16. ZÁKLADY AERODYNAMIKY PROFILŮ LOPATEK A LOPATKOVÝCH MŘÍŽÍ

Úvod

Aerodynamika vyšetřuje silové účinky proudění na obtékaná tělesa nebo kanál, ve kterém se nachází. V oboru lopatkových strojů se zákonitosti aerodynamiky uplatňují především v lopatkových částech. Na základě této kapitoly se určuje nejvýhodnější tvar lopatkových mříží (lopatek...), velikost lopatek, rozteč lopatkové mříže (počet lopatek), úhel nastavení lopatek v mříži, povrchová úprava a další. Především u velkých turbín i nepatrná zlepšení ve tvaru lopatky, mříže či jiných částí stroje mohou mít ve výsledku vysoké přínosy [14] pro účinnost stroje.

Aerodynamiku lopatek lze rozdělit na aerodynamiku osamoceného profilu a aerodynamiku lopatkové mříže. Obě oblasti lze zkoumat při nízkých rychlostech bez významného vlivu stlačitelnosti proudění nebo naopak při vysokých rychlostech⁽¹⁾, při kterých se již projevuje vliv stlačitelnosti.

Průběh tlaku a rychlosti podél profilu lopatky

Průběh tlaku po délce profilu lopatky se při proudění mění. Strana profilu s vyšším tlakem se nazývá přetlaková strana lopatky, a strana s nižším tlakem sací strana lopatky. Důsledkem rozdílného tlaku na přetlakové a sací straně je síla působící na lopatku od proudu tekutiny. Průběhy tlaku se zjišťují měřením, ale pro nestlačitelné proudění lze alespoň trend tlakových změn určit pomocí Bernoulliho rovnice. Z trendu změn tlaku lze odhadovat vývoj mezní vrstvy u profilu a s tím spojené efekty (profilové ztráty, odtržení mezní vrstvy apod.):

1.321 Změna tlaku podél osamoceném profilu. (a) průběh tlakového součinitele Ct nad profilem; (b) průběh tlakového součinitele pod profilem. Ct [-] tlakový součinitel profilu [19, s. 27]; w [m·s-1] nátoková rychlost; p [Pa] statický tlak; ρ [kg·m-3] hustota tekutiny. Index i označuje vyšetřované místo v okolí profilu. Platí pro proudové vlákno v dostatečné vzdálenosti od mezní vrstvy nebo vlákna těsně u okraje profilu pro ideální tekutinu. Tlakový součinitel profilu Ct popisuje jak se mění statický tlak na úkor dynamického. Tato veličina je bezrozměrová, dána tvarem vyšetřovaného profilu a jeho nastavení vůči směru nátokové rychlosti, při změně těchto parametrů, se mění i průběh této veličiny. Odvození rovnice je v Příloze 321.

Tlakový součinitel profilu může dosahovat maximální hodnoty 1, protože p_imax=p₁+0,5·ρ·w²₁, což je pouze v nátokové hraně lopatky, kde dochází k zastavení proudu ve směru k normále plochy profilu.

Z průběhu tlakového součinitele profilu vyplývá, že na horní straně profilu je tlak nižší (sací strana) než na spodní části profilu (přetlaková strana)⁽²⁾. Tím, že tlak nad profilem je menší než pod profilem vzniká síla, která je tím větší čím větší je rozdíl tlaků.

Skutečná změnu tlaku po profilu se měří pomocí otvorů v profilu. Konkrétní hodnoty tlakového součinitele z měření jsou uvedeny např. v [3, s. 142].

Aerodynamika osamoceného profilu

Tření tekutiny při obtékání profilu vytváří sílu (odporovou sílu F_x), která má stejný směr jako nátoková rychlost. Složka síly kolmá na nátokovou rychlost se nazývá vztlak a označuje se F_z. Takto vzniklé složky síly se počítají pomocí součinitelů získaných z měření a Newtonových vztahů pro odpor tělesa odvozených z definice tlakového součinitele C_t a potvrzených experimenty.

2.325 Síly působící na osamocený elementární profil.

⁽³⁾Polára profilu

Polára profilu ze získává z měření na profilu. Změna součinitele odporu se dosahuje změnou úhlu náběhu i. Takto získaná závislost se často převádí do podoby poláry profilu [7, s. 198]. Oba součinitele se mohou měnit podle Reynoldsova čísla Re, respektive podle typu proudění kolem profilu (laminární či turbulentní). Proto se polára profilu zhotovuje pro několik vybraných Reynoldosvých čísel, podle pracovních podmínek profilu. U profilů se zároveň měří i další aerodynamické charakteristiky (např. profilový moment [6, s. 278], [10, s. 4], který je důležitý pro návrh polohy těžiště letounu a pro pevnostní výpočet délky křídla/lopatky na krut).

⁽⁴⁾Součinitel odporu a odporová síla

Je součet odporu od tření pracovní tekutiny o plochu profilu a tlakového/tvarového odporu profilu více v kapitole 17. Ztráta vířením za odtokovou hranou. Tlakový odpor tělesa vzniká z rozdílu tlaku tekutiny na krajích profilů ve směru rychlosti w (tato tlaková diference je způsobena poklesem celkového tlaku způsobené třením tekutiny o profil). Při měření lze tyto dva odpory od sebe obtížně odlišit a uvádí se jen odpor profilu. Při transonických rychlostech navíc vzniká v okolí profilu i λ-rázové vlny, které zvýší součinitel odporu profilu i několikanásobně (u nevhodných profilů i mnohem více viz grafická závislost součinitele odporu základního profilu NACA 0012-34 na Machově číslu, která je uvedena v [10, s. 284]). Součinitele odporu různých typů projektilů jsou uvedeny např. v [6, s. 390], [11, s. 76]. Proto název odporová síla je správnější.

⁽⁵⁾Klouzavý úhel

Název plyne z klouzavého letu letounu (ustálený bezmotorový let), kdy síla F je proti směru gravitačního zrychlení a ε označuje sklon vztlakové síly vůči gravitačnímu zrychlení [7, s. 199], [13, s. 274].

⁽⁶⁾Odpor profilu a deviační úhel

Při proudění bez tření bude mít pracovní tekutina stejnou celkovou energii na obou stranách lopatky. Vektor rychlosti po smíchaní takových to dvou proudů na odtokové hraně bude mít směr střední čáry profilu lopatky a deviační úhel bude roven nule. Při proudění se třením je ztráta celkové energie proudění jiná na sací a přetlakové straně. Přetlaková strana lopatky je kratší a proudění podél ní je pomalejší než je tomu na sací straně lopatky, takže ztráta celkového tlaku (energie) v blízkosti přetlakové strany je menší než na sací. Po smíchání těchto dvou proudů je zřejmé, že směr proudění se bude více blížit směru na přetlakové straně lopatky.

Aerodynamika lopatkové mříže

Pro osamocené profily je typické, že tlak a rychlost před i za profilem jsou ideálně stejné, naproti tomu u lopatkových mříží tomu většinou není⁽⁷⁾ a navíc tyto profily vytváří zakřivené lopatkové kanály. V zakřivených kanálech se totiž vytváří příčný tlakový gradient kolmý na směr proudění jehož velikost lze určit z Eulerovy n-rovnice:

3.1030 Vznik příčného tlakového gradientu v zakřiveném kanále rovinné lopatkové mříže. w [m·s-1] relativní rychlost, která je v tomto případě totožná z absolutní rychlostí c [m·s-1]; n normála proudnice; ρ' [m] poloměr křivosti proudové plochy ve vyšetřovaném bodě proudové plochy; ρ [kg·m-3] hustota; ψ proudnice. Index 1 značí stav tekutiny před profilem, index 2 značí stav tekutiny za profilem. Obrázek je nakreslen za předpokladu, že gradient tlaku není ovlivněn gravitačním ani jiným vnějším zrychlením nebo tato zrychlení jsou v celém vyšetřovaném objemu konstantní a působí kolmo na rychlost proudění.

Z n-Eulerovy rovnice je tedy zřejmé, že i když je tlak v celém průtočném průřezu lopatkového kanálu na vstupu stejný, tak na výstupu už musí být na sací straně lopatky menší než na přetlakové⁽⁸⁾ – to způsobuje odstředivá síla. U osamoceného profilu tomu tak není, a na odtokové hraně lopatky je v ideálním případě tlak stejný na sací i přetlakové straně.

Z uvedených příčin se součinitelé vztlaku a odporu profilu v lopatkové mříží vztahuje ke střední aerodynamické rychlosti v lopatkové mříži, což je v souladu se závěry kapitoly 12. Síla na lopatku a cirkulace rychlosti.

Konstrukce skutečného silového trojúhelníku působící na profil v lopatkové mříži vychází z definice profilové ztráty. Profilová ztráta mříže představuje entalpii, o kterou se musí snížit statická entalpie za mříži, aby rychlostní trojúhelník na výstupu byl stejný jako v případě proudění beze ztrát:

4.722 Profilová ztráta v lopatkové mříži zobrazená v i-s diagramu.

To znamená, že pro dosažení stejných výstupních rychlostí z mříže jako při proudění beze ztrát je nutné zvýšit rozdíl tlaků o hodnotu Δp_z=p_2iz-p₂, pro případ difuzorových mříží naopak snižít rozdíl tlaků o hodnotu Δp_z. Třecí síla ve směru poklesu tlaku způsobí u konfuzorových lopatkových mříží zvětšení síly působící na lopatky v axiálním směru naopak třecí síla proti směru nárůstu tlaku u difuzorových mříží způsobí zmenšení síly působící na lopatky v axiálním směru. Pokud bude rychlostní trojúhelník případu proudění se ztrátami stejný jako beze ztrát znamená to, že i obvodové síly budou v obou případech stejné:

5.877 Skutečné síly působící na lopatku elemntární délky v lopatkové mříži.

⁽⁹⁾Klouzací poměr

Zjednodušení tg ε‾≐ε‾ pro kruhový oblouk o poloměru dF_z a délce dF_x lze použít pouze pokud je oprávněný předpoklad dF_z>>dF_x. Klouzací poměr je, v případě lopatkové mříže, označen ε‾, protože je jiný než u osamoceného profilu, kde je součinitel vztlaku a odporu vztažen k nátokové rychlosti a nikoliv ke střední aerodynamické rychlosti.

Vztah mezi experimentální aerodynamikou osamoceného profilu a experimentální aerodynamikou lopatkové mříže

Rozložení tlaků po délce profilu měřeného na osamoceném profilu se více či méně liší od průběhu tlaků kolem profilu v lopatkové mříži. Nicméně tento rozdíl nemusí být u lopatkových mříží s malým prohnutím⁽¹⁰⁾, malým rozdílem tlaků před a za mříží velký a tak lze na nemalý počet případů aplikovat přímo poznatky z aerodynamiky osamoceného profilu. Například lopatkové mříže větrných turbín, vrtulí, ventilátorů apod se běžně sestavují z profilů uvedených v katalozích osamocených profilů⁽¹¹⁾.

U profilů s větším prohnutím se vychází z vlastností základních profilů. Tzn. vytvořit prohnutý profil lopatky transformací základního profilu jak je uvedeno v kapitole 15. Tvar profilu lopatky. Ze součinitele odporu původního základního profilu lopatky C_x lze vypočítat i přibližnou odporovou sílu dF_x a následně i celý silový trojúhelník lopatkové mříže pomocí konstrukce na Obrázku 5.

U velmi prohnutých profilů a při velkých rozdílech tlaků před a za mříží už nelze očekávat rozložení tlaků a sil podél profilu jako u osamoceného profilu a je nutné zohlednit kanálový charakter lopatkové mříže:

Stanovování aerodynamických veličin lopatkových mříží

Přirozeně nejpřesnější metodou stanovení aerodynamických charakteristik profilů v lopatkové mříži je stanovení jejich vlastností experimentálně v aerodynamických tunelech lopatkových mříží. Měření se provádí na rovinné lopatkové mříži. Lopatková mříž je tvořena několika stejně velkými lopatkami vloženými do průtokového kanálu šikmo tak, aby proud pracovní tekutiny odpovídal směru relativní rychlosti ve skutečné lopatkové mříži. Protože v lopatkové mříži dochází k ohybu proudu podobně jako v koleně, tak i průtokový kanál je v místě lopatkové mříže zahnut tak, aby výstupní proud z lopatkové mříže byl v ose průtokového kanálu:

6.1096 Aerodynamický tunel pro měření lopatkových mříží. Kanál je tvořen několika pohyblivými stěnami, kterými se především ovlivňuje rychlostní pole na okrajích mříže a umožňuje naklápění vstupních a výstupních kanálů pro změnu úhlu náběhu. Konstrukce aerodynamického tunelu kompresorových lopatkových mříží jsou uvedeny např. v [12, s. 11-7] a pro turbínové lopatkové mříže [12, s. 6-22].

Měří se nejen stav pracovního plynu v několika místech před a za mříží (tlak, teplota, průtok, rychlost..), ale sleduje se i vizuálně rozložení rychlosti nebo hustoty viz obrázky níže. Testovaná rovinná lopatková mříž obsahuje minimálně 5 až 7 profilů, aby měření mělo dostatečnou přenositelnost [12, s. 6-22]. Všimněte si, že průtočná plocha aerodynamického kanálu před a za mříží musí odpovídat typu lopatkové mříže. Turbínová lopatková mříž má na výstupu menší průřez než na vstupu, u kompresorové je to obráceně jak ukazuje poslední obrázek.

Z naměřeného rozdílu celkových tlaků Δp_z na lopatkové mříži v aerodynamickém tunelu lze stanovit její aerodynamické veličiny jako součinitel odporu a vztlaku a profilová ztráta obráceným postupem jako v případě Rovnice 5:

7.633 Aerodynamické veličiny lopatkové mříže vypočítané z tlakové ztráty mříže naměřené v aerodynamickém tunelu.

Naměřená a vypočítané aerodynamické charakteristiky lopatkové mříže pro různá Reynoldsova čísla a úhly náběhu se uvádějí do tabulek a vyjadřuje graficky podobně jako při měření osamocených profilů:

8.429 Aerodynamická charakteristika lopatky v lopatkové mříži. Δβ [°] úhel zakřivení proudu; iopt [°] optimální úhel náběhu, kdy lopatky dosahují maximální hodnoty vztlaku vzhledem k hodnotě odporu; ζp [-] ztrátový součinitel lopatky v lopatkové mříži [3, s. 175]; 2·ζp,min [-] přibližně při této velikosti ztrátového součinitele dochází k odtržení mězní vrstvy od profilu(12), oblast b označuje oblast odtržení na sací straně lopatky, oblast c označuje oblast odtrhávání na přetlakové straně lopatky, oblast a je oblast bez odtrhávání mezní vrstvy od profilu; ij [°] jmenovitý úhel náběhu – jedná se o takový úhel, kterému odpovídá zakřivení proudu přibližně 0,8·Δβmax – při kterém má lopatková mříž dostatečné rezervy pro změny provozních parametrů anichž by docházelo k odtrhávání proudu od profilu [3, s. 177].

Aerodynamické charakteristiky lopatkových mříží lze stanovit i různými výpočtovými metodami [13, s. 241], [13, s. 250], [16] případně metodami MKP. Dále byly vytvořeny metody predikce změn aerodynamických veličin lopatkové mříže, která je naměřená, jestliže se změní jen některé její geometrické veličiny např. metoda Howelova, Carterova, Liebleinova...[3], [15]. Tyto metody mají užitek především při snaze snížit potřebné množství měření.

V rovinné lopatkové mříži lze dobře měřit jednotlivé součinitele c, ovšem v reálném lopatkovém stroji aerodynamické vlastnosti mříže ovlivňuje i rotace stroje. Vliv rotace lopatkového kanálu se měří ve speciálních zkušebních zařízení, ve kterých je umístěn rotor obvykle s jedním stupněm lopatkového stroje. Konstrukce takového zkušebního zařízení⁽¹³⁾ je uvedena např. v [12, s. 6-23].

⁽¹³⁾Aerodynamický tunel pro kompletní (rotující) stupeň lopatkového stroje

Na těchto zařízení, lze testovat i mechanické vlastnosti lopatek vystavené odstředivým silám, popřípadě jsou vybaveny budiči dalších sil (záměrné vyvolání kmitání, které simuluje buzení od proudu pracovní tekutiny). Zařízení pro testování mechanických vlastností lopatek (v měřítku 1:1) je i v experimentálním pracovišti společnosti Škoda power v Plzni. Při těchto testech se sledují elastické deformace lopatek (především tzv. rozkrucování zkroucených lopatek) a cyklová únava lopatek.

Aerodynamika diagonálních a radiálních lopatkových mříží

V aerodynamickém tunelu rovinných lopatkových mříží lze testovat i profily lopatek určené pro diagonální nebo radiální lopatkové mříže. Geometrie lopatek nerovinných mříží se musí transformovat bod po bodu na rovinné mříže:

9.811 Příklad transformace tvaru kruhové lopatkové mříže na rovinnou. r [m] poloměr lopatkové mříže. Tlakové a rychlostní pole naměřené na rovinné lopatkové mříži se musí zpět transformovat do kruhových souřadnic postupem odvozeným v [19. s. 84]. Podobným způsobem lze transformovat i diagonální lopatkovou mříž [19. s. 84].

Hustota lopatkové mříže

Lopatkové mříže jsou buď statorové nebo rotorové. U statorové lopatkové mříže jsou při výběru hlavními parametry jemnovitý úhel naběhu i_j a požadované zakřivení proudu Δβ. Z těchto paramterů se vybírá lopatková mříž s požadovanou aerodynamickou charakteristikou. U rotorové mřížích jsou také nejdůležitejší parametry jmenovitý úhel náběhu a zakřivení proudu, ovšem zakřivení proudu velmi ovlivňuje to jaké budou otáčky a obvodová práce stupně. Vzorec pro hustotu rotorové lopatkové mříže vychází z rovnosti vzorců experimentální aerodynamiky Rovnice 5 a Eulerovy rovnice pro sílu působící na lopatku v lopatkové mříži:

10.809 Vzorec pro výpočet hustoty lopatkové mříže. lE [J·kg-1] obvodová práce. Odvození vzorce je v Příloze 809.

Součiteli vztlaku ve vzorci musí odpovídat i požadované prohnutí proudu v aerodynamické charakteristice uvažovaného typu lopatkové mříže. Prohnutí proudu je funkcí především rychlostního součinitele, jak je patrné z Nomogramů 19.320, 19. 431. Poslední vzorec lze použít i při navrhování nových lopatkových mříží na základě podobnosti s jinou mříží pracujících při podobných parametrech nebo při návrhu nové lopatkové mříže na základě aerodynamiky osamocených profilů. Pomocí tohoto vzorce lze také predikovat charakteristiku stupně lopatkové stroje v blízkosti pracovního bodu při změně otáček.

Nevýhodou předchozího vztahu je nutná znalost aerodynamických parametrů lopatkové mříže. Tuto nevýhodu nemá metoda stanovení hustoty lopatkové mříže podle Zweifelova kritéria, na druhou stranu je méně přesná. Zweifelovo kritérium vychází z experimentální zkušenosti velikosti vztlaku ve směru obvodové rychlosti c_z,u, která je v rozsahu 0,75...0,85 u moderních profilů až 1 [12, s. 6-17]. Vyšší hodnoty jsou pro mříže s menším profilovými ztrátami, ale z vyšší pravděpodobnosti odtržení proudu od profilu. V tomto případě je netypicky součinitel vztlaku vztažen k dynamickém tlaku na výstupu z mříže a ploše lopatek odpovídající šířce lopatkovém mříže:

11.793 Zweifelovo kritérium. cz,u [-] součinitel vztlaku v obvodovém směru; b [m] šířka lopatkové mříže. Odvození vzorce je v Příloze 793.

V [20] je uvedena metoda stanovení hustoty lopatkové mříže, která vychází z kanálové teorie. Tato metoda předpokládá, že existuje optimální poměr mezi délkou a šířkou kanálu. V případě lopatkové mříže je za délku kanálu považována délka tětivy c a za šířku střední šířka lopatkového kanálu A_st, potom je optimální poměr c/A_st kolem 2,5 u turbín je o něco měnší [20, s. 408]. Tato metoda se hodí pouze pro velmi málo zakřivené profily. Orientační hodnoty hustoty mříže σ pro různé typy lopatkových strojů jsou uvedeny také v [4, s. 64] a speciálně pro parní turbíny v [21].

Vliv rotace na aerodynamiku lopatkové mříže

Při rotaci lopatkové mříže může být příčný gradient tlaku, a tedy i výsledný vztlak na lopatky v lopatkové mříži, ovlivňován vnějším zrychlením. Pokud zanedbáme vliv slabého gravitačního zrychlení, pak tu zůstává vliv odstředivého a Coriolisova zrychlení. Výsledný gradient tlaku a jeho složku lze stanovit z energetické rovnice relativního proudu potenciálního proudění.

V případě čistě axiálních kruhových lopatkových mříží a proudění po válcových plochách vzniká vlivem rotace pouze odstředivé zrychlení, které má radiální směr a je tedy kolmé na příčný gradient, který je obvodovou složkou celkového gradientu tlaku a výsledný vztlak lopatek je stejný jako bez rotace (odstředivé zrychlení mění výslednici gradientu, ale obvodová složka gradientu je stejná jako bez rotace).

Podstatně složitější je situace u kruhových mříží rotorů, ve kterých má proudění i radiální složku (kuželové stupně, radiální stupně, diagonální stupně), protože odstředivé a Coriolisovo zrychlení už nemusí být kolmé na příčný tlakových gradient:

12.1150 Příklady směrů odstřediívho a Coriolisova zrychlení v oběžném kole radiálního stroje.

Z posledního obrázku je patrné, že Coriolisovo zrychlení v případě dostředivého proudění bude zvyšovat tlak na ploše lopatek ve směru rotace a snižovat na odvrácené straně lopatky, v případě odstředivého proudění je tomu naopak. Takže, pokud rotor zobrazený na Obrázku 12a by byl rotor turbíny, pak by Coriolisovo zrychlení zvyšovalo vztlak lopatek (sací strana je ve směru výslednice obvodové síly) oproti proudění mříží bez rotace a u pracovního stroje by tomu bylo naopak. To je důvod, proč se využívá u radiálních strojů dostředivé proudění pro turbíny a odstředivé pro pracovní stroje. Co se týká vlivu odstředivého proudění na rozložení tlaku podél profilu, tak v tomto případě roste jeho vliv s velikosti úhlu nastavení profilu v mříži – čím více se odlišuje od 90° (čistě radiální lopatkování), tím je tento vliv větší.

Osamocený profil ve stlačitelném prostředí

Většinu aerodynamických problémů lze řešit pomocí poznatků z aerodynamiky nestlačitelného prostředí. Konstantní hodnota hustoty pracovní látky zjednodušuje mnoho výpočtových vztahů pro síly působící na lopatku, popis proudění kolem lopatky, popis vzniku profilových ztrát apod. V případě, že při proudění kolem lopatky dochází k výraznější změně hustoty (oproti podmínkám při kterých byly aerodynamické veličiny profilu měřeny) už některé ze vzorců a pravidel odvozených pro nestlačitelné proudění lze použít s dostatečnou přesností pouze, jestliže aerodynamické veličiny přepočítáme pro jiné parametry proudění podle Glauert-Prandtlova pravidla.

Porovnáním diferenciální rovnice pro stlačitelné proudění v rovině [6, s. 49] (linearizovaný tvar) a rovnice pro nestlačitelné proudění v rovině [6, s. 50] (tzv. Laplaceova rovnice) lze vydedukovat, že tlakové pole kolem tělesa obtékaného stlačitelným prouděním se změní (zvýší), oproti případu obtékaní nestlačitelným proudění v poměru závislým pouze na Machově číslu. To znamená, že tlakový součinitel profilu C_t, respektive součinitel vztlaku c_z se bude měnit v poměru:

13.906 Vliv stlačitelnosti proudění na tlakové pole kolem profilu.

⁽¹⁵⁾Laminární profil

Laminárním profil je takový, který je obtékán prouděním s podkritickým Re.

Z Glauert-Prandtlovo pravidla plyne, že pro zachování stejného součinitele vztlaku i při stlačitelném obtékání je nutné geometrii původního profilu (měřený při obtékání nestlačitelným prouděním Δp_Z souřadnici kolmou na rychlost) změnit v uvedeném poměru. Uvedené rovnice, podle [6, s. 53], jsou platné pro potenciál rychlosti [13, s. 206] náběžné rychlosti a tudíž se ve stejném poměru přibližně změní i náběžný úhel a prohnutí profilu. Souřadnice profilu rovnoběžné s rychlostí zůstávají stejné viz [6, s. 57]:

14.907 Praktická aplikace Glauert-Prandtlova pravidla. (a) profil obtékaný nestlačitelným prouděním; (b) profil obtékaný stlačitelným prouděním. yn, s [m] lokání tloušťka profilu obtékaného nestlačitelným, respektive stlačitelným prouděním. Profil (b) bude mít, podle Glauert-Prandtlova pravidla, stejné aerodynamické charakteristiky jako profil (a)(16).

Z výše uvedeného je evidentní, že pro pro vyšší rychlosti obtékání postačují tenké málo zakřivené profily. Vliv stlačitelnosti proudění na geometrii profilu je patrný na lopatkách vrtulí a větrných turbín. Například podle principu aerodynamického návrhu lopatky větrné turbíny je po celé výšce lopatek sice aplikován stejný profil, ale v důsledku vysokých rychlostí blíže k obvodu lopatek se profily ztenčují vzhledem k délce tětivy. Stejně se mění i úhel náběhu a prohnutí.

Je tedy očividné, že součinitelé c (tj. odporu a vztlaku) profilu jsou funkcí nejen úhlu náběhu i, ale i Machova čísla c_{z, x}(i; Ma). Tento vliv začíná být významný až při vyšších podzvukových rychlostech kolem Ma≈0,3, nejvyšší je kolem zvukových rychlostí a při vysokých nadzvukových rychlostech vliv Machova čísla opět klesá. S rostoucím Machovým číslem se pohybuje působiště vztlaku více k náběžné hraně profilu, při rychlosti blízké rychlosti zvuku se opět poloha vztlaku přibližuje zpět do původní polohy [6, s. 46, 240].

15.893 Změny součinitele vztlaku u kosočtvercového profilu. Kosočtvercový profil je uveden na následujícím obrázku. Graf závislosti u skutečného profilu vhodného pro nadzvukové rychlosti je uveden např. v [6, s. 346].

Z uvedené závislosti plyne pro vodorovný let, že úhel náběhu se zvyšující se rychlostí postupně musí snižovat (pokud hmotnost letounu zůstává konstantní) a při velmi vysokých podzvukových rychlostech může být dokonce i záporný [1, s. 69]. Z toho důvodu je zvyšování rychlosti letounu směřující k dosažení nadzvukové rychlosti spojeno se stoupáním (pokud letoun není vybaven proměnnou geometrií křídla nebo nevyužívá jiný manévr jako např. letoun SR-71 Blackbird [2, s. 84]). Současně s posunutím působiště vztlaku více k nabéžné hraně vytvářím problém s těžištěm letounu (méně citlivé na změnu těžiště jsou proto šípová křídla nejlépe se změnou úhlu šípu). V nadzvukové oblasti je situace přesně obrácená a úhel náběhu se zvyšující se rychlostí vodorovného letu opět zvyšuje.

Profily pro vysoké rychlosti letu jsou charakteristické svou štíhlostí a symetrií. Aby se u symetrického profilu vytvořil vztlak musí být úhel náběhu vždy nenulový. Například letoun SR-71 Blackbird nemá proměnnou geometrii křídel a křídla jsou vodorovně s osou trupu, proto při vodorovném letu má vždy mírně zvednutou příď cca o 6° při nadzvukovém letu:

16.894 Typy profilů vhodné pro vysoké rychlosti ve stlačitelném prostředí. (a) transonický profil; (b) supersonický (čočkový tvar); (c) supersonický (kosočtvercový tvar); (d) supersonický (lichoběžníkový tvar); (e) hypersonický.

Aerodynamika lopatkových mříží ve stlačitelném prostředí

Přenositelnost aerodynamických vlastností osamoceného profilu v oblasti vysokých podzvukových a nadzvukových rychlostí na profil v lopatkové mříži není už v přímé podobě možná. To je dáno především stavem pracovního plynu před mříží a za mříží, které mohou být velmi rozdílné oproti obtékání plynu podél osamoceného profilu. Například při expanzi plynu v turbínové mříži do nadzvukových rychlostí na výstupu z mříže vstupuje plyn s malou podzvukovou rychlostí, ale s vysokou nadzvukovou výstupní rychlostí. Výužít poznatků z aerodynamiky stlačitelného prostředí osamoceného profilu lze při výběru vhodného tvaru profilu lopatek v mříži, například transonický profil se používá u kompresorových lopatkových mříží s vysokou podzvukovou rychlosti pracovního plynu před mříží, protože je méně citlivý na odtržení mezní vrstvy od profilu v důsledku vzniku λ-rázové vlny. Profily s ostrými hranami jako lichoběžníkový se používají u supersonických lopatkových mříží kompresorů, protože u těchto profilů nevzniká λ-rázová vlna. Z těchto příčin je při vysokých podzvukových a nadzvukových rychlostech součinitel odporu takových typů profilů menší, než by tomu bylo u hladce zakřivených tlustostěnných profilů.

Analytické řešení stlačitelného proudění v lopatkové mříži je možné řešit v uzavřeném tvaru pouze pro případ jednorozměrového stlačitelného proudění – to je ekvivalentní analytickému návrhu trysek nebo difuzorů. Navíc takové proudění je doprovázeno různými efekty související se stlačitelným prouděním v kanálech. Přesný analytický výpočet je často obtížný a není natolik přesný, aby na jeho základě bylo možné lopatkovou mříž inovovat a zvyšovat její účinnost. V takových případech je nutné výpočet doplňovat měřením proudění v aerodynamických tunelech:

17.634 Transonické proudění v lopatkové mříži.

18.636 Supersonické proudění v mříži.

V současné době lze i velmi složité proudění stlačitelné látky modelovat numericky pomocí výkonného výpočetního hardwaru a příslušného softwaru:

19.635 Příklady numerického modelování stlačitelného proudění v lopatkové mříži.

Shrnutí vlivu stlačitelnosti prostředí

Projevy stlačitelnosti proudění s rostoucím Machovým číslem jsou významné a mohou zcela změnit vlastnosti lopatkové mříže tepelných strojů navržené za předpokladu zanedbatelných vlivů stlačitelnosti proudění. Z těchto důvodů je nutné provést při výpočtu lopatkové mříže kontrolu na velikost Machových číslech alespoň v místech, kde lze očekávat nejvyšší rychlosti proudění. Přičemž přibližně u rychlostí nad Ma>0,3 je nutné korigovat tvar profilů podle Glauert-Prandtlova pravidla viz Rovnice 13. V případě kritických Machových čísel je nutné počítat s možným vznikem efektů spojených s vysokými rychlostmi. Při Machových číslech větších jak 1 či velmi blízké jedné je nutné vlastnosti lopatkového kanálu ověřit v aerodynamickém tunelu nebo při návrhu takové mříže, použít alespoň 1D výpočet proudění Lavalovou tryskou (tzv. kanálová teorie lopatkové mříže). Machova čísla jsou vztažena k rychlostem vzhledem k obtékanému profilu, proto u rotorových lopatkových kanálů jsou rozhodující relativní rychlosti, respektive Machova čísla vztažena k relativním rychlostem.

Kritické Machovo číslo roste s klesající tloušťkou profilu, proto se pro vysoké rychlosti obtékání používají tenké profily s vysokým poměrem délky od náběžné hrany k maximálnímu prohnutí profilu ku délce tětivy.

Odkazy

Bibliografická citace článku

ŠKORPÍK, Jiří. Základy aerodynamiky profilů lopatek a lopatkových mříží, Transformační technologie, 2009-10, [last updated 2019-01-10]. Brno: Jiří Škorpík, [on-line] pokračující zdroj, ISSN 1804-8293. Dostupné z https://www.transformacni-technologie.cz/16.html.