Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ развития охлаждаемых лопаток турбин и проблем их экспериментального исследования .
1.1 Влияние развития систем охлаждения турбинных лопаток на рабочий процесс ГТУ.
1.2 Особенности и основные типы конструкций охлаждаемых лопаток турбин
1.3 Анализ существующих методов экспериментального исследования теплообмена.
1.4 Ограничения существующих методов исследования теплообмена в каналах систем охлаждения лопаток .
Выводы по главе 1 34
ГЛАВА 2. Метод регулярного теплового режима применительно к исследованию теплоотдачи в системах охлаждения лопаток турбин
2.1 Описание метода 36
2.2 Проблемы при испытании лопаток турбин методом регулярного режима
2.3 Возможность проведения испытаний на моделях каналов лопаток турбин
Выводы по главе 2 48
ГЛАВА 3. Расчетное исследование охлаждения стенки РЛ в условиях эксперимента .
3.1 Постановка задачи расчетного исследования. 49
3.2 Влияние геометрических факторов на коэффициент неравномерности распределения температуры .
3.3 Влияние теплофизических свойств тела и параметров теплообмена на коэффициент неравномерности распределения температуры.
3.4 Анализ и обобщение результатов расчетного исследования. 61
Выводы по главе 3 64
ГЛАВА 4. Экспериментальная установка и методика исследования внутреннего теплообмена в охлаждаемых лопатках турбин .
4.1 Описание методики экспериментального исследования 66
4.2 Описание схемы экспериментального стенда для реализации разработанной методики
4.3 Анализ неопределенности измерения 78
Выводы по главе4 84
ГЛАВА 5. Экспериментальное исследование параметров внутреннего теплообмена в охлаждаемых лопатках турбин и их моделях .
5.1 Отработка методики экспериментального исследования и опытного стенда
5.2 Экспериментальное исследование вынужденной конвекции на модели с каналами вихревой матрицы (тестовые опыты)
5.3 Экспериментальное исследование вынужденной конвекции на гладкой трубке (тестовые опыты).
5.4 Экспериментальное исследование вынужденной конвекции на натурной лопатке турбины и сравнение полученных результатов с известными опытными данными
Выводы по главе 5 124
Заключение 125
Список обозначений
- Ограничения существующих методов исследования теплообмена в каналах систем охлаждения лопаток
- Проблемы при испытании лопаток турбин методом регулярного режима
- Влияние геометрических факторов на коэффициент неравномерности распределения температуры
- Описание схемы экспериментального стенда для реализации разработанной методики
Введение к работе
Актуальность работы. Работоспособность и ресурс охлаждаемых лопаток газовых турбин напрямую зависят от точности тепловых расчётов, которая обеспечивается достоверностью заданных граничных условий на теплообменных поверхностях: коэффициентов теплоотдачи и температур теплоносителей. Теплоотдача к лопаткам со стороны газового потока хорошо изучена и описана известными универсальными эмпирическими зависимостями. Во внутренних каналах лопаток газовых турбин на процессы конвективного переноса сильно влияют геометрические и режимные параметры системы охлаждения, наличие интенси-фикаторов и турбулизаторов потока, что, в совокупности, не позволяет с достаточной степенью точности использовать имеющиеся критериальные уравнения для описания условий внутреннего теплообмена.
Одним из направлений повышения точности выполняемых тепловых расчетов является верификация расчетных моделей систем охлаждения на основании нескольких точечных замеров температуры наружной поверхности натурных лопаток турбины при испытаниях в составе двигателя или пакетного стенда, с последующей коррекцией коэффициентов теплоотдачи на основе выполненных измерений. При таком подходе закономерности теплообмена во внутренних каналах лопаток турбин остаются неизученными, и любое изменение режимов работы газовой турбины требует проведения повторной верификации расчетной модели по опытным данным.
В рамках альтернативного подхода широкое распространение в отечественной практике получили детальные исследования интенсивности теплоотдачи в системах охлаждения лопаток турбин методом калориметрирования в жидко-металлическом термостате, позволяющие получить распределение коэффициентов теплоотдачи по поверхности внутренних охлаждающих каналов. Преимуществом данного метода является возможность обобщения результатов в виде эмпирических критериальных зависимостей справедливых для различных режимов работы двигателя. Однако, проведение таких исследований сопряжено с достаточно большими временными и материальными затратами, вследствие необходимости доработки объекта испытаний под экспериментальный стенд и изготовления приспособления для резки цинковых корок.
Перспективным методом неразрушающего контроля для экспериментального изучения процессов теплообмена является применение инфракрасной термографии, позволяющей за одно измерение получить распределение температуры по всей исследуемой поверхности, а также при проведении нестационарного эксперимента определить значения коэффициентов теплоотдачи.
В настоящее время решаемые с использованием инфракрасной термографии задачи ограничены исследованиями тел простой геометрической формы (пластина, цилиндр, сфера) с известным аналитическим решением уравнения те-
плопроводности, либо термически тонких тел, распределение температуры по толщине которых заведомо равномерно. В лопатках турбин, изготовленных из жаропрочных сталей и сплавов, распределение температуры в стенке характеризуется существенной неравномерностью, что в совокупности с отсутствием аналитического решения задачи теплопроводности, вследствие сложной геометрической формы поперечного сечения охлаждающих каналов, существенно затрудняет возможность применения инфракрасной термографии.
Цель работы: разработка метода определения коэффициентов теплоотдачи в системах охлаждения лопаток газовых турбин на основе нестационарной инфракрасной термографии, обеспечивающего сокращение трудоемкости и сроков проведения испытаний.
Для достижения поставленной цели необходимо решить задачи:
-
Выполнить анализ существующих методов определения граничных условий теплообмена в каналах систем охлаждения лопаток турбины;
-
Провести исследования нестационарного теплового состояния лопатки с целью определения неравномерности распределения температуры по толщине стенки и функциональной зависимости коэффициента неравномерности температуры от геометрических параметров и тепло физических свойств тела;
-
Разработать метод определения коэффициентов теплоотдачи в системах охлаждения лопаток газовых турбин на основе нестационарной инфракрасной термографии;
-
С помощью разработанного метода провести экспериментально-расчетные исследования натурных и модельных лопаток для проверки адекватности полученных результатов и уточнения теоретических положений используемого метода;
-
Определить границы применения разработанного метода при испытаниях натурных лопаток и модельных образцов систем охлаждения.
Научная новизна:
Разработан и теоретически обоснован экспериментально-расчетный метод определения коэффициентов теплоотдачи на внутренней поверхности охлаждаемых лопаток турбин ГТД, использующий результаты нестационарной инфракрасной термографии;
Получено критериальное уравнение для определения коэффициента неравномерности температуры стенки, позволяющее учесть изменение температуры по её толщине при обработке результатов эксперимента в рамках разработанной методики;
Разработан экспресс-метод определения параметров внутреннего теплообмена на плоских стереолитографических моделях лопаток турбин, позволяющий сократить сроки проведения экспериментальных исследований.
На защиту выносятся:
-
Метод экспериментально-расчетного определения коэффициентов теплоотдачи на внутренней поверхности натурных охлаждаемых лопаток турбин ГТД;
-
Критериальное уравнение определения коэффициента неравномерности температуры стенки лопатки в зависимости параметров внутреннего оребрения, толщины и теплофизических свойств материала стенки;
-
Экспресс-метод определения параметров внутреннего теплообмена на плоских стереолитографических моделях лопаток турбин;
-
Результаты экспериментально-расчетного исследования параметров внутреннего теплообмена в плоских моделях и натурных рабочих лопатках с системой компланарных каналов;
-
Верификация метода определения коэффициента теплоотдачи с использованием достоверных теоретических и экспериментальных данных.
Практическая значимость и реализация результатов
Применение разработанного метода для экспериментального определения и верификации условий внутреннего теплообмена в лопатках газовых турбин позволяет существенно сократить сроки их проектирования и опытной доводки, а также повысить точность расчетных моделей их систем охлаждения.
Предложенные рекомендации по использованию данного метода на плоских моделях охлаждаемых лопаток газовых турбин позволяют в сжатые сроки определять распределение локальных коэффициентов теплоотдачи по поверхности охлаждающих каналов на этапе эскизной проработки конструкции с минимальными материальными затратами.
Результаты работы применяются при проектировании и доводке охлаждаемых рабочих лопаток газовых турбин, а также для верификации результатов расчетных исследований систем охлаждения лопаток перспективных газотурбинных двигателей и установок ПАО «НПО «Сатурн» и внедрены в учебный процесс кафедры «Общая и техническая физика» РГАТУ им. П.А. Соловьева при обучении студентов по направлению 16.03.01 Техническая физика.
Достоверность научных результатов
Основана на использовании фундаментальных уравнений теоретической теплофизики, обусловлена корректной постановкой задач, применением сертифицированного измерительного оборудования, подтверждена согласованием полученных опытных данных с достоверными экспериментальными и теоретическими результатами других авторов.
Апробация работы
Основные результаты работы обсуждены на конференциях: - V Всероссийской научно-технической конференции молодых специалистов (Уфа, Уфимское моторостроительное объединение УМПО 2011);
Международной научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития двигателестроения» (Самара, СГАУ 2014г.);
IХ Международной научно- технической конференции «Процессы горения, теплообмена и экология тепловых двигателей» (Самара, СГАУ 2014);
Шестой Российской национальной конференции по теплообмену (Москва, Национальный Исследовательский Университет «Московский Энергетический Институт» МЭИ 2014 г.);
Научно-практической конференции к 100-летию со дня рождения главного конструктора П.А. Колесова в рамках МТФ «Инновации. Технологии. Производство» (Рыбинск, РГАТУ им. П.А. Соловьева 2015).
Личный вклад автора. При непосредственном участии автора выполнена постановка целей и задач экспериментального исследования, их проведение, обработка и анализ полученных опытных данных. Выполнено численное моделирование охлаждения элемента стенки лопатки, предложена критериальная зависимость определения коэффициента неравномерности температуры стенки.
Разработан метод определения коэффициентов теплоотдачи на основе нестационарной инфракрасной термографии в каналах систем охлаждения лопаток турбин и рекомендации по его использованию на практике.
Публикации: основные материалы диссертации опубликованы в 7 статьях, из которых 4 опубликованы в изданиях рекомендованных ВАК.
Структура и объем работы: диссертация изложена на 138 страницах и включает в себя 66 иллюстраций, 6 таблиц. Работа состоит из введения, пяти глав, заключения, списка используемой литературы из 95 наименований и приложения.
Ограничения существующих методов исследования теплообмена в каналах систем охлаждения лопаток
Из всех известных и описанных в литературе схем охлаждения лопаток турбин авиационных ГТД наиболее распространена открытая схема охлаждения, в которой в качестве хладоагента используется воздух, отбираемый из компрессора и выбрасываемый в проточную часть турбины. Достоинством такой схемы является высокая эксплуатационная надежность. В дальнейшем анализируется только такая схема охлаждения лопаток турбин.
Для того чтобы рационально проектировать системы охлаждения лопаток турбин, необходимо знать требования, предъявляемые к ним. Эти требования можно сформулировать следующим образом: минимально возможное количество воздуха на охлаждение, обеспечение необходимых пределов прочности (как статической, так и термоциклической), технологичность изготовления.
Первое требование определяется тем, что воздух, отбираемый на охлаждение лопаток ступени турбины, либо вообще не участвует в совершении работы в этой ступени, либо его участие малоэффективно, а его возвращение в проточную часть турбины сопровождается профильными потерями давления. Хотя этот воздух может работать на последующих ступенях турбины, однако это в целом приводит к снижению КПД турбины, причем величина снижения зависит от количества воздуха, скорости его истечения и места выдува на профиле лопатки.
Требования прочности включают в себя, прежде всего обеспечение необходимых запасов статической прочности в любой точке лопатки. Запасы прочности в спроектированной лопатке должны соответствовать нормам прочности для охлаждаемых лопаток, регламентированным соответствующими документами. Охлаждаемая лопатка должна удовлетворять второму требованию прочности — обладать необходимым уровнем термоциклической долговечности.
Технология изготовления накладывает определенные ограничения на геометрические параметры каналов охлаждения лопатки, т.е. размеры конструктивных элементов системы охлаждения не должны быть меньше допустимых. Для современного авиадвигателестроения характерно наличие большого числа разнообразных систем охлаждения сопловых и рабочих лопаток турбин. С момента создания первых газотурбинных двигателей до настоящего времени из-за непрерывного повышения температуры газа перед турбиной идет процесс постоянного повышения эффективности систем охлаждения лопаток турбин, что в свою очередь приводит к существенному их усложнению.
Рассмотрим основные типы конструкций наиболее применяемых лопаток с конвективным охлаждением. В лопатках с конвективным охлаждением воздух к перу лопатки поступает через корень и растекается по внутренним каналам в различных направлениях [2, 60]: - вдоль лопатки с выходом в проточную часть через щель или отверстия в торце лопатки в радиальный зазор или через отверстия (отделённые от подводящих в замковой части лопатки), изменив при этом направление течения от корневого сечения к периферийному и обратно; - в продольном и поперечном направлениях одновременно относительно пера лопатки с выходом воздуха в радиальный зазор и через каналы на выходной кромке лопатки; - в поперечном направлении с выходом через отверстия или щели расположенные на выходной кромке или на корыте лопатки.
При всех описанных выше способах движения теплоносителя во внутренних каналах лопатки на практике освоены следующие способы интенсификации теплообмена: - решетки из поперечных цилиндрических штырьков-турбулизаторов применяются, как правило, в щелевых каналах на выходной кромке лопатки; - повторяющиеся полуребра на стенках каналов, причем ребра могут быть как смыкающиеся (вихревой способ интенсификации) так и нет; струйный обдув входных кромок сопловых и рабочих лопаток и оболочек профильной части только сопловых лопаток (струйно–дефлекторный и струйно–циклонные способы интенсификации). Столь малое количество используемых способов интенсификации теплообмена обусловлено технологическими и эксплуатационными ограничениями, сокращением абсолютных размеров лопаток с форсированием цикла и, главное, требованиями к прочности, т.е. к несущей способности средств интенсификации теплообмена для рабочих лопаток [18, 23, 42]. Рассмотрим подробнее существующие способы интенсификации теплообмена в каналах систем охлаждения рабочих лопаток газовых турбин.
Штырьковый способ интенсификации теплообмена Данный способ интенсификации применяется в щелевых каналах путем установки в поперечном сечении цилиндрических периодически повторяющихся штырьков турбулизаторов (рисунок 1.2) [1, 18].
Основными параметрами, определяющими интенсивность теплообмена, при данном способе интенсификации являются: режим течения хладагента, характеризуется числом Рейнольдса; относительная величина протяженности участка со столбиками турбулизаторами ; - относительный диаметр столбиков турбулизаторов ; - продольный и поперечный шаги их размещения на теплоотдающей поверхности канала. Данный способ интенсификации теплообмена, как правило, применяется в щелевых каналах охлаждения выходных кромок лопаток турбин и увеличивает теплосъем с наружных гладких поверхностей тракта охлаждения в 2-4 раза. На практике в лопатках турбин в основном применяются каналы с , и Исследованиями локального теплообмена (на участке канала со штырьками турбулизаторами) в диапазоне чисел Red = 104… 7. 104 установлена следующая зависимость [18]: ; (1) в случае, если число Re определяется по массовой скорости хладагента в узком сечении потока между турбулизаторами. «Вихревой» способ интенсификации теплообмена [18, 23, 48, 60, 75, 95] «Вихревой» способ интенсификации представляет собой компланарно скрещивающиеся каналы, образованные параллельными ребрами на внутренних сторонах спинки и корыта лопатки, сопряженных по вершинам этих ребер без внедрения. В поперечном направлении тракты ограничены боковыми поверхностями (рисунок 1.3) [18, 23, 95] и поэтому названы ограниченными вихревыми трактами (ОВТ). Теплообмен при данном способе интенсификации определяется:
Проблемы при испытании лопаток турбин методом регулярного режима
На стадии проектирования лопаток турбин зачастую должны быть известны коэффициенты теплоотдачи на различных участках ее профиля. Внутренняя полость пера лопатки турбины с системой ее охлаждения, представляет собой достаточно сложную фигуру. А проведение экспериментов на моделях, геометрия и форма которых повторяла бы геометрию такой полости, невозможно из-за значительных материальных затрат на их изготовление и высокой сложности измерения тепловых потоков на таких поверхностях. Для проведения таких экспериментов предложено в качестве объектов испытаний использовать плоские модели, применение которых более целесообразно. Допустимость использования плоских моделей можно пояснить следующими доводами.
В любом поперечном сечении пера турбинной лопатки можно выделить следующие теплообменные поверхности: вогнутая со стороны корыта, выпуклая со стороны спинки и цилиндрический участок на входной кромке лопатки. При этом режим течения теплоносителя и его структура, определяющее значения коэффициентов теплоотдачи на указанных поверхностях, формируется во внутренних каналах лопатки, образованных различными интенсификаторами теплообмена. Кривизна стенок лопатки, как со стороны спинки, так и со стороны корыта невелика, а течение воздуха в каналах на входной кромке лопатки носит, как правило, продольный характер, то пространственная модель системы охлаждения может быть заменена ее плоским аналогом.
Технология лазерной стереолитографии является наиболее перспективной технологией изготовления таких моделей каналов. Данная технология достаточно широко применяется для определения пропускной способности лопаток турбин разработки ПАО «НПО «Сатурн» на стадии их проектирования. Определение гидравлических характеристик системы охлаждения лопатки проводится на ее стереолитографической модели изготовленной в натуральную величину. Вместо замковой части лопатки при этом изготавливается фланец для ее крепления к приспособлению для продувки, а форма входных каналов сохраняется такой же, как и на натурной лопатке (рисунок 2.4). Многочисленные результаты испытаний по определению пропускной способности таких моделей показывают, что их расходные характеристики находятся в поле разброса расходных характеристик натурных лопаток в лопаточном венце.
Теплообменная поверхность, на которой определяются граничные условия теплообмена, будет представлять собой тонкую металлическую пластину на одной из боковых поверхностей канала. Сжатый воздух подается в плоский канал из ресивера, в котором измеряются значения давления и температуры на входе в объект испытаний. Таким образом, при продувке воздухом через канал стереолитограическая модель формирует режим и характер течения, которое определяет условия теплообмена на поверхности исследуемой пластины.
Основная задача исследования теплообмена в представленных каналах состоит в определении коэффициентов теплоотдачи от воздуха, проходящего через канал к поверхности пластины, являющейся одной из стенок канала. Определение коэффициентов теплоотдачи через измерение теплового потока при исследовании лопаток или их моделей в стационарных условиях с помощью различных датчиков теплового потока [24], хотя и даёт наиболее достоверные результаты, но требует значительных материальных затрат и не обладает необходимой оперативностью.
Наиболее оптимальным методом для исследования параметров теплообмена представляется метод регулярного теплового режима. Для этого пластина сначала нагревается, а затем включается продувка объекта испытаний сжатым воздухом, температура внешней поверхности пластины при этом измеряется бесконтактным методом с помощью инфракрасного термографа. Коэффициенты теплоотдачи при этом определяются по методике описанной выше. Исследуемую пластину можно выбрать любой толщины и из любого материала так чтобы выполнялось условие и для определения коэффициента теплоотдачи пользоваться простой зависимостью (28). Данной методикой можно пользоваться как для определения коэффициентов теплоотдачи в отдельных каналах, так и в моделях системы охлаждения лопатки в целом. При этом объект испытаний будет представлять собой плоскую модель системы охлаждения, изготовленную методом 3D– прототипирования по технологии лазерной стереолитографии, закрытую с одной стороны металлической пластиной, при этом все отверстия перфорации и щели для выдува охлаждающего воздуха требуется располагать с противоположной стороны (рисунок 2.6). Местом и величиной этих отверстий можно моделировать различные расходы воздуха в системе охлаждения лопатки из–за выдува теплоносителя в проточную часть турбины через ряды отверстий перфорации.
В модели системы охлаждения лопатки интенсивность теплообмена распределена неравномерно по различным участкам профиля лопатки, что приводит к формированию определённого температурного поля на поверхности пластины при её остывании. Регистрация поля температур производится бесконтактным способом с помощью инфракрасного термографа [10]. Границы изотермических участков на кадрах термофильма выделяются с помощью цветовой палитры. В момент включения продувки температура на поверхности пластины распределена равномерно, изотермические участки на каждом кадре термофильма показывают области с равной интенсивностью теплообмена. По измеренным темпам охлаждения на выделенных участках с одинаковым изменением температуры определяются локальные коэффициенты теплоотдачи.
Технология изготовления моделей для исследования теплообмена методом 3D– прототипирования по технологии лазерной стереолитографии обладает рядом достоинств: – сравнительно небольшая стоимость изготовления моделей по сравнению с натурными лопатками, стоимость изготовления, которой колеблется от 5 до 20 тысяч рублей, тогда как стоимость изготовления натурной охлаждаемой рабочей лопатки начинается от 50 тысяч рублей; – возможность изготовления модели за короткий промежуток времени, что особенно важно на этапе проектирования лопатки, время изготовления стереомодели составляет от восьми до 12 часов, что является не существенными по сравнению со временем необходимым для изготовления натурной лопатки срок изготовления, которой от момента выпуска математической модели составляет от полугода до года.
Влияние геометрических факторов на коэффициент неравномерности распределения температуры
Помимо теплопроводности на число Bi оказывает влияние и коэффициент теплоотдачи на внутренней поверхности лопатки, который определяется режимом течения теплоносителя. Для определения данного влияния выполнили расчеты при изменении коэффициента теплоотдачи от 380 до 1200 Вт/м2К, что соответствует изменению числа Рейнольдса в диапазоне от 1104 до 3104, при этом все остальные граничные условия оставляли постоянными: ti=20C, о=9,3 Вт/(м2 К), te=20 С, теплопроводность и теплоемкость стенки заданы постоянными и соответствуют теплоемкости и теплопроводности для материала ЖС6У при 20 ст=8.9 Вт/(м К), сст=412 Дж/(кг К).
Расчет был выполнен для одного варианта модели оребренной стенки с толщиной 5=1 мм с коэффициентами оребрения (А=0,5 мм, высота h=l,5 мм, шаг между ребрами 1г=2мм) и на соответствующих ей моделях плоской стенки и стенки с адиабатными участками.
С увеличением коэффициента теплоотдачи коэффициент неравномерности температуры фактически линейно уменьшается для трех вариантов стенки (рисунок 3.6). Графики зависимости коэффициента неравномерности температуры для плоской стенки и стенки с адиабатными участками фактически совпадают, а коэффициент неравномерности температуры при этом изменяется от 0,98 до 0,96. Для оребренной стенки данная зависимость имеет гораздо более крутой характер, коэффициент неравномерности температуры изменяется в диапазоне от 0,92 до 0,8, при том же изменении коэффициента теплоотдачи. Это говорит о большей зависимости коэффициента неравномерности температуры от коэффициента теплоотдачи, а следовательно и от числа Рейнольдса для оребренной стенки.
При увеличении толщины стенки и коэффициента оребрения, а также с увеличением интенсивности конвективного теплообмена коэффициент неравномерности температуры ч убывает, а при увеличении теплопроводности материала возрастает. Графики зависимостей коэффициента неравномерности температуры для плоской пластины и для стенки с адиабатными участками от различных факторов, на него влияющих, фактически совпадают, и их отклонение от единицы не превышает 5% при толщине стенки 1 мм даже при высокой интенсивности конвективного переноса тепла.
Для оребренной стенки влияние всех указанных факторов резко возрастает, поэтому при проведении испытаний на натурных лопатках турбин необходимо определять коэффициент неравномерности температуры Р, либо проводить испытания на лопатках, изготовленных из высокотеплопроводных материалов (таких как медь или алюминий). При проведении испытаний методом регулярного теплового режима на лопатках турбин изготовленных из материалов с теплопроводностью выше 100 Вт/(мК) можно не учитывать коэффициент неравномерности температуры при этом ошибка в определении коэффициента теплоотдачи не превысит 3% однако, это сопряжено со значительными материальными затратами на изготовление такого объекта испытаний.
При проведении испытаний на моделях каналов лопаток изготовленных по технологии лазерной стереолитографии методом регулярного теплового режима существует возможность выбора пластины, на которой определяются граничные условия теплообмена, соответствующей толщины и теплопроводности для обеспечения минимального влияния данного коэффициента на точность определения коэффициента теплоотдачи.
Влияние таких факторов как толщины стенки 8, теплопроводности материала объекта испытаний X и коэффициента теплоотдачи а, определяемого режимом течения теплоносителя, на коэффициент неравномерности температуры W можно объединить в зависимость от числа Ві (рисунок 3.7). При этом отклонение коэффициента неравномерности температуры от единицы для плоской стенки и стенки с адиабатными участками при /=0,1 не превышает 3%, а при Ві =0,2 данное отклонение составит 7% и при дальнейшем увеличении Ві возрастает. Таким образом, за критическую величину числа Bi при определении коэффициентов теплоотдачи методом регулярного теплового режима при проведении испытаний на моделях каналов лопаток турбин можно принять величину 0,15, при которой ошибка в определении коэффициента теплоотдачи не превысит 5% без учета коэффициента неравномерности температуры стнеки.
Описание схемы экспериментального стенда для реализации разработанной методики
Решение уравнения (66) получено в предположении, что суммарный коэффициент теплоотдачи на внешней стороне лопатки постоянен а, = const. В действительности интенсивность естественной конвекции и лучистого теплообмена на внешней стороне лопатки определяется уровнем разницы температур между пластиной и окружающей средой, которая в процессе охлаждения постоянно убывает.
С целью количественной оценки влияния теплообмена с внешней средой провели предварительные испытания при охлаждении пластины толщиной 1 мм и натурной рабочей лопатки на открытом воздухе при совместном влиянии естественной конвекции и лучистого теплообмена. При этом пластина и лопатка были установлены вертикально, как в случае проведения испытаний при прокачке воздуха через их внутренние полости, затем произвели их нагрев до температуры 130-150С и далее объекты испытаний охлаждались за счёт естественной конвекции и лучистого теплообмена. Изменение температуры стенки при этом фиксировалась термографом, графики изменения температур стенки для обоих объектов испытаний представлены на рисунке 5.3.
Графики логарифма избыточной температуры от времени при охлаждении пластины и натурной рабочей лопатки естественной конвекцией и лучистым теплообменом не являются линейными, что обусловлено изменением коэффициента теплоотдачи в процессе остывания и представлены на рисунке 5.4. Рисунок 5.3 – Изменение температуры пластины и натурной рабочей лопатки при охлаждении естественной конвекцией: 1 – натурная рабочая лопатка; 2–пластина Рисунок 5.4 – Изменение логарифма избыточной температуры пластины и натурной рабочей лопатки при их охлаждении естественной конвекцией: 1 – натурная рабочая лопатка; 2–пластина При обработке результатов эксперимента, время остывания делится на небольшие квазистационарные участки, на которых суммарный коэффициент теплоотдачи можно считать постоянным. При этом темп охлаждения в разные моменты времени можно определить исходя из соотношения: HTwif)-\n(Tw0f) = (68) TV - г0 где Twi - текущее значение температуры в i -м кадре термофильма, К; Tw0 - значение температуры в кадре, принятом за нулевой (т=0), К, Tf - температура окружающего воздуха, К, Tjo - интервал времени между 0-м и i -м кадром термофильма, с. График изменения темпа охлаждения в процессе охлаждения пластины и рабочей лопатки монотонно убывает, что свидетельствует об изменении коэффициента теплоотдачи в процессе проведения испытаний (рисунок 5.5), при уменьшении разницы температуры между стенкой и окружающим воздухом в процессе проведения испытаний.
Изменение темпа охлаждения пластины и натурной рабочей лопатки при их охлаждении естественной конвекцией с течением времени: 1 – натурная рабочая лопатка; 2–пластина При этом суммарный коэффициент теплоотдачи будет определяться из соотношения: mPcV а0 = — , (69) причем если значение обобщенного размера тела Rv = для пластины Fe равно ее толщине RV=S, то для натурной лопатки с матричной системой охлаждения будет определяться из соотношения: t + 2h Rv = (70) v A-h + t-S. Сравнение суммарных коэффициентов теплоотдачи, определенных экспериментальным путем по известному темпу охлаждения и расчётным путем представлено на рисунке 5.6. При этом коэффициент теплоотдачи естественной конвекцией определяли по критериальной зависимости из [47]: для вертикальной пластины, а коэффициент теплоотдачи лучистого теплообмена: 4 4 Здесь є1 - степень черноты объекта испытаний с нанесенным на него покрытием, которую исходя из таблицы 4.1, принимаем равной 0,95; а є2 - степень черноты окружающих объектов, принимаем равной 0,7. Экспериментальные и расчетные коэффициенты теплоотдачи отличаются незначительно и определяются уровнем разницы температуры между температурой объекта испытаний и температурой охлаждающего воздуха.
Сравнение экспериментального и расчётного суммарных коэффициентов теплоотдачи: 1 - натурная рабочая лопатка; 2-пластина; 3-расчетный коэффициент теплоотдачи естественной конвекцией; 4-расчетный суммарный коэффициент теплоотдачи естественной конвекции и лучистого теплообмен При рекомендуемом уровне перегрева лопатки в случае проведения испытаний методом регулярного теплового режима, ожидаемые максимальные значения суммарных коэффициентов теплоотдачи на наружной поверхности натурной лопатки и стереомодели с каналами вихревой матрицы составят: - 22 Вт/(м2К) для лопаток турбины при перегреве до 250 С; -17,5 Вт/(м2К) для стереомоделей с каналами вихревой матрицы при перегреве до 150С. При этом поправка на свободно-конвективный и лучистый перенос тепла а0 в соответствии с уравнением (30) для стереолитографических моделей и натурных лопаток турбин будет определяться значением коэффициента теплоотдачи на наружной поверхности объекта испытаний и величиной Fi – равной обратному значению коэффициента оребрения 1 для натурных k f лопаток турбин. Как было сказано выше, коэффициент оребрения в натурных лопатках турбин изменяется от 1,5 до 3, что соответствует изменению величины F от 0,66 до 0,33 (данная величина всегда меньше или равна единицы). При этом Fi максимальная поправка на свободно– конвективный перенос тепла будет изменяться соответственно от 14,5 до 7,2 Вт/(м2К). – в случае проведения испытаний на плоских моделях с каналами вихревой матрицы данная поправка Fe будет равна отношению шага между ребрами к Fi толщине ребра t , и будет изменяться от 2 до 4,5 (всегда больше единицы). При D этом максимальная поправка на свободно– конвективный перенос тепла будет изменяться соответственно от 32 до 78 Вт/(м2К).
При величине коэффициента теплоотдачи на внутренней поверхности лопатки, в канале вихревой матрицы 500 Вт/(м2К) данная поправка не превысит величину 2,3 % при минимальном значении коэффициента оребрения для современных лопаток турбин 1,5 и ее влияние имеет смысл учитывать при значениях коэффициента теплоотдачи на внутренней поверхности лопатки ниже 200 Вт/м2К. При проведении испытаний на моделях каналов лопаток турбин с вихревой матрицей данная поправка будет варьироваться от 7 до 15 % при тех же значениях внутреннего коэффициента теплоотдачи с его увеличением влияние данной поправки будет ослабевать.
Исходя из всего сказанного, при проведении испытаний методом регулярного теплового режима на плоских моделях лопаток турбин изготовленных методом лазерной стереолитографии необходимо проведение предварительных испытаний по определению суммарного коэффициента теплоотдачи естественной конвекцией и лучистого теплообмена с целью определения величины поправки сс Блок схема проведения и обработки результатов эксперимента по определению суммарного коэффициента теплоотдачи естественной конвекцией и лучистого теплообмена представлена на рисунке 5.7.
Для проведения тестовых испытаний по исследованию вынужденной конвекции был выбран плоский канал зависимости теплообмена, в котором хорошо изучены со следующими размерами: ширина 28 мм, высота 3 мм и длина 65 мм. При этом длина канала выбрана таким образом, чтобы dг/l 15, то есть таким образом, чтобы в точке на конце пластины были справедливы зависимости для установившегося теплообмена.
Для определения границ применения метода регулярного теплового режима, когда можно пользоваться простыми зависимостями без учета коэффициента неравномерности температуры стенки, и подтверждения выполненных расчетов были выполнены следующие испытания: – модели представленного выше плоского канала в диапазоне чисел Рейнольдса от 1,7 104 до 1 105 при различных значениях числа Bi изменение, которого достигалось изменением режима течения теплоносителя, а также изменением толщины и материала исследуемой теплообменной поверхности-металлической пластины. При проведении опытов в качестве боковой стенки канала использовалась стальная пластина марки 12Х18Н9Т толщина, которой изменялась от 0,5 до 5 мм (0,5 мм, 1 мм, 3мм, 5мм) и медная пластина толщиной 0,33 мм. Изменение числа Рейнольдса при проведении испытаний достигалось изменением расхода охлаждающего воздуха поступающего в канал.