Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Проектирование систем охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин 10
1.1. Охлаждаемые детали газовых турбин и их конструктивные особенности 10
1.2. Процесс проектирования охлаждаемых лопаток газовых турбин. 27
1.3. Математическое моделирование теплового состояния охлаждаемых лопаток газовых турбин 35
1.4. Методы верификации математических моделей охлаждаемых лопаток газовых турбин. 45
1.5. Анализ возможностей аддитивных лазерных технологий для изготовления моделей охлаждаемых лопаток 54
1.6. Цель работы и решаемые задачи. 60
Глава 2. Методики проектирования с использованием физического моделирования на ранних этапах создания охлаждаемых лопаток 64
2.1. Проектирование охлаждаемых лопаток газовых турбин с опережающий верификацией тепловых и гидравлических моделей 64
2.2. Критерии верификации гидравлической и тепловой модели лопатки 69
2.3. Верификации тепловой модели лопатки с конвективной системой охлаждения. 77
2.4. Верификации тепловой модели лопатки с конвективно -пленочной системой охлаждения. 83
Глава 3. Исследование объектов физического моделирования элементов лопаток, изготовленных селективным лазерным плавлением 94
3.1. Материал для изготовления моделей и определение его характеристик 94
3.2. Модернизация установки с жидкометаллическим термостатом 99
3.3. Исследование влияния шероховатости поверхности моделей на точность определения тепловых и гидравлических характеристик каналов охлаждения 104
3.3.1. Сравнительные экспериментальные исследования теплогидравлических характеристик гладких каналов изготовленных с использованием SLM - технологии и фрезерованием 104
3.3.2. Сравнительные экспериментальные исследования теплогидравлических характеристик каналов с поперечным ребром, изготовленных с использованием SLM - технологии и фрезерованием 107
Глава 4. Апробация методики на примере проектирования элементов внутренней полости сопловой лопатки 112
4.1. Исследование теплообмена входной кромки лопатки с циклонной схемой охлаждения 112
4.1.1. Модели канала охлаждения входной кромки 112
4.1.2. Гидравлические характеристики моделей 114
4.1.3. Анализ результатов тепловых испытаний и построение критериальных зависимостей. 115
4.2. Исследование теплообмена в моделях задней полости лопатки с различными интенсификаторами теплообмена 122
4.2.1. Геометрические характеристики моделей задней полости лопатки 122
4.2.2. Гидравлическая модель каналов и результаты гидравлических испытаний. 126
Глава 5. Верификация тепловой и гидравлической моделей рабочей лопатки турбины двигателя АЛ-31СТН 142
5.1. Разработка и изготовление модели лопатки для тепловых испытаний 142
5.2. Гидравлическая модель лопатки, моделирование потокораспределения охладителя в каналах 144
5.3. Анализ результатов испытаний модели лопатки в жидкометаллическом термостате 151
5.4. Верификация и уточнение тепловой модели лопатки 156
5.5. Сравнение результатов испытания прототипа с результатами испытания натурной лопатки, изготовленной литьем в серийном производстве 163
Заключение 171
Список сокращений и условных обозначений 174
Список литературы 175
- Математическое моделирование теплового состояния охлаждаемых лопаток газовых турбин
- Критерии верификации гидравлической и тепловой модели лопатки
- Исследование влияния шероховатости поверхности моделей на точность определения тепловых и гидравлических характеристик каналов охлаждения
- Гидравлическая модель лопатки, моделирование потокораспределения охладителя в каналах
Введение к работе
Актуальность темы исследования
В настоящее время перед предприятиями аэрокосмической отрасли стоят
актуальные задачи по пересмотру подходов к разработке новых изделий. Это
происходит в условиях жесткой конкуренции с зарубежными компаниями, как
на внутреннем, так и на внешнем рынках. Разработка и внедрение
инновационных технологий в процесс создания перспективных летательных
аппаратов и их двигателей требуют разработки и внедрения новых методов
проектирования и экспериментальных исследований. Возникает потребность в
интеграции на ранних стадиях проектирования процессов конструирования и
инженерного анализа с процессами испытания деталей для верификации
применяемых расчетных моделей. Параллельное использование результатов
математического и натурного моделирования позволяет определить
характеристики изделия до изготовления конструкторской документации, что сокращает сроки создания новых изделий и уменьшает стоимость их разработки.
Особенно это актуально при проектировании высокотемпературных турбин газотурбинных двигателей (ГТД), характерной особенностью развития которых является переход к более высоким параметрам рабочего тела для улучшения экономичности. Неотъемлемой частью любой современной турбины является система охлаждения. Наиболее сложным элементом системы охлаждения турбины являются сопловые и рабочие лопатки турбины высокого давления как наиболее теплонапряженные детали, определяющие ресурс турбины и двигателя в целом.
Создание лопаток с эффективной системой охлаждения является сложным и трудоемким процессом, включающим в себя выбор схемы, проектирование тракта охлаждения и его оптимизацию, газодинамические, тепловые и прочностные расчеты, экспериментальные исследования, разработку технологии изготовления и оценку надежности.
Проектированием охлаждаемых турбин ГТД занимались: Ануров Ю.М., Богомолов Е.Н., Галицейский Б.М., Дыбан Е.П. Дрейцер Г.А., Иванов М.Я., Копелев С.З., Кутателадзе С.С., Лебедев А.С., Леонтьев А.И., Локай В.И., Марчуков Е.Ю., Нагога Г.П., Пиотух С.М., Слитенко А.Ф., Халатов А.А., Харьковский С.В., Черный М.С., Швец И.Т., Щукин В.К., Glezer D., Kercher D.M., Hwan J., Metzger D.E. и др. Полученные ими результаты позволили разработать методы расчта теплообмена и проектирования систем охлаждения деталей газовых турбин.
Численное моделирование температурного поля охлаждаемых лопаток турбины является обязательным элементом процесса проектирования ГТД. Для обеспечения современного уровня КПД и ресурса газовой турбины требуются достоверные расчетные данные. При этом остро стоит вопрос о верификации результатов численных расчетов, которая обычно проводится по результатам испытания натурной лопатки, изготовленной по технологии серийного производства. Выявленные в процессе испытаний несоответствия температур поверхности пера их расчетным значениям могут потребовать изменения системы охлаждения, что приводит к существенным дополнительным затратам и увеличению времени создания охлаждаемой лопатки и двигателя в целом. Использование инновационной технологии селективного лазерного плавления
(SLM-технология) позволяет изготавливать прототип охлаждаемой лопатки без разработки конструкторской документации. Однако на данный момент нет методик использующих результаты испытания прототипа для определения тепловых характеристик проектируемой лопатки.
В связи с этим совершенствование методики проектирования,
позволяющей проводить на ранних стадиях верификацию тепловой и гидравлической моделей лопатки до изготовления в серийном производстве по результатам испытания ее прототипа, является актуальной задачей.
Целью работы является повышение эффективности проектирования охлаждаемых деталей газовых турбин путем верификации их тепловых и гидравлических моделей на ранних стадиях проектирования.
Для достижения поставленной цели в работе необходимо было решить следующие задачи.
-
Усовершенствовать методику проектирования, включающую этапы физического моделирования с помощью SLM-технологии гидравлических и тепловых характеристик каналов внутренней полости лопатки, а также методы для верификации теплогидравлической модели лопатки в целом на ранних стадиях проектирования.
-
Разработать методики верификации тепловых и гидравлических моделей охлаждаемых лопаток и их элементов на прототипах, изготовленных лазерным селективным плавлением.
-
Провести экспериментальные исследования влияния свойств порошкового материала на точность определения тепловых и гидравлических характеристик прототипов лопаток, изготовленных с использованием SLM-технологии.
-
Провести апробацию разработанных методик на примере проектирования каналов внутренней полости сопловой лопатки с перспективной системой охлаждения.
-
Провести верификацию гидравлической и тепловой моделей рабочей лопатки турбины высокого давления двигателя АЛ-31СТН с использованием прототипа лопатки, изготовленного по SLM-технологии.
-
Выполнить сравнительные экспериментальные исследования тепловых и гидравлических характеристик лопатки, изготовленной по серийной технологии, и прототипа, изготовленного по SLM-технологии, для подтверждения правильности теоретических предпосылок, использованных при разработке методики проектирования с опережающей верификацией теплогидравлических моделей.
Объект исследования: модели каналов охлаждения, прототипы
охлаждаемой лопатки, изготовленные селективным лазерным плавлением, и лопатки, изготовленные по серийной технологии.
Научная новизна результатов заключается в следующем:
Усовершенствована методика проектирования охлаждаемых лопаток газовых турбин, позволяющая проводить верификацию их тепловых и гидравлических моделей для принятия оптимальных конструктивных решений на ранних стадиях проектирования.
Экспериментально обоснована возможность использования прототипа лопатки, изготовленного по SLM–технологии из нанопорошка на основе железа, для верификации ее теплогидравлической модели.
Разработаны методики верификации тепловых моделей лопаток турбин с конвективными и конвективно-пленочными системами охлаждения.
Получены критериальные зависимости для расчета локальных
коэффициентов теплоотдачи к охлаждающему воздуху в закрытой циклонной системе охлаждения входной кромки лопатки.
Теоретическая и практическая значимость работы.
-
Разработаны критерии оценки адекватности гидравлических и тепловых моделей лопаток при использовании тепловизионного метода и метода калоримерирования в жидкометаллическом термостате.
-
Определена теплопроводность и шероховатость стенок каналов охлаждения, изготовленных по SLM-технологии. Получены результаты влияния шероховатости на гидравлические и тепловые характеристики каналов охлаждения.
-
Разработана программа для расчета двумерного температурного поля, позволяющая определить распределение плотности теплового потока по наружной поверхности поперечных сечений лопатки.
-
Получены результаты экспериментальных исследований моделей входной кромки и задней полости с различными интенсификаторами теплоотдачи, позволившие разработать адекватную теплогидравлическую модель сопловой лопатки ГТУ.
-
По результатам испытания прототипа верифицирована тепловая модель рабочей лопатки первой ступени турбины. Получены обобщенные зависимости для расчета локальных коэффициентов теплоотдачи к охлаждающему воздуху. Результаты использованы при проектировании рабочей лопатки первой ступени турбины высокого давления двигателя АЛ-31СТН, разработанного ОКБ имени Люлька.
-
Проведены сравнительные испытания прототипа и натурной рабочей лопатки первой ступени турбины двигателя АЛ-31СТН. Совпадение распределения плотности тепловых потоков в контрольных сечениях пера прототипа и лопатки экспериментально подтвердило возможность проведения верификации тепловой и гидравлической моделей системы охлаждения на прототипе лопатки, изготовленной по технологии селективного лазерного плавления.
Методология и методы исследования. В работе использованы
экспериментальные и теоретические методы исследования. Решения
поставленных задач базируются на теоретических положениях и
основополагающих закономерностях тепломассообмена, а также на
использовании экспериментальных результатов, полученных при испытаниях моделей каналов охлаждения и лопаток турбины.
Положения, выносимые на защиту:
методика проектирования охлаждаемых лопаток газовых турбин с верификацией их тепловых и гидравлических моделей;
методика верификации тепловой модели лопатки по результатам испытания прототипа лопатки в жидкометаллическом термостате;
результаты экспериментального исследования влияния SLM-технологии на тепловые характеристики охлаждаемых каналов лопатки турбины;
критериальные зависимости для расчета локальных и средних значений теплоотдачи к воздуху входной кромки лопатки с циклонной системой охлаждения.
Степень достоверности полученных результатов работы.
Достоверность, полученных в диссертации научных положений, выводов и
рекомендаций, обеспечена применением: современных методов математического
моделирования, аттестованных измерительных средств, апробированных
методик измерений и обработки данных, анализом погрешности измерений, воспроизводимостью результатов тепловых и гидравлических испытаний, хорошим совпадением результатов численного моделирования и экспериментов.
Апробация работы.
Основные материалы диссертации доложены и положительно оценены на
III Всероссийской научно-практической конференции «Авиамашиностроение и
транспорт Сибири» (Новосибирск, 2013); Международной научной конференции
«XXXIX Гагаринские чтения» (Москва, 2013г.); XX международной научно-
практической конференции «Технические науки – от теории к практике»
(Новосибирск, 2013г.); Восьмом международном аэрокосмическом конгрессе
(Москва, 2015); LVII международной научно-практической конференции
«Технические науки от теории к практике» (Новосибирск, 2016), XXVII
Международной научно-практической конференции «Приоритетные научные направления: от теории к практике» (Новосибирск, 2016).
Публикации. По теме диссертации опубликовано 11работ, из них 2 работы - в изданиях, рекомендованных ВАК.
Структура и объм диссертации.
Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, списка обозначений и списка использованной литературы из 142 наименований. Работа изложена на 193 страницах машинописного текста, имеет 10 таблиц и 144 рисунка.
Математическое моделирование теплового состояния охлаждаемых лопаток газовых турбин
Современным направлением проектирования является моделирование температурного поля лопатки в результате одновременного решения в рамках одного пакета (ANSYS, Fluent, CFX, Numeca, STAR CCM+ и др.) задач течения газа, охладителя и теплопроводности с сопряжением условий теплообмена на стенках. Однако, решение задачи в «полностью сопряженной» постановке требует больших расчетных и временных ресурсов. Поэтому, на практике моделирование температурного поля лопатки выполняется в «полусопряженной» постановке с привлечением методов одномерного моделирования течения и теплообмена в полости лопатки (гидравлического расчета). Современные программные средства позволяют рассчитать задачи теплопроводности для объектов любой геометрии с высокой точностью. Достоверность получаемых результатов расчета определяется правильностью задания граничных условий со стороны газа и со стороны охлаждающего воздуха. Для численного моделирования обтекания лопаточных решеток в ОКБ имени А. Люльки используется программный комплекс ANSYS CFX для двумерного расчета граничных условий со стороны газа, для трехмерных расчетов используется ANSYS CFD (рис. 1.21).
Для трехмерного моделирования обтекания лопаток при развитом конвективно-пленочном охлаждении эффективным инструментом является программный комплекс STAR CCM+ [97]. На рис. 1.22 представлена визуализация результатов расчета обтекания сопловой лопатки.
Визуализация результатов расчетов линии тока на расчетном режиме обтекания (б) Для тракта охлаждения лопаток проблема моделирования потокораспределения воздуха является не менее сложной. Большинство разработчиков используют одномерные модели, в которых отдельные участки внутренней полости заменяются каналами с характерным геометрическим параметром. Для математического описания одномерной модели течения используются законы сохранения массы и энергии, аналогичные по своей математической формулировке первому и второму закону Кирхгофа, а также дополненные замыкающими соотношениями. В качестве замыкающих соотношений применяются зависимости, характеризующие взаимосвязь между падением давления, гидравлическим сопротивлением и расходом, полученными экспериментальным путем [98].
При моделировании сложной системы каналов, состоящей из большого числа элементов, используется математический аппарат, разработанный в теории графов. Такой метод расчета гидравлики реализован в компьютерных программах «Gydraul», «COLD», в коммерческих кодах «Flowmaster» и «Thermal&Hydraulic Analysis» (THA).
В ЦИАМ [99, 100] разработана и реализована в виде программного комплекса методика расчёта гидравлических сетей с учётом сжимаемости, позволяющая рассчитывать гидравлические сети при сверхкритических перепадах давления, с запиранием потока, в условиях совместного воздействия на поток сил трения, подвода тепла, действия центробежной силы при автоматическом учёте статического давления в раздаточных каналах. Создана и реализована в виде программного комплекса методика моделирования стационарного и нестационарного теплового состояния пера охлаждаемых лопаток турбин. Методика реализована в квазитрёхмерной постановке на основе совместного решения задачи гидравлики системы охлаждения лопатки, расчёта граничных условий теплообмена со стороны газа и воздуха, расчёта полей температуры в плоских сечениях лопатки.
В программах расчета гидравлики задаются зависимости для расчета местных гидравлических сопротивлений для различных участков каналов: штырьковых зон, вихревых матриц, сужения и расширения каналов, поворотов, разветвлений. Причем, разработчики программ используют зависимости, которые на их взгляд наиболее достоверно описывают физику процесса.
Однако практически все используемые зависимости получены в модельных условиях на увеличенных моделях с постоянным поперечным сечением канала. Отличие результатов расчетов по зависимостям различных авторов для каналов с одинаковыми интенсификаторами достигает 80% и более.
Так в работе [101] проведено сопоставление эмпирических зависимостей, полученных различными авторами, с опытными данными ЦИАМ. Сравнение показало, что расхождение результатов расчета гидравлических потерь в канале с шахматным расположением столбиков–турбулизаторов составляет более 100%. Сравнение результатов при различных значениях поперечного шага штырьков S2, продольного шага S1 и диаметра штырьков d приведены на рис. 1.23.
Для каналов с вихревыми матрицами гидравлические потери существенно зависят от комплекса геометрических параметров. С увеличением суммарного угла взаимного перекрещивания каналов коэффициент гидравлического сопротивления также возрастает. Чем большее значение принимает угол 2р, тем выше темп увеличения . При увеличении угла 2р от 45 до 104 градусов коэффициент гидравлического сопротивления увеличивается в 5-6 раз (рис. 1.24).
В работе [102] сделан детальный обзор работ по экспериментальному исследованию гидравлических характеристик трактов с компланарными каналами. На базе этого обзора проведен анализ и сопоставление результатов опытных исследований коэффициентов гидравлических сопротивлений э (рис. 1.25). Как видно из рис. 1.25, значения э отличаются при Re = idem в 3-4 раза.
Критерии верификации гидравлической и тепловой модели лопатки
Располагая значениями целевых функций Ф1, Ф2 и информацией о температурном поле лопатки, конструктор в блоке 14 принимает решение о соответствии системы охлаждения техническим требованиям. В случае отрицательного решения в блоке 14, конструктор, анализируя поля запасов прочности в сечениях лопатки, вносит изменения в геометрию охлаждаемых каналов для корректировки температурного поля в сечениях лопатки.
После принятия решения о соответствии разработанной лопатки заданным критериям, до начала изготовления конструкторской документации проводятся экспериментальные исследования по верификации гидравлической и тепловой модели охлаждаемой лопатки.
В соответствии с предлагаемой методикой выбирается материал и изготавливается прототип лопатки для проведения тепловых и гидравлических испытаний (блок 17). Для изготовления прототипа по SLM-технологии используется трехмерная геометрическая модель лопатки, полученная в результате проектирования. Прототип изготавливается в масштабе 1:1. В зависимости от метода и программы испытаний, прототип лопатки может изготавливаться с отверстиями в стенках каналов для замера статического давления, фланцами для подсоединения лопатки к рабочему участку испытательного стенда и др. [121]. Изготовленный таким образом прототип не требует проведения дополнительных работ по препарировки.
В блоках 3, 6 и 16 проводятся расчеты потокораспределения охладителя и теплового состояния лопатки для модельных условий испытаний прототипа. Результатом расчета может быть стационарное или нестационарное температурное поле, а также распределение плотности теплового потока по наружной поверхности пера. Выбор результата расчета определяется конструкцией лопатки и методом испытания, по результатам которого будит проводится верификация тепловой модели лопатки.
Верификация теплогидравлической модели проводится в блоке 18, путем сравнения результатов испытаний прототипа с результатами расчета. При выявлении несоответствий, определяется их влияние на целевые функции Ф1, Ф2. В случае необходимости приводится уточнение гидравлической и тепловой модели лопаток, для определения необходимых конструктивных изменений системы охлаждения. Весь цикл расчетов и изготовления и испытаний прототипа повторяется.
Существенное влияние на достоверность результатов расчета оказывает программное обеспечение. Применяемые при проектировании компьютерные программы должно отвечать определенным требованиям [122, 123]. При этом надо учитывать, что программные продукты могут быть покупные или собственной разработки. Программные комплексы в соответствии с ISO 9126-1 должны обеспечивать функциональную пригодность, корректность, т.е. обеспечивать правильные или приемлемые для пользователя результаты, эффективность – свойства, обеспечивающие требуемую производительность решения функциональных задач, с учетом количества используемых вычислительных ресурсов в установленных условиях; сопровождаемость – приспособленность программного средства к модификации и изменению конфигурации и функций. Проектировщик должен иметь комплект документации, позволяющий обоснованно выбирать параметры расчета. Покупное программное обеспечение должно быть лицензионным.
Программы, разрабатываемые на предприятии, должны проходить тестовые испытания, подтверждающие их корректность. Ошибки или недостаточное качество программных комплексов могут нанести ущерб, значительно превышающий положительный эффект от их использования.
В качестве критериев для оценки адекватности гидравлической модели целесообразно выбрать параметры, надежно измеряемые в процессе испытаний лопатки. В качестве таких критериев целесообразно использовать: суммарный расход воздуха через лопатку Gв, замеряемый в изотермических условиях (температура охлаждающего воздуха равна температуре лопатки – холодная продувка); суммарный расход воздуха в условиях подогрева Gв.г – температура охлаждающего воздуха ниже температуры лопатки (горячая продувка); значение статического давления в контрольных точках тракта охлаждения; эпюра полного давления по высоте щели выходной кромки.
Продувки прототипа лопатки проводят в диапазоне перепадов давления = Рл/Po от 1 до max = Pл.max/Po, где Ро – атмосферное давление. Максимальное значение давления Рл.max задается исходя из значения рабочего перепада давления на лопатки в условиях эксплуатации р, обычно max примерно равно 1,5р. Строятся расчетные зависимости Gв = f(), на которые наносятся экспериментальные точки. Отклонение расчетного суммарного расхода от замеренного в эксперименте считается допустимым в пределах ±5%.
Для лопаток со сложными схемами охлаждения проводится замер статических давлений в точках пера соответствующих узловым точкам расчетной гидравлической сети. Замеренные в эксперименте значения давления Рi сравниваются расчетными Рiр, полученными для заданного перепада давления = Рл/Po.
Дополнительным параметром проверки адекватности гидравлической модели является замер распределения полного давления по высоте щели в выходной кромке. Полученное распределение полного давления сравнивается с эпюрой расходов на ветвях, моделирующих щель выходной кромки. Для сравнения строятся зависимости Gi/Gx = f(H) и P i/P x = f(H), где H – высота щели, х – сечение по высоте выходной кромки, обычно равное 0,5H. Отличие между расчетными и замеренными значениями не должно превышать ±5%. Такое отклонение в расходах приведет к изменению коэффициентов теплоотдачи не превышающему ± 3,6%.
Анализ методов для определения тепловых характеристик лопаток с конвективным охлаждением, проведенный в 1 главе, показал, что наиболее информативным, не требующих значительных материальных и временных затрат является метод калориметрирования в жидкометаллическом термостате [95]. Верификация тепловой модели проводится путем сравнения распределения плотности теплового потока qр по наружной поверхности, рассчитанного по верифицируемой тепловой модели для условий испытаний и распределения плотности теплового потока qц, определенного по результатам экспериментов в жидкометаллическом термостате. Сравнение тепловых потоков учитывает все параметры тепловой модели, определяющие температурное состояние лопатки в условиях эксплуатации: расход и температуру воздуха на ветвях сети, коэффициенты теплоотдачи к охладителю, коэффициенты формы поверхности пера.
При расчете теплового потока qр в модельных условиях жидкометаллического термостата, на наружной поверхности лопатки задаются граничные условия первого рода – температура поверхности равна температуре кристаллизующего цинка Ткр = 692,4К; на поверхности каналов охлаждения задаются граничные условия третьего рода: температура охлаждающего воздуха Твi и коэффициенты теплоотдачи от стенки лопатки к охлаждающему воздуху вi, полученные с использованием верифицированной гидравлической модели лопатки. Результатом расчета является двухмерное температурное поле поперечного сечения лопатки и значения плотности теплового потока в заданных точках наружной поверхности.
Исследование влияния шероховатости поверхности моделей на точность определения тепловых и гидравлических характеристик каналов охлаждения
Основная погрешность контроля тепловых характеристик лопаток в нестационарных условиях теплообмена связана со сложностью обеспечения идентичности начальных условий. В связи с этим предлагается в качестве начального состояния использовать прототип лопатки, имеющий температуру окружающей среды - атмосферного воздуха в испытательном боксе. В процессе продувки горячим воздухом холодной лопатки, с помощью тепловизора фиксируют температурное поле контролируемого участка поверхности. Термограммы записывают на ПК с заданной частой. Наружная поверхность лопатки находится в условиях свободной конвекции. Расход и температура воздуха на входе в лопатку в процессе эксперимента поддерживается постоянным. Температура воздуха на входе в лопатку целесообразно ограничить значением 423К. Для критериальной зависимости Nu = A Re0 8 коэффициент теплоотдачи будет равен
Это обеспечит, даже при максимально возможном изменении температуры в каналах охлаждения от начальной 423К до 293К, изменение коэффициента теплоотдачи к воздуху только на 11%.
Обработку первичной информации проводят следующим образом – для каждой контролируемой точки поверхности лопатки на кривой охлаждения Тлi = f() определяют участок, на котором логарифм измеренной температуры линеен по времени. Этот участок соответствует регулярному тепловому режиму. Далее выбирают два значения температуры Тлi1 и Тлi2, соответствующие моментам времени 1 и 2, и определяют темп нагрева m в I точке lnT -102 (233)
Аналогично определяются значения темпа охлаждения для всех контролируемых точек поверхности. Полученный в эксперименте темп нагрева характеризует комплексное влияние теплопроводности стенки и интенсивности внутреннего теплообмена.
Оценку адекватности тепловой модели можно проводить путем сравнения темпа нагрева полученного в эксперименте ГПІэ с темпом нагрева, рассчитанного с использованием верифицируемой модели mip, как m = miэ - mip, так и по величине отклонения І = эІ - рі.
Коэффициенты теплоотдачи определяются по результатам эксперимента с использованием зависимости где лІ - толщина стенки лопатки; dcp - средний диаметр кривизны стенки лопатки; ТлІ - температура поверхности лопатки; Тл кон - конечная температура поверхности лопатки.
Для того чтобы упростить оценку сравнения изменения температурного состояния лопатки в условиях эксплуатации по результатам сравнения m = miэ - mip, необходимо получить зависимость, связывающую эти два параметра.
Представим процесс теплообмена в стенке лопатки в условиях эксперимента в безразмерном виде. Будем предполагать, что стенка лопатки является тонкой пластиной, для которой рассматривается двумерное температурное поле осредненное по толщине пластины Т(x,z).
В общем случае уравнение теплового баланса для каждой элементарной области лопатки может быть записано в дифференциальной форме в виде Л-І т + т \ = ср- — -q , (2.35) [д2Т д2Т1 дТ 1дх2 dz 2} дт где Т - усредненная по оси Y температура области; q - удельная мощность тепловыделения в рассматриваемой двумерной области; с - теплоемкость материала; - плотность материала.
При этом q определяется двумя параметрами, связанными с внутренней и внешней теплоотдачей хн-(Т-Тн) + а-(Т-Тв) q = — , (2.36) где - эффективная толщина стенки области; н - коэффициент теплоотдачи на наружной поверхности; в - коэффициент теплоотдачи на внутренней поверхности; Тн - температура окружающей среды; Тв - температура воздуха в канале охлаждения.
Эффективная толщина стенки учитывает особенности геометрии области и определяется как отношение объема ячейки V к площади S
С использованием экспериментальных данных можно определить величину Bi+Nu/l, которая характеризует эффективность охлаждения рассматриваемой области. Значение критерия Bi определяется только условиями эксперимента, в связи с этим для оценки тепловых характеристик можно использовать скорректированный темп охлаждения mc = Nu/(l Bi). (2.40)
В условиях эксплуатации лопатки на постоянном режиме теплообмена на стенке пера можно считать стационарным. Для осредненной по толщине стенки лопатки будет справедлива зависимость -(т -Т1) = а (Т1 -Т ) = а (Т -ТЛ Тср = 0,5(Т 1 + Т2) = 0,5(Тв -Тг) + 0,5тср (Тв - Тг), где Ть Т2 - температура внутренней и наружной поверхности стенки лопатки. Коэффициент nicp определяет эффективность охлаждения лопатки и равен Nu---Bi I I Коэффициент nicp имеет тот же физический смысл, что и nic. Несмотря на то, что коэффициенты nicp и nic соответствуют разным режимам охлаждения лопатки, тем не менее, они могут быть пересчитаны один в другой.
Расчет нестационарного температурного поля в плоских сечениях прототипа проводится с использованием программы, разработанной в 2.3. Граничные условия на наружной поверхности задаются следующем образом: температура равна температуре окружающего воздуха в испытательном боксе, а коэффициенты теплоотдачи с учетом истечения воздуха из перфорации, как показали эксперименты, на уровне 50-60 Вт/м2К. Граничные условия в каналах охлаждения рассчитываются для условий эксперимента по верифицируемым моделям. Сравнение результатов экспериментов и расчетов необходимо проводить как минимум для двух режимов, отличающих расходом охлаждающего воздуха, но при одинаковой температуре охладителя на входе в систему охлаждения.
Гидравлическая модель лопатки, моделирование потокораспределения охладителя в каналах
В сечениях Х = 0 мм - Х = 30 мм геометрия каналов моделей «О» и «N» практически совпадает. Как видно из рис. 4.33 - рис. 4.41 характер распределения К у обеих моделей совпадают. У модели «N» К в среднем на 15-25% выше, чем у модели «О».
В сечении Х = 40 мм отличие коэффициентов К составляет 200%. Данное отличие обусловлено отличием в геометрии каналов (площадь и периметр) используемой в расчетах чисел Re. При расчете коэффициентов теплоотдачи к воздуху отличие между моделями в этом сечении будут не столь значительно.
В сечениях Х = 53 мм и Х = 56,5 мм коэффициент интенсификации в новой модели выше, чем в модели «О» в среднем в 1,9-2,1 раза, в сечении Х = 61 мм выше, чем у новой модели на 18-20% на участках Y = 8-16 мм и Y = 45-68 мм.
На рис. 4.42 представлены графики средних значений К по ширине модели как функция координаты Х. Как видно в модели «N» средние коэффициенты интенсификации теплообмена выше на 10-20%. Наибольшее отличие 200% у модели «N» наблюдается в сечении Х = 46,5 мм. В выходном сечении X = 61 мм интенсивность теплообмена у моделей практически одинакова.
Для расчета коэффициентов теплоотдачи к охлаждающему воздуху в условиях эксплуатации в таблице 1 и таблице 2 (Приложение) приведены значения коэффициентов интенсификации К{ для 9 поперечных сечений моделей с шагом 2 мм по координате Х.
Объектом исследования являлась рабочая лопатка турбины высокого давления двигателя АЛ-31СТН агрегата ГПУ-16Л. Лопатка имела конвективную систему охлаждения. Выход охлаждающего воздуха из лопатки в проточную часть турбины осуществляется через щель выходной кромки и через 3 отверстия. В корневых сечениях для интенсификации теплообмена перед выходной кромкой установлены два ряда штырьков. В соответствии с разработанной методикой была проведена опережающая верификация тепловой и гидравлической модели лопатки [140].
Для проведения испытаний для верификации теплогидравлической модели была разработана геометрическая модель прототипа лопатки. Трехмерная модель прототипа для испытания в жидкометаллическом термостате показана на рис. 5.1. Прототип имеет фланец для подсоединения к рабочему участку испытательного стенда и коллекторы для отвода воздуха из выходной щели и торцевых отверстий. Замковая часть модели лопатки выполнена с утонченными стенками, для уменьшения тепловой инерции модели. Желтым цветом показан участок для поддержки выходного коллектора при изготовлении.
С использованием гидравлической модели были проведены расчеты потокораспределения воздуха для условий испытания в жидкометаллическом термостате с учетом гидравлического сопротивления отводящих коллекторов. На основании полученных результатов, для моделирования поля давления на выходе из каналов системы охлаждения на торце пера, в условиях эксплуатации, в горизонтальном коллекторе установлена перегородка с жиклером диаметром 4 мм.
Были изготовлено три идентичных прототипа на машине SLM 280. Фотография прототипа лопатки после удаления подпорок, приведена на рис. 5.2.
Характеристики материала, из которого изготовлены прототипы, приведены в таблице 3.1. Замер шероховатости наружной поверхности модели (база по ГОСТ Р 2789-73) показал следующие результаты: Ra = 5,67 мкм, Rz = 27,67 мкм. Разрезка прототипа после испытаний на электроэрозионном станке показала, что геометрия и размеры элементов каналов охлаждения соответствуют конструкторской документации.
На рис. 5.3 показана трехмерная модель прототипа с продольным разрезом внутренней полости и радиусами расчетных сечений от оси турбины. Лопатка имеет канальную схему охлаждения с интенсификацией теплообмена путем вдува струй через отверстия в перегородках со стороны корыта.
На установке «Цинк» были замерены расходы охлаждающего воздуха через внутреннюю полость прототипов для условий изотермической продувки – температура стенок равнялась температуре продуваемого воздуха (Тл = Тв.вх).
Для уменьшения случайных ошибок продувки повторялись 5 раз. Результаты экспериментов представлены на рис. 5.11. На графике приведены зависимости физического расхода воздуха через внутреннею полость прототипов в зависимости от перепада давления Р/Ро, где Р – давление на входе в прототип, Ро – атмосферное давление. Как видно из рис. 5.11 расходные характеристики всех 3 прототипов практически совпадают, наблюдается незначительно отличие (не более 3%) на малых перепадах давления. На графике нанесена расчетная зависимость, полученная с использованием гидравлической расчетной модели, для условий экспериментов, полученная с учетом замеренной шероховатости каналов. Как видно, экспериментальные и расчетная характеристики практически совпадают, отличие не превышает 3%. Это позволяет сделать вывод об адекватности расчетной гидравлической модели по параметру суммарного расхода воздуха.
Расходные характеристики моделей при их испытаниях в расплаве цинка приведены на рис. 5.12. Отличие в расходах между моделями не превышает 4%. В процессе экспериментов в жидкометаллическом термостате измерялась температура воздуха на входе в лопатку, температура воздуха на выходе из щели выходной кромки в сечении 3, и на выходе из горизонтального коллектора. Измерения проводились хромель-копелевыми термопарами с диаметром электродов 0,5 мм. Термопары были смонтированы в трубки диаметром 3 мм с камерами торможения, трубки экранировали термопары от излучения стенок коллекторов, имеющих температуру расплава цинка. Значения температуры записывалась на жесткий диск промышленного компьютера National Instruments. Дискретность записи 0,1 с. Точность измерения температуры составляла ±1 градус.