис. 10 на 10-15%, причем большая
разиип° допускается в первых ступенях проектируемого компрес-
сора.
При профилировании конфузорной решетки входного направ-
ляющего аппарата обычно принимают угол атаки £ ~ 0, а угол
отставания О вычисляю!* по формуле
«'-0,250,;
где ( -|-)с = W.2 при <75°, Kj= 1,54 при 46° и
К = (3,15-0,035 С<(Л ) при С<|Л>46О.
® Тогда угол изгиба средней линии, взятой в виде дуги окруж-
- 68»а=-1"[С90'й<'^)" f ].
Радиус дуга средней линии
с.л = о
'	31
Т абя:
СА	1,16 ' 1,28 50 1,02
CD	о □ ф $ ю oi	z й й ? Ч ®« й.	2	Я Я Я z СС CD - °- “ °5- ОТ	О Я Н.	Я Я. Я. СО со со t—	- Я. О	— Ю 0-	со Я. "Z<OOOOOT£0’-<’-'OICOO^COtO'<'OOJ	О	О СО	О
СО	17,2 16,8 0,873 0,887 0,83 0,84 38 48 0,99 0,09 2,0 2,98 0,303 18,2 41,2 59,4 50,3 0,450 2,0 0,97 0,305 21.1 38,3 59,4 48,8 0,319
	18,1 17,9 0,827 0,847  0,77 0,79 31 42 0,94 0,95 1,5 2,34 0,299 19,0 42,7 61,7 52,2 0,501 Ь5 0,38 0,300 22,1 . 40,2 62,3 51,2 0,326
со	05 СО	СО	СМ 05 <Х>	о СО оа со со О со	О СМ (Л <Л О •Ч* О) со	а Ю С Ю	CJ	О! со со* Я. !Я Я. Я cd О Я. Я. Я. Я Я аГ со t?otO. °,	З	Я о* оГ *а*	со	Я. ^^ООООСМ'ЧчОС«-<т~<0^’ГОЮО —	‘	О C-J ’Г ОТ	ОТ	о
СМ	СО СО	СО	л _ ОТ	СМ	со СО <£> <15 СМ	О to	CD от со от от со см со от ф	от	со о со см	от 0> а Я Я Я	см а Я < Я ЯЯ ^* СО ^* от Я	Я *1г 1	см* ~ со* to* ^->ООООС4«ООО’-о^^о1эсО0О01’ГфЮО
-*	(О со	СМ	СО о	о t- ю Ш л О 7Г	о О! ОТ СТ) со см оэ ю 30	СО OJ — СО г- со Я 5- Я- Я. со о Я Ч Я со* со со* я Ч сй« ч г- СМ о О О О •— СО О о О О О Ч-* СО to о о } О 04 Ч* <0 Ю о
CQ	36 0,99 0
А. О £ §	§ |  	 ЭЗ 3 5 § 5 S 3 353§„ 1 । । 1 1 • t । р □. 1 о, а о, а >, п, а. ! а а а а z
О ! I 3 л	nJ	X 0 <*x 55^*
*4	9б т.г Ог’н Gl Wl it 31 Cl H SI ri. 11 01 € E
Для дозвуковых профилей средняя дд.Дл г-шюлляется или в
форме, близкой к дуге параболы с ургвкед.г_м
1 - с+З'*! ,
—Т —	“V ——v—-—
Э х _ g-x
где Z, =вГ/,5’-2Х^), Х,=£(2Х,-о5),Хг0^т06
или в форме симметричной дуги с уравяе;; -.-;.!	1	* ?	'
X - ici —  X/f - 2L X
з 3 г & g ) >
или в форме дуги окружности радиуса
р -  J_______.
сл 2-S.nJ
Таблица 4
Профиль А-40
№ точки	Х/(? %	м %	№ точки	х/б’ %	
1	1,о	1,14	12	40	5,00
2	1.5	1,43	13	50	4,858
3	2,5	1,85	14	60	4,44?
4	5,0	2,55	15	70	3,783
5	7,5	з;0у	16	80	2,85
6	10	3,525	17	90	1,722
7	15	4,16	18	95	1,003
8	20	4,55	19	100	0
9 10	25 30	4.788 4,927		^/с	0,055
11	85	4,936			0,05
Симметричный профиль с выбранными лечениями Хс
(табл, 4) и С переносится либо графически в крупном масшта-
бе (М 1:10), либо аналитически на среднюю линию принтом же
значении хорды (рис. 15). При произвольном значении Q орди-
наты симметричного профиля пересчитываются из табличных до
формуле	_ с
«с ХлСл Ю	..	~
С увеличением скорости натекания увеличивают, а С* умень-
шают.	с
/
33
Рис. 15
5. РАСЧЕТ СТУПЕНИ ПО ВЫСОТЕ ЛОПАТОК
Цель настоящего расчета - получение треугольников ско-
ростей в осевых зазорах ступени на различных радиусах с по-
следующим профилированием решеток РК и НА на этих радиусах.
Расчет треугольников скоростей в осевых зазорах ступени
обычно выполни тся для невязкого газа при сов* -естном реше-
нии уравнений движения, энергии, неразрывности и состояния
при соответствующих граничных условиях. Расчет выполняется
на ЭВМ и выходит за рамки настоящего пособия.
Здесь рассматривается упрощенная схема течения в сту-
пени - течение по цилиндрическим поверхностям без учета по-
терь, а затем с приближенным’ учетом влияния вязкости на по-
ле осевых скоростей и потерь по высоте лопаток.
Для осесимметричного установившегося течения совершен-
ного газа по цилиндрическим поверхностям ( Ст= 0) уравне-
ние радиального равновесия может быть записано в виде
Пользуясь дифференциальной формой записи уравнения Бер-
нулли при С^Ов виде	ip
С&С +(\+Л (СР"Г )>
Можем записать уравнение (2) в виде
Интегриру. по радиусу от до , получим
Са--Ся>с4-Са2 --2/^
Уравнение (3) связывает проекции абсолютной ^скорости С и С
в осевом зазоре турбомашины.	•	Л 
Окружная, проекция абсолютной скорости :>.i рабочим ко.ю-
сом Сц.2 связана с С^( и напором на ’данном радиусе уравне-
нием Эйлера	и
Cu2= Си,4- и 1
причем напор Нт может быть как постоянным, так и перемен-
ным пс радиусу.
В некоторых случаях уравнение радиального равновесия
удобно выразить не через проекции скорости и Сц , а че-
рез модуль скорости С и ее направление, определяемое углом
с плоскостью вращения колесао< в виде
e tr А ,
где угол может быть произвольной функцией > CL
Следует подчеркнуть, что в осевом зазоре перед первым
рабочим колесом скорости C# и Сц. однозначно связаны урав-
нением (3), а после рабочего колеса, хотя уравнение (3) оста-
ется справедливым, необходимо учитывать желаемое распреде-
ление напора по радиусу.
Для цилиндрической ступени без учета потерь оптималь-
ным являемся распределение С<хи Ctt > соответствующее по-
тенциальному потоку, т.е. з СОлГ /• и Z  Си ~ Сок / t
в каждом осевом зазоре. Напор по радиусу в этом случае
также постоянный. Углы потока с?4.иопределяются по приве-
денным выше формулам. При данном распределении Сл и Cq ,
которое получило название "закрутки" Потока по закону посто-
янной циркуляции, сильно возрастают числа MW,B периферий-
ных сечениях РК и Мс2 во ВТУЛОЧКЬ‘Х сечениях НА, что нри-
водит к росту потерь в ступени. Степень реактивности в этом
случае резко падает по радиусу ко втулке рабочего колеса.
Лопатка рабочего колеса получает сильную "закрутку9 по ради-
УСУ-	АЛ
Снижение высоких чисел ЛЛу, н в ступени можно
получить, переходя, например, к профилированию лопаток по
закону постоянной степени реактивности R при Нт= const по
радиусу.
В этом случае окружные проекции абсолютной скорости
определяются по формулам
а для осевых проекций по (3) получим*
са = }1с2+20~К)Нт ^2(1~К)Уи~и^ (4)
35
"r.-zd-pjH-^ir-2^)	(s)
^<^2. yv-zcf	'	‘z‘4’
Осевые проекшсг скорости уменьшаются к периферии рабо-
чего колеса, причем СО1 уменьшается резче, чем Со. ( . Ча-
сто не принимают в рас эт разницу между Сд, и ^-«2. » и
осевую проекцию скорости подсчитывают по формуле _
г	- 2 (/-Я)	(6)
'-л I -'-р		’
При уменьшении периферийных сечениях рабочего ко-
леса уменьшаются углы , в их решетках, что приводит к сни-
жению КПД ступени.
5.1. Опенка КПД ступени проектир ~емого. компрессора
по профильным потерям
Оценка КПД ступени компрессора представляет собой го-
раздо более трудную задачу, чем оценка ..ПД ступени турбины
из-за большей чувствительности потерь к геометрическим и
аэродинамическим параметрам.
Если выделить элементарную ступень осевого компрессора,
состоящую из решеток рабочего колеса и спрямляющего аппара-
та на данном радиусе Т , то ю КПД можно определить по фор-
, 6л. 1-[KnfK(^>R KHA-tgH<-R)J ’
в которую потери полного давления^*входят через качество
профилей решеток РК и НА:	Л
Следует подчеркнуть, что КПД элементарной cryneim при дан-
ных значениях X п зависит от отношения и степени реактив-
г>	U
нос £ г\ на данном радиусе, т.е. от закона закрутки потока в
ступени.
КПД ступени является и! гегральной величиной и может
1’ыть подсчитан при осреднении по расходу:
Коэффициент потерь полного давления'2^>для решетки при
малых скоростях натекания можно оценить по рис, 14. При
больших скоростях коэффициент'^’резко возрастает.
Влияние • числа /vf (при /‘*7 > /Мкр ) на коэффициент на-
пора и КПД элементарной ступени можно оценить по графикам
рис. 16^ на которых по оси абсцисс отложены значения М~ Мкр
Мкр
Рис. 16
Рис. 17
Величины М&р и Мта* определяются в зависимости от
отношения диаметров вписанных окружностей Д(*и по
рис, 17. Сплошные линии соответствуют дозвуковым профилям,
пунктирные - околозвуковым.
В случае высоких значений относительных диаметров вту-
лок для правильной оценки КПД ступени необходимо учитывать
также концевые потери, которые Могут превышать по своему
значению профильные потери.
Содержание
Введение ....»•«..••.«...•...........................        3
1.	Техническое задание ............  .....................	4
2.	Выбор основных параметров компрессора и предварите яв-
ный расчет проточной части по средней линии тока ..........	5
2.1.	Выбор основных параметров компрессора .............. 5
2.2.	Распределение основных расчетных параметров по
ступеням компрессора  ................12
,2.3. Предварительный расчет проточной части по средней
линии тока  ....................................    15.
3.	Поступенчатый расчет компрессора по средней линии тока 1§
4.	Профилирование решеток ...............
4.1.	Докритические скорости натекания
5.	Расчет ступени по высоте лопаток .....................  34
5.1.	Оценка КПД ступени проектируй юго компрессора
по профильным потерям .............................      36
88
Бесплатно.
Удачной ёотвы!