МИНОБРНАУКИ РОССИИ федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования «ИВАНОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ИМЕНИ В.И.ЛЕНИНА» Факультет теплоэнергетический Кафедра тепловых электрических станций Направление подготовки 13.04.01 «Теплоэнергетика и теплотехника» Направленность (профиль) образовательной программы «Тепловые электрические станции» СОГЛАСОВАНО УТВЕРЖДАЮ Руководитель научного содержания программы магистратуры Заведующий кафедрой _______________ Ледуховский Г.В. _______________ Барочкин Е.В. «____» ______________ 2019 г. «____»__________________2019 г. ВЫПУСКНАЯ КВАЛИФИКАЦИОННАЯ РАБОТА на тему «Исследование новых конструкций охлаждаемых лопаток газовых турбин» Обучающийся: ____________________ __________ Белова Е.Н. Руководитель: к.т.н., доцент ____________________ Виноградов А.Л. Иваново 2019 2 МИНОБРНАУКИ РОССИИ федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования «ИВАНОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ИМЕНИ В.И.ЛЕНИНА» Факультет теплоэнергетический Кафедра тепловых электрических станций Направление подготовки 13.04.01 «Теплоэнергетика и теплотехника» Направленность (профиль) образовательной программы «Тепловые электрические станции» УТВЕРЖДАЮ Заведующий кафедрой _______________ Ледуховский Г.В. «24» марта 2019 г. ЗАДАНИЕ на выполнение выпускной квалификационной работы обучающемуся Беловой Екатерине Николаевне 1. Тема работы: Исследование новых конструкций охлаждаемых лопаток газовых турбин, утвержденная приказом ректора от ____ ________ 2019 г. №_____ 2. Исходные данные к работе: исходные данные для расчета температурного поля охлаждаемой лопатки: теплофизические параметры, геометрические характеристики; координаты поперечного сечения профиля охлаждаемой лопатки; геометрия исследуемой области близка к геометрии проточной части ГТУ ГТЭ-150. 3. Содержание работы (перечень вопросов, подлежащих разработке): – Пути обеспечения работоспособности высокотемпературных газовых турбин – Пористые материалы и их использование в системах охлаждения лопаток газовых турбин – Характеристики пористых сетчатых материалов – Физическая и математическая модель пористого проникающего охлаждения – Расчет и анализ температурного поля охлаждаемой лопатки с пористой оболочкой в программном комплексе ansys fluent – Основные выводы и предложения о возможности использования пористых материалов в системе охлаждения высокотемпературных газовых турбин 4. Графический материал: презентация в Power Point, раздаточный материал. Руководитель __________________________ Виноградов А.Л. Обучающийся __________________________ Белова Е.Н. 2 МИНОБРНАУКИ РОССИИ федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования «ИВАНОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ИМЕНИ В.И.ЛЕНИНА» Факультет теплоэнергетический Кафедра тепловых электрических станций Направление подготовки 13.04.01 «Теплоэнергетика и теплотехника» Направленность (профиль) образовательной программы «Тепловые электрические станции» КАЛЕНДАРНЫЙ ПЛАН подготовки выпускной квалификационной работы Срок выполнения начало окончание № п/п Наименование этапов работы 1. Исследование путей обеспечения работоспособности высокотемпературных газовых турбин 25.03.2019 1.04.2019 2. Изучение пористых материалов в системах охлаждения лопаток газовых турбин 2.04.2019 6.04.2019 3. Создание физической и математической модели пористого проникающего охлаждения 7.04.2019 10.04.2019 11.04.2019 16.04.2019 17.04.2019 20.04.2019 21.04.2019 24.04.2019 25.05.2019 11.06.2019 4. 5. 6. 7. Расчет и анализ температурного поля охлаждаемой лопатки с пористой оболочкой в программном комплексе ansys fluent Описание технологических и материаловедческих сложностей осуществления проникающего пористого охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин Написание основных выводов и предложений о возможности использования пористых материалов в системе охлаждения высокотемпературных газовых турбин Оформление выпускной квалификационной работы и графического материала, подготовка к процедуре защиты Руководитель __________________________ Виноградов А.Л. Обучающийся __________________________ Белова Е.Н. 3 РЕФЕРАТ Объем 102 с., 35 рис., 3 табл., 28 источн. газотурбинная установка, системы охлаждения, пористый материал, охлаждаемая лопатка, температурное поле, математическое моделирование, расчет Объектом(ами) работы является(ются) ГТУ ГТЭ-150, охлаждаемая лопатка первой ступени ГТУ ГТЭ-150. Цель(и) работы – исследование и применение пористых сетчатых материалов в системе охлаждения лопаток газовых турбин. Методы, используемые в работе: теоритический анализ материалов для изготовления лопаток ВГТ, сравнение эффективности различных способов охлаждения лопаток ВГТ, физическое и математическое моделирование процесса пористого проникающего охлаждения. Результаты работы: расчет и анализ температурного поля лопатки первой ступени ГТУ ГТЭ-150 с применением метода пористого проникающего охлаждения; выводы об эффективности метода проникающего охлаждения. Область применения результатов: Система пористого проникающего охлаждения может быть применена для изготовления лопаток газовых турбин с новой конструкцией. ABSTRACT Volume 102 p., 35 fig., 3 tabl., 28 sourc. gas turbine plant, cooling systems, porous material, cooled blade, temperature field, mathematical modeling, calculation The object of the work is gas turbine GTE-150, the cooled blade of the first stage of the gas turbine GTE-150 The aim(s) of the work is(are) research and application of porous mesh materials in the cooling system of gas turbine blades. Methods: theoretical analysis of materials for the manufacture of VGT blades, comparison of the effectiveness of different methods of cooling VGT blades, physical and mathematical modeling of the process of porous penetrating cooling. Results: calculation and analysis of the temperature field of the blade of the first stage of GTE-150 using the method of porous penetrating cooling; conclusions on the effectiveness of the penetrating cooling method Application field: The porous penetrant cooling system can be used to manufacture gas turbine blades with a new design. 4 Содержание Введение ....................................................................................................................... 4 Список обозначений.................................................................................................... 9 1. Пути обеспечения работоспособности высокотемпературных газовых турбин ..................................................................................................................................... 13 1.1 Потери в охлаждаемой турбине ......................................................................... 14 1.1.1 Потери, обусловленные повышением температуры газа перед турбиной . 14 1.1.2 Потери, связанные с охлаждением элементов турбины .............................. 15 1.2 Повышение эффективности систем охлаждения лопаток ВГТ ...................... 24 1.2.1 Классификация систем охлаждения ГТУ ...................................................... 24 1.2.2 Использование хладагентов в системах охлаждения ВГТ........................... 27 1.2.3 Способы охлаждения лопаточного аппарата ВГТ ........................................ 30 1.2.4 Сравнение эффективности различных способов охлаждения лопаток ВГТ ..................................................................................................................................... 37 1.3 Совершенствование материалов для изготовления лопаток ВГТ.................. 39 1.3.1 Требования, предъявляемые к материалам лопаток ВГТ ............................ 39 1.3.2 Никелевые сплавы ............................................................................................ 40 1.3.3 Теплозащитные покрытия ............................................................................... 44 2. Пористые материалы и их использование в системах охлаждения лопаток газовых турбин .......................................................................................................... 46 3. Характеристики пористых сетчатых материалов .............................................. 54 3.1 Гидравлические характеристики оболочек из ПСМ ....................................... 54 3.2 Тепловые характеристики оболочек из ПСМ .................................................. 59 4. Физическая и математическая модель ППО ...................................................... 67 2 4.1 Физическая модель пористого проникающего охлаждения ........................... 67 4.2 Современный подход к расчету теплообмена в пористых средах ................ 67 4.3 Математическая модель пористого проникающего охлаждения................... 68 4.3.1 Однотемпературная математическая модель пористой среды .................... 68 4.3.2 Двухтемператрурная математическая модель пористой среды в сопряженной задаче ППО......................................................................................... 70 5. Расчет и анализ температурного поля охлаждаемой лопатки с пористой оболочкой в программном комплексе ansys fluent ................................................ 78 5.1 Использование для расчета программного комплекса ansys fluent ............... 78 5.2 Постановка задачи ............................................................................................... 78 5.3 Расчет температурного поля охлаждаемой лопатки........................................ 84 6.Технологические и материаловедческие сложности осуществления проникающего пористого охлаждения лопаток ВГТ ............................................ 95 Основные выводы и предложения о возможности использования пористых материалов в СО ВГТ ............................................................................................... 94 Список литературы ................................................................................................... 96 3 Введение Возможности существенного повышения экономичности и экологичности выработки электроэнергии и тепла при использовании природного газа в парогазовом цикле все более успешно реализуются мировой энергетикой на основе мощных высокотемпературных газовых турбин (ВГТ). За последние 30 лет технико-экономические показатели газотурбинных установок (ГТУ) и парогазовых установок (ПГУ) существенно выросли. В конце 80-х годов прошлого века лучшие стационарные ГТУ имели КПД 34÷35%, а КПД ПГУ на их основе – 50÷52 % при начальной температуре газа перед турбиной до 1200оС. В настоящее время уже широко используются энергетические ГТУ нового поколения с КПД до 40% и температурой газа перед турбиной до 1600оС. Эти ГТУ при работе на газе обеспечивают КПД ПГУ более 60%. Этого удалось достичь вследствие использования в них последних научно-технических достижений в области аэродинамики, охлаждения и горения, создания новых материалов, совершенствования технологии и организации производства, применения стандартизации и современных методов повышения качества. Среди путей достижения роста КПД ГТУ нужно отметить: – улучшение экономичности элементов ВГТ (компрессора, турбины, камеры сгорания); – увеличение температуры газа Tг* перед турбиной и, соответственно, степени повышения давления; – применение сложного термодинамического цикла в комбинированных установках. В последние годы наибольшие усилия были направлены на уменьшение термодинамических потерь в элементах ГТУ, совершенствование систем охлаждения горячих частей, повышение жаропрочности материала и создание неохлаждаемых высокотемпературных материалов. 4 Уже несколько десятилетий основным способом улучшения техникоэкономических показателей ГТУ является повышение начальных параметров термодинамического цикла и, прежде всего, начальной температуры газа. Наиболее простым и естественным путем освоения области высокой температуры Tг* газа перед турбинами ГТУ является использование для изготовления деталей ВГТ материалов, способных выдержать эти температуры и большие напряжения в течение заданного срока службы. Основное применение в ВГТ находят жаростойкие и жаропрочные сплавы на основе никеля, легированные различными присадками. Механические свойства таких материалов постоянно улучшаются, однако темпы роста их температуры Tс , обусловленные совершенствованием металлических материалов, отставали и до сих пор отстают от темпов роста Tг* . Освоение высоких температур с помощью конструкционных керамических материалов является весьма перспективным, однако на практике реализуется медленно: по-прежнему при термоциклических нагрузках остаются недостаточно высокими их механические характеристики. Максимальная допустимая температура используемых в настоящее время материалов с приемлемыми пределами жаропрочности не превышает 1100оС. Предельным значением температуры газа в ГТУ является температура горения стехиометрической топливовоздушной смеси, то есть смеси, в которой количество воздуха равно теоретически необходимому для полного сгорания определенного количества топлива. Эта температура в зависимости от сжигаемого топлива может достигать 2000÷2300оС. Поэтому приходится охлаждать все элементы проточной части ВГТ с целью понижения их температуры (по сравнению с Tг* ) до уровня, при котором обеспечивается надежная работа деталей и узлов в течение заданного срока службы. 5 В результате охлаждение турбин продолжает рассматриваться как единственный реальный путь освоения высоких Tг* , способ вынужденный и трудный во многих отношениях. Основными деталями, требующими охлаждения, являются сопловые и рабочие лопатки, диски, другие элементы корпусов и роторов, непосредственно соприкасающиеся с рабочим телом. Среди них наиболее нагретыми и нагруженными являются лопатки, особенно рабочие. Их эксплуатируют в условиях значительной разности температур металла хвостовой и профильной частей в связи с отводом теплоты в диски. Они испытывают одновременно воздействие статических растягивающих центробежных сил, изгибающих сил под влиянием потока газа, динамических вибрационных нагрузок. Рабочие и направляющие лопатки первых ступеней находятся в условиях сложного термонапряженного состояния. Именно они определяют максимальную температуру газа на входе в турбину, ее удельную мощность, надежность, экономичность и ресурс работы. Заданный уровень температур на поверхности лопаток ВГТ может быть обеспечен с помощью различных способов их охлаждения. Среди них наибольшее распространение получили системы конвективного, пленочного (заградительного, завесного) и пористого проникающего охлаждения (ППО). При умеренно высоких температурах Tг* (до 1200оС) перед турбиной охлаждение лопаток может быть обеспечено методом конвективного теплообмена. При этом в лопатке создаются внутренние полости или каналы, по которым продувается охладитель. В качестве охладителя, как правило, используется воздух из компрессора. Для интенсификации теплоотдачи в каналах используются различного рода интенсификаторы, увеличивающие как поверхность теплообмена, так и его интенсивность. При начальной температуре газа перед ВГТ свыше 1250оС и соответствующих степенях повышения давления в компрессоре (πк >15÷20) конвек6 тивное (внутреннее) охлаждение не обеспечивает длительный срок службы лопаток при умеренных расходах охлаждающего воздуха. В этом случае оно дополняется пленочным, при котором охладитель выводится из внутренней плоскости лопатки через один или несколько рядов отверстий перфорации на внешнюю поверхность профильной части, образуя на ней теплозащитную пленку. Высокая интенсивность теплосъема в узких каналах при увеличении расхода охладителя приводит к «провалу» температуры стенки, измеряемому сотнями градусов по сравнению с вариантом конвективного (внутреннего) охлаждения. При этом возникают дополнительные термические напряжения. В результате совершенствования и сочетания в конструкции лопаток внутреннего конвективного и пленочного охлаждения удалось поднять температуру газа на входе в ВГТ до 1500оС, что является фактически пределом для данного способа охлаждения. Дальнейшее повышение Tг* перед турбиной может быть обеспечено путем применения ППО, при котором воздух подводится во внутренние полости лопатки и продавливается через пористую стенку. Поступая на поверхность, воздух создает на лопатке защитную пленку. Эффект охлаждения достигается наличием динамического и теплового пограничного слоя, образующегося на стороне выхода охладителя из пористой проницаемой стенки, в результате чего предотвращается поступление тепловых потоков в нее. Анализируя данные по эффективности различных способов охлаждения горячих элементов ВГТ, можно заключить, что наиболее эффективным является ППО, при прочих равных условиях оно требует значительно меньший расход охладителя для достижения допустимых температур объекта охлаждения. Преимуществами такого способа тепловой изоляции является: – малый расход охладителя; – возможность использования легкопроницаемых пористых материалов с 7 большими коэффициентами пористости; – отсутствие противодавления на выходе из пор; – возможность использования относительно дешевых проницаемых материалов, изготовляемых по несложной технологии. Данный метод охлаждения лопаток ВГТ позволит повысить Tг* до 2000оС или понизить температуру стенки при той же температуре и том же расходе, увеличив, таким образом, ресурс установки в целом. Этим обусловливается актуальность темы данной дипломной работы. Создание и организация серийного производства современных высокотемпературных ГТУ большой мощности для парогазовых технологий с применением новейших систем охлаждения (СО), в том числе ППО – главная задача отечественного энергомашиностроения начала XXI века. Ее успешное решение определит не только возможности достижения мирового технического уровня теплоэнергетикой России, но и, прежде всего, обеспечит ее экономическую независимость от импорта оборудования со всеми последствиями по надежности энергетической системы страны. В данной работе приведены различные типы пористых материалов и их характеристики; установлено, что наиболее подходящим конструкционным материалом для изготовления проницаемых оболочек лопаток ВГТ является пористый сетчатый материал (ПСМ); представлена технология изготовления ПСМ; описан механизм пористого охлаждения; представлены результаты численного моделирования внутреннего теплообмена пористой оболочки; определены значения параметров сред, при которых обеспечивается локально-безотрывное вытекание газа-охладителя на пористую поверхность лопатки при пористом охлаждении; определены технологические и материаловедческие сложности, связанные с использованием ПСМ; приведены рекомендации по обеспечению длительного, безаварийного использования пористых оболочек лопаток ВГТ. 8 Список обозначений Параметры: П – пористость; а – размер ячейки, размер пор, м; b – длина хорды профиля, м; параметр вдува; параметр проницаемости; с – удельная теплоемкость, Дж/(кг·К); p d – диаметр, м; G – массовый расход, кг/с; g– относительный расход, кг/с; h – толщина, м; j – массовая скорость вдува, кг/(м2·с); K– коэффициент проницаемости, м2; – число Маха; М n – число слоев; Nu – число Нуссельта; p– давление, Па; Pe – число Пекле; Pr – число Прандтля; q– плотность теплового потока, Вт/м2; r – радиус, м; Re – число Рейнольдса; s – расстояние между каналами, м; St – число Стантона; Т– t– температура, К; температура, оС; шаг переплетения сетки, м; Тu – степень турбулентности; u, v – компоненты скорости, м/с; 9 w – скорость охладителя, м/с; x, y – Z продольная и нормальная к поверхности координаты; – коэффициент, учитывающий форму поперечного сечения порового канала; – коэффициент линейного расширения, К-1; вязкостный коэффициент гидрав- лического сопротивления, м-2; коэффициент теплообмена, Вт/(м2·К); – инерционный коэффициент гидравлического сопротивления, м-1; р – перепад давления, Па; – толщина входной кромки, м; – степень обжатия сетки; – коэффициент теплопроводности, Вт/(м·К); – динамический коэффициент вязкости, Па·с; – кинематический коэффициент вязкости, м2/с; – степень повышения давления; – эффективность охлаждения, глубина охлаждения; – плотность, кг/м3; w – массовая скорость, кг/(м2·с); – предел длительной прочности, Па; – коэффициент, характеризующий степень неравномерности поля температур в условиях заторможенного потока; – параметр, зависящий от степени разогрева охладителя при его фильтрации через пористую среду; – коэффициент профильных потерь; коэффициент гидравлического сопро- тивления; – коэффициент потерь. Принятые сокращения: ВГТ – высокотемпературная газовая турбина; ГТУ – газотурбинная установка; 10 ГЦК решетка – гранецентрированная кубическая решетка; ЖС – жаропрочный сплав; КМ – композиционный материал; КС – камера сгорания; МГТУ им. Н.Э. Баумана – Московский государственный технический университет имени Н.Э. Баумана; МК сплав – монокристаллический сплав; НК – направленная кристаллизация; ПВМ – пористый волокновый материал; ПГУ – парогазовая установка; ППМ – пористый порошковый материал; ППО – пористое проникающее охлаждение; ПСМ – пористый сетчатый материал; РК – равноосная кристаллизация; РС – равноосная структура; СО – система охлаждения; ТБП – термобарьерное покрытие; ТЭЦ – теплоэлектроцентраль. Надстрочные индексы: * – параметры заторможенного потока; Подстрочные индексы: в – параметры воздуха; в.п – вогнутая часть профиля; вх – параметры на входе; вых –параметры на выходе; г – параметры газа; изг – изгиб; 11 к – параметры компрессора; л – параметры металла лопатки; об – оболочка; отж – отжиг; п – параметры пористой среды; пл – плавление; пр – профильные потери; раст – растяжение; сж – сжатие; см – смешение; сп – спинка профиля; ст – стенка (пористая поверхность); т – тепловой параметр; тр – трение; с – параметры охладителя; e – внешняя граница пограничного слоя; f – параметры охладителя; max – максимальное значение; s – параметры материала пористой матрицы; v – отнесенная к объему величина; w – пористая среда; 1 – параметры на входе; 2 – параметры на выходе. 12 1. Пути обеспечения работоспособности высокотемпературных газовых турбин Создание лопаток ВГТ – сложная комплексная проблема, успешное решение которой зависит от решения большого количества материаловедческих, технологических и конструкторских задач. Рабочие и сопловые лопатки турбины работают в непосредственном соприкосновении с высокотемпературным газом, при этом допустимая температура лопаточных сплавов ниже рабочих температур газа перед каждым венцом на 200÷500°С. Наибольшую трудность представляет обеспечение надежности рабочих лопаток. Они наряду с сопловыми лопатками подвержены термической усталости, вибрации, газовой коррозии и эрозии, действию газовых нагрузок. Кроме того, рабочие лопатки подвергаются действию центробежных сил. С учетом всего этого для надежной работы средняя температура металла лопаток не должна превышать 900÷1000°С, а максимальный уровень – 1100°С. В таких условиях работы для тепловой защиты поверхности лопаток ВГТ применяются: – специальные жаропрочные, жаростойкие и коррозионностойкие сплавы, способные сопротивляться сульфидно-оксидной коррозии; – изготовление лопаток методом направленной кристаллизации или из монокристалла; – покрытия для повышения жаростойкости материала (например, из окиси алюминия); – металлические многокомпонентные покрытия для повышения коррозионной жаростойкости материала - например, покрытие из четырех компонентов (никель – хром – алюминий – иттрий); – теплозащитные покрытия из керамических материалов с низкой теплопроводностью – для снижения теплового потока в металл лопатки; 13 – различные схемы воздушного или парового охлаждения. Для обеспечения надежной работы лопаток в течение заданного ресурса необходимо оптимальное сочетание всех перечисленных выше основных способов. Применение дорогостоящих жаропрочных сплавов увеличивает стоимость материала, но уменьшает потребность в охлаждении. Применение более сложной и эффективной системы охлаждения турбинной лопатки увеличивает ее себестоимость, но позволяет использовать менее дорогие материалы. 1.1 Потери в охлаждаемой турбине 1.1.1 Потери, обусловленные повышением температуры газа перед турбиной Выгоды, получаемые от повышения Tг* , уменьшаются из-за дополнительных потерь, связанных с введением охлаждения. Увеличение Tг* влечет за собой, как правило, увеличение неравномерности поля температур на выходе из камеры сгорания (КС). Степень этой неравномерности в условиях заторможенного потока характеризуется коэффициентом max . Неравномерность температурного поля перед турбиной затрудняет организацию охлаждения лопаток и приводит к необходимости вводить ограничение величины среднемассовой температуры газа. Следовательно, повышая интенсивность охлаждения лопатки, что связано с усложнением ее изготовления, можно не добиться желаемого результата в повышении среднемассовой Tг* , если не позаботиться о том, чтобы это повышение не повлекло за собой увеличения неравномерности температурного поля на выходе из КС. Рабочие лопатки благодаря вращению обтекаются газовым потоком со степенью неравномерности температурного поля отличной от неравномерности 14 поля у сопловых лопаток. Она будет определяться изменением по высоте лопатки, усредненной на данном радиусе Tг* на входе в рабочие лопатки и поэтому ее называют радиальной степенью неравномерности. Неравномерность температурного поля в газовом потоке на выходе из КС влечет за собой некоторое ухудшение КПД турбины. Это происходит из-за отклонения от расчетных значений углов набегания потока на входную кромку рабочей лопатки в нижней и верхней части ее от среднего радиуса и возникновения связанных с этим дополнительных гидравлических потерь вследствие преждевременного отрыва потока при работе на нерасчетном режиме. Неравномерность температурного поля в движущемся потоке создает неравномерность поля полных напоров, которое эквивалентно переменной силе, действующей на рабочую лопатку, что может возбуждать резонансные колебания рабочих лопаток. Повышение Tг* способствует повышению уровня турбулентности в потоке на входе в турбину, что влияет на профильные потери и коэффициент теплопередачи от газа к лопатке. Все эти явления принимаются во внимание и учитываются при проектировании ВГТ. 1.1.2 Потери, связанные с охлаждением элементов турбины Использование в качестве охладителя элементов турбины воздуха, отбираемого за последней или за одной из промежуточных ступеней компрессора, и сброс этого воздуха в проточную часть турбины, как правило, приводит к дополнительным потерям, уменьшающим получаемый положительный эффект от повышения температуры Tг* . Термодинамические потери. В процессе охлаждения сопловых и рабочих лопаток происходит отвод тепла от газа, протекающего в межлопаточных 15 каналах и в осевых зазорах между лопаточными венцами, при смешении его с охлаждающим воздухом, вытекающим из лопаток в проточную часть турбины. Это приводит к тому, что процесс расширения газа в турбине происходит по политропе с показателем тем большим, чем больше отводится тепла. Если гидравлические потери в турбине сравнительно невелики, а количество отводимого тепла большое, например, при уменьшении температуры лопаток благодаря охлаждению на 500÷550оС, то показатель политропы процесса расширения газа в турбине может превысить значение показателя адиабаты. Это означает, что коэффициент возврата тепла, обычно увеличивающий располагаемую работу расширения по сравнению с изоэнтропической, будет иметь значение меньше единицы. Следовательно, отвод тепла в процессе расширения снижает располагаемую работу турбины и приводит к потере полезной работы при заданной величине температуры газа перед турбиной. Эти дополнительные потери, связанные с введением охлаждения, называются термодинамическими потерями. Они будут тем большими, чем больший теплоперепад срабатывается в ступени, т. е. чем больший перепад давлений приходится на охлаждаемые лопаточные венцы и чем большее количество тепла отводится от них. При отношении абсолютных температур лопатки и газа не менее чем 0,7, потеря в изоэнтропическом КПД ступени турбины не превысит 1%. У турбинных ступеней с конвективно охлаждаемыми лопатками, срабатывающих перепад давлений P0* /P2 2,5 3,0 при понижении температуры лопаток по отношению к температуре омывающего их газа на 300÷350 оС, уменьшение КПД ступени из-за термодинамических потерь составит 0,2÷0,3%. Если лопатки будут выполнены с конвективно-заградительным охлаждением, при котором количество охлаждающего воздуха, как правило, больше, чем у лопатки с чисто конвективным охлаждением, и, следовательно, большее количество тепла отводится от газового потока, то увеличение термодинамических потерь может приводить к уменьшению КПД турбины до нескольких про- 16 центов. При этом заметно будут изменяться параметры газа на выходе из ступени турбины, увеличиваться их неравномерность. Наибольшее изменение будет претерпевать температура газа, которая уменьшается с ростом количества отводимого тепла при охлаждении сопловых и рабочих лопаток. Это необходимо учитывать при проектировании ступеней турбины, расположенных за охлаждаемой ступенью. Затрата энергии на сжатие охлаждающего воздуха. Работа, затрачиваемая на сжатие охлаждающего воздуха в компрессоре, уменьшает выходную мощность турбины. Это уменьшение тем большее, чем больший расход охлаждающего воздуха и чем выше давление в месте отбора его из компрессора. Эквивалентные потери в КПД турбины могут достигать 1÷2%. Однако относить эти потери за счет процессов, происходящих собственно в ступени с охлаждающими лопатками, можно только условно. При определении оптимальной степени нагруженности охлаждаемой ступени турбины в процессе проектирования учитывают дополнительную работу, затрачиваемую на сжатие в компрессоре воздуха, отбираемого на охлаждение. Это может привести к увеличению диаметра ступени для достижения требуемого значения окружной скорости при сохранении неизменной частоты вращения, а КПД турбины в этих условиях будет определяться гидравлическим совершенством проточной части ступени и кинематикой потока в ней. Потери, обусловленные затратой дополнительной работы на сжатие охлаждающего воздуха, относятся к потерям термодинамического цикла ГТУ. Так как они проявляются в ухудшении удельных параметров установки, то их учитывают при определении удельной мощности и удельного расхода топлива. При этом принимается во внимание, что охлаждающий воздух, сбрасываемый в проточную часть турбины, возвращает часть работы, затраченной на его сжатие, и используется в ступенях турбины, следующих за рассматриваемой охлаждаемой ступенью. Влияние рассматриваемых потерь на основные удельные 17 параметры газотурбинного двигателя для различных его схем будет различное. Затрата работы на прокачку охлаждающего воздуха. Потери на прокачку охлаждающего воздуха обусловлены затратой работы на разгон этого воздуха до окружной скорости, соответствующей месту выхода его из рабочей лопатки. Они прямо пропорциональны квадрату этой скорости и секундному расходу воздуха. Поэтому ступени турбины, у рабочих лопаток которых преобладает радиальное течение охлаждающего воздуха и выпуск его осуществляется из верхнего торца, будут иметь наибольшие потери на прокачку при прочих равных условиях. Однако у таких ступеней некоторую часть потерь на прокачку можно компенсировать за счет уменьшения обычно имеющих место потерь в радиальном зазоре между рабочей лопаткой и наружным обводом. Так, при выпуске охлаждающего воздуха из периферийного торца рабочих лопаток, не имеющих верхнего бандажа, в количестве 2% от расхода газа, КПД испытанной ступени турбины снизился всего лишь на 0,6%, в то время как потери мощности только на прокачку воздуха через внутренние каналы лопатки составили бы 1,6%. При выпуске охлаждающего воздуха через выходную кромку лопаток потери на прокачку также могут быть частично скомпенсированы за счет полезного реактивного эффекта этого воздуха. Однако величина этой компенсации, как правило, чрезвычайно мала, и при относительно большом гидравлическом сопротивлении внутренних каналов, характерном для интенсивно охлаждаемых лопаток, может иметь и отрицательное значение. Это будет означать, что охлаждающий воздух не только создает положительный эффект реактивного выпуска, но и тормозит колесо. У рабочих лопаток конвективно-заградительного охлаждения воздух, выпускаемый из отверстий, расположенных на входной части профиля, создает реактивные силы, направленные против движения лопаток и, следовательно, еще дополнительно уменьшает полезную работу турбины. 18 Потери при смешении охлаждающего воздуха с основным потоком газа. Охлаждающий воздух, выпускаемый в проточную часть турбины, смешивается с основным потоком газа в местах выпуска его из лопатки в начале или внутри межлопаточного канала при заградительном охлаждении, в осевом зазоре, при выпуске его из щелей или отверстий в выходной кромке или вблизи ее и в радиальном зазоре. Потери смешения в радиальном зазоре, как и потери на прокачку, частично компенсируются уменьшением потерь в радиальном зазоре. Процесс смешения охлаждающего воздуха, выходящего из задней кромки лопаток и основного потока, происходящий в осевом зазоре, неизбежно приводит к потере полного давления основного потока и может изменить его направление. Эти потери тем большие, чем большая разность скоростей смешивающихся потоков, чем большее отклонение направлений вдуваемого воздуха и основного потока и чем больший расход этого воздуха по отношению к основному потоку. Если выходная кромка лопаток конструктивно выполнена таким образом, что охлаждающий воздух выходит не из отдельных отверстий, а из сплошной щели и перемычки, соединяющие выпуклую и вогнутую стенки лопатки, не выходят на срез, и если направление течения воздуха и основного потока совпадают, то потери в закромочном следе будут сравнительно невелики. При безотрывном обтекании профилей лопаток и при давлении охлаждающего воздуха, равном или большем давления основного потока на входе в лопатки они почти равны (несколько меньше) определяемым по формуле: 0,26 ' /t sin , к (1.1) где ' – толщина выходной кромки за вычетом ширины щели, из которой выдувается охлаждающий воздух. Выдув воздуха из щелей в выходной кромке уменьшает данное сопротивление профиля и тем самым частично компенсирует потери смешения. Так, при 19 расходе через щели в выходной кромке воздуха в количестве 2% от расхода его через межлопаточные каналы, кромочные потери уменьшаются примерно в 2 раза по сравнению со значением при отсутствии истечения. По экспериментальным данным, полученным при изотермических продувках пакета сопловых лопаток с выпуском охлаждающего воздуха через щель в выходной кромке ( ' =1,9 мм, t =17 мм, =28°30') компоненты гидравлических потерь имели следующие значения: потери трения (межлопаточный канал и зона косого среза) – 2,5%; кромочные потери – 2,1%; потери смешения – 1,7%. Относительный расход охлаждающего воздуха составлял 3,6% при давлении, равном давлению основного потока на входе в лопатки, и скорости его на выходе из лопаток, характеризуемой числом Маха – М ≈0,6. Выпуск воздуха из щелей или отверстий, расположенных по обводу профиля охлаждаемой лопатки, как правило, влечет за собой появление дополнительных потерь при смешении с основным потоком и рост профильных потерь, так как вызывает переход ламинарного пограничного слоя в турбулентный, а в области больших чисел М приводит к взаимодействию скачка с пограничным слоем и к отрыву последнего. Эти потери, характеризуемые коэффициентами потерь , могут быть представлены в виде: пр см тр , (1.2) где пр – коэффициент профильных потерь в решетке неперфорированных лопаток; см – коэффициент потерь, возникающих при смешении охлаждающего воздуха и основного потока газа; тр – коэффициент дополнительных потерь трения, связанных с турбу- лизацией пограничного слоя на участках ламинарного и переходного течения по обводу профиля, в том числе и с возникновением его отрыва при выпуске охлаждающего воздуха на поверхность лопатки. 20 Вдув охладителя через ряды отверстий, расположенных на вогнутой части профиля и на спинке от входной кромки до узкого сечения межлопаточного канала приводит к дополнительным потерям трения в силу частичной или полной турбулизации ламинарного и переходного пограничного слоя. Они будут тем большими, чем на большей поверхности этих участков будет производиться выдув. Потери, обусловленные отличием формы и размеров профилей охлаждаемых лопаток от неохлаждаемых. При проектировании охлаждаемых лопаток приходится отступать от обычных аэродинамически совершенных форм профилей и выполнять их с учетом требований, обусловливаемых введением охлаждения. Необходимость расположения внутри лопаток каналов для подвода охлаждающего воздуха, максимально возможное приближение этих каналов к наружной поверхности лопатки, особенно на участках входной и выходной кромок, приводит к тому, что радиусы скругления этих кромок приходится делать относительно большими, т. е. кромки выполнять толстыми и углы большими. В связи с размещением внутри лопатки каналов охлаждения возникает необходимость увеличения относительной толщины профиля по сравнению с аэродинамически совершенными профилями. Все это приводит к увеличению гидравлических потерь по сравнению с обычно применяемыми неохлаждаемыми решетками профилей. Наибольшая доля аэродинамических потерь связана с необходимостью утолщения выходной кромки. Более сильное влияние на изменение КПД турбины оказывает утолщение выходной кромки у сопловых лопаток. По мере увеличения степени повышения давления в газотурбинных двигателях абсолютные размеры первых ступеней турбины, требующих наиболее интенсивного охлаждения, уменьшаются. Следовательно, дополнительные потери из-за ухудшения аэродинамических характеристик лопаточных решеток профилей будут увеличиваться и их доля в сумме всех дополнительных потерь, 21 вызванных введением охлаждения, резко возрастет. Этот рост дополнительных потерь можно несколько уменьшить, уменьшая число охлаждаемых лопаток в одном венце при сохранении их относительного шага близким к его оптимальному значению. Однако чрезмерное уменьшение числа лопаток приводит к интенсивному росту вторичных потерь в сопловых решетках из-за уменьшения относительной высоты межлопаточных каналов. Потери при нестационарном обтекании решеток профилей. По мере увеличения интенсивности охлаждения лопаток за счет увеличения относительного расхода охлаждающего воздуха растет ширина следа за лопатками в районе выходных кромок и, следовательно, шаговая неравномерность параметров в потоке за решеткой тоже увеличивается. Это оказывает возмущающее действие на последующую решетку профилей рабочих лопаток, увеличивая в ней гидравлические потери. Увеличение потерь связано с периодической нестационарностью полей скоростей и давлений на входе в рабочие лопатки колеса, обусловленной их перемещением в неравномерном потоке за лопатками соплового аппарата. Дополнительные гидравлические потери, вызванные выпуском воздуха на поверхность сопловых лопаток, увеличивают шаговую неравномерность в потоке на выходе из них, что в свою очередь увеличивает не только потери, но и амплитуду резонансных колебаний в рабочих лопатках. Величина дополнительных потерь в ступени турбины из-за периодической нестационарности полей давлений и скоростей на входе в рабочие лопатки определяется геометрическими параметрами рабочей и сопловой решеток, величиной относительного осевого зазора между относительным шагом лопаточных решеток, критериями газодинамического и кинематического подобия и степенью турбулентности набегающего на рабочие лопатки потока; для охлаждаемых лопаток, кроме того, количеством охлаждающего воздуха и способом выпуска его в проточную часть турбины. 22 Потери, вызванные втеканием охлаждающего воздуха в проточную часть турбины. Применение охлаждаемых лопаток, требующих подвода воздуха повышенного давления, для обеспечения нужных перепадов давления в системе охлаждающих каналов приводит к необходимости повышать давление во внутренних полостях турбины. Таким образом, увеличивается перепад давления между подводимым воздухом и газом, текущим у внутреннего диаметра проточной части, а, следовательно, увеличиваются утечки охлаждающего воздуха в проточную часть. Эти утечки практически неизбежны и могут приводить к дополнительным потерям, заметно снижающим КПД турбины. Величина этих потерь зависит не только от перепада давления и количества втекающего в проточную часть воздуха, но и от его направления (перпендикулярно потоку газа, параллельно ему или под некоторым углом), а также от высоты лопатки. Чем короче лопатки, тем относительная величина потерь будет большая и тем на большую величину снизится КПД турбины. В ВГТ все потери, обусловленные необходимостью введения охлаждения, взаимосвязаны – один вид потерь обусловливает появление другого. Из анализа рассмотренных видов потерь, вызываемых введением охлаждения элементов турбины – дисков, лопаток и корпуса, следует, что все они в той или иной степени пропорциональны относительному количеству воздуха, расходуемого на охлаждение. Следовательно, уменьшение этого расхода воздуха путем выбора рациональной схемы его подвода, применения наиболее совершенных конструкций охлаждаемых лопаток, тщательного уплотнения проточной части турбины, относятся к важнейшим требованиям при проектировании высокотемпературных ГТУ. Снижение температуры охлаждающего воздуха в теплообменниках (топливо-воздушных, воздухо-воздушных или воздухо-водяных), особенно у установок с высокой степенью повышения давления в компрессоре, может в свою 23 очередь явиться действенным средством для уменьшения его количества, поступающего в турбину. 1.2 Повышение эффективности систем охлаждения лопаток ВГТ 1.2.1 Классификация систем охлаждения ГТУ Под СО ГТУ подразумевается специально спроектированная и сконструированная техническая система – совокупность элементов и узлов, предназначенная для отбора, подготовки, подачи и использования охлаждающего агента с целью снижения температуры деталей газовых турбин до уровня, при котором обеспечиваются их прочность и надежность. Основными деталями, требующими охлаждения, являются сопловые и рабочие лопатки, диски, другие элементы корпусов и роторов, непосредственно соприкасающиеся с высокотемпературным газом. К СО ВГТ предъявляют следующие требования: – высокая эффективность, то есть обеспечение необходимого по условиям прочности уровня температуры охлаждаемой детали при минимальном расходе хладагента; – достаточная гибкость и возможность управления теплообменом на различных участках детали; – недопустимость нарушения технологичности охлаждаемых деталей; – отсутствие факторов, приводящих к понижению надежности охлаждаемой турбины; – обеспечение достаточно равномерного температурного поля охлаждаемых деталей, чтобы предотвратить возникновение опасных термических напряжений; – обеспечение высокой надежности в процессе эксплуатации ГТУ. СО ГТУ классифицируют по двум принципиальным признакам: по роду применяемого хладагента – на воздушные, жидкостные и воздушножидкостные; по способу использования охладителя – на открытые, замкнутые и 24 полузамкнутые. В качестве теплоносителей (хладагентов), применяемых для отвода теплоты от охлаждаемой детали, могут служить различные газы и жидкости. Наибольшую глубину охлаждения, т.е. разность температур между горячим газом и охлаждаемой деталью, получают при использовании в качестве хладагента дистиллированной воды или жидких металлов (Na, Na+K и т.д.), обладающих весьма благоприятными теплофизическими характеристиками. Наибольшее распространение получила воздушная открытая СО сопловых и рабочих лопаток (см. рис. 1.1, а), в которой воздух 4, отбираемый из компрессора 1, охладив лопатки турбины 3, поступает в ее проточную часть, смешивается с газом и совершает работу в части ступеней турбины за местом выпуска. Эта система сравнительно проста по конструкции и надежна в эксплуатации. Жидкостное охлаждение лопаток применяют пока только в опытных ГТУ. Это объясняется, с одной стороны, заметными усложнениями конструкции, а с другой стороны, значительным прогрессом в развитии систем более простого воздушного охлаждения. Тем не менее, жидкостное охлаждение лопаток, при котором коэффициенты теплоотдачи к жидкости могут во много десятков-сотен раз превышать коэффициенты теплоотдачи при воздушном охлаждении, постоянно привлекает к себе внимание исследователей и конструкторов. Результаты опытов показывают возможность создания турбин с жидкостным охлаждением, работающих при температуре газа, близкой к стехиометрической, но это перспектива завтрашнего дня. Воздушное охлаждение лопаток может осуществляться не только в открытой, но и в так называемой полузамкнутой системе; жидкостное охлаждение обычно – в замкнутой системе (см. рис. 1.1, б, в). 25 Рис. 1.1 Системы охлаждения турбин: а – воздушная открытая; б – замкнутая; в – полузамкнутая с отбором воздуха из компрессора и возвратом его в компрессор; 1 – компрессор; 2 – камера сгорания; 3 – турбина; 4 – подвод охлаждающего воздуха; 5 – циркуляционный насос (компрессор); 6 – радиатор В замкнутых системах с жидкостным охлаждением лопаток (см. рис. 1.1, б) теплоноситель циркулирует в замкнутом контуре, отбирая теплоту от лопаток и других охлаждаемых деталей турбины 3 и отдавая его во внешнем радиаторе 6 какому-либо хладагенту: атмосферному воздуху, воде или топливу, прокачиваемым соответственно вентилятором или насосом. Полузамкнутые СО (см. рис. 1.1, в) могут быть выполнены либо воздушными (сопловые и рабочие лопатки охлаждаются воздухом), либо воздушножидкостными (сопловые лопатки охлаждаются по принципу тепловой трубы, а рабочие лопатки – по двухконтурной схеме). Основная особенность полузамкнутой СО – возврат воздуха, отведенного из компрессора 1 и нагретого в элементах турбины 3 в проточную часть компрессора. Таким образом, осуществляется микрорегенерация тепла, отведенного от горячих частей турбины в процессе охлаждения. Принципиальным преимуществом полузамкнутых СО является то, через первый участок (ступень, группу ступеней) в турбину идет больший расход рабочего тела, чем в случае с открытыми СО. Недостатком полузамкнутых СО является необходимость тщательного уплотнения воздушного тракта сопловых и рабочих лопаток и сведения к минимуму гидравлических потерь в системе. 26 Жидкостное охлаждение, предполагающее, как правило, замкнутую схему циркуляции охлаждающей жидкости, имеет ряд преимуществ, обусловленных, прежде всего высокой теплоемкостью охлаждающего теплоносителя, а, следовательно, высокой эффективностью работы такой системы охлаждения. Однако конструктивные сложности реализации такой системы сделали до настоящего времени нецелесообразным ее применение в ГТУ. Главные сложности определяются необходимостью обеспечить надежное уплотнение в местах ввода и вывода жидкостного теплоносителя из вращающегося ротора. Этих недостатков лишены лопатки с естественной циркуляцией, работающие по принципу термосифона, но и они не получили пока применения в системах охлаждения в основном из-за усложнения и утяжеления конструкции лопаток и дисков. Не нашли также применения и замкнутые схемы с газовым теплоносителем, в которых после прохождения по каналам охлаждаемой лопатки он затем охлаждается в специальном теплообменнике и вновь поступает на охлаждение лопаток. На рис. 1.2 показана конструктивная схема лопаток с термосифонным жидкостным охлаждением. Рис. 1.2 Конструктивная схема лопаток с термосифонным жидкостным охлаждением 27 Введение любой СО приводит к необходимости значительного усложнения конструкции турбин и их деталей, в первую очередь лопаток, и повышению их стоимости по сравнению с неохлаждаемыми турбинами. При подводе и выпуске охлаждающего воздуха в проточную часть ВГТ возникают дополнительные (по сравнению с неохлаждаемыми турбинами) газодинамические и термодинамические потери. Поэтому охлаждение турбин следует рассматривать как вынужденный и трудный во многих отношениях и вместе с тем как необходимый способ повышения температуры газа на входе в ВГТ, а, следовательно, и улучшения всех показателей ГТУ. 1.2.2 Использование хладагентов в системах охлаждения ВГТ В качестве хладагента, обеспечивающего необходимое понижение температуры деталей газовых турбин, могут применяться различные теплоносители. Наиболее естественным охладителем проточной части турбины является цикловой воздух ГТУ, применение которого позволяет относительно легко решить конструкцию охлаждаемых элементов. Из всех СО ВГТ наибольшее распространение получила воздушная система с выпуском охлаждающего воздуха в проточную часть ВГТ. Несмотря на достаточно отработанную технологию, открытое воздушное охлаждение обладает рядом недостатков, которые в значительной степени снижают положительный эффект от повышения начальной температуры газа перед ВГТ. Воздух, используемый для охлаждения турбины, обладает ограниченным хладоресурсом, величина которого определяется температурой после компрессора и удельной теплоемкостью. Воздействовать на температуру воздуха, отбираемого на охлаждение, возможно, но специальная подготовка воздуха заметно усложняет конструкцию СО. Условия теплообмена и ограниченный хладоресурс воздуха приводят при повышении температуры газа к росту расхода воздуха на охлаждение ВГТ. При этом увеличиваются и потери энергии, связанные, прежде всего, с затратами на 28 прокачку воздуха через охлаждающий тракт. Потери энергии оказываются настолько значительными, что современные системы воздушного охлаждения оказываются целесообразными только до температур газа 1100÷1200оС. Дальнейшее повышение температуры газа при использовании воздуха для охлаждения турбины уже не обеспечивает роста КПД ГТУ. Несколько лучшими характеристиками обладает система воздушного охлаждения закрытого типа. В этом случае за счет более эффективного использования теплоты системы охлаждения отбор воздуха меньше сказывается на показатели турбины. Однако такие СО лопаточного аппарата заметно усложняют конструкцию турбины, так как необходимо обеспечить не только ввод в турбину, но и вывод из нее охлаждающего воздуха. Большими возможностями охлаждения турбины, обладают жидкостные системы, в которых в качестве теплоносителя используется вода. В качестве теплоносителя она обладает высокой эффективностью и позволяет достичь глубокого охлаждения элементов турбины. Еще в 1935 г. испытывалась установка с водяной системой охлаждения при температуре газа около 1100оС. Однако применение воды в качестве теплоносителя системы охлаждения турбины существенно усложняет ее конструкцию и удорожает производство. Поэтому водяное охлаждение газовой турбины еще не нашло промышленного применения. По-видимому, применение воды в качестве хладагента окажется перспективным при температурах газа 1700оС и выше. В качестве теплоносителя системы охлаждения турбины может быть использован пар, который по своим физическим свойствам занимает промежуточное положение между воздухом и водой. В то же время использование пара как хладагента не требует такого усложнения конструкции охлаждаемых турбин, как это имеет место в жидкостной системе. Водяной пар обладает следующими достоинствами: а) лучшими для охлаждения физическими свойствами, связанными со значительно большей по сравнению с воздухом удельной теплоемкостью; 29 б) значительно меньшими затратами энергии на сжатие и прокачку пара через СО, что позволяет иметь практически неограниченные расходы пара в СО (предельное значение расхода воздуха на ступень обычно не превышает 5÷6 %); в) возможностью эффективного использования в закрытых системах теплоты охлаждения в случае применения высокотемпературной турбины в комбинированных установках; г) возможностью значительной интенсификации теплообмена за счет применения в системе охлаждения влажного пара. Перечисленные достоинства водяного пара, используемого в качестве хладагента, а также относительная простота конструкции турбины с паровым охлаждением, которая может быть аналогичной конструкции воздушного охлаждения, делает паровую систему охлаждения перспективной. Сегодня паровое охлаждение лопаточных аппаратов применяется весьма ограниченно и только в стационарных ГТУ большой мощности фирм «Дженерал Электрик», «Мицубиси», «Вестингауз» поколения «Н». В этих установках величина Tг* такая же, как у установок поколения «G», в которых применяется паровое охлаждение элементов ГТУ. Основная причина – резкое усложнение конструкции таких ГТУ, хотя при этом и достигается некоторое повышение КПД и ГТУ, и ПГУ в целом. Кроме того, применение парового охлаждения в ГТУ приводит к невозможности ее эксплуатации в простом цикле. Внедрение парового охлаждения лопаток турбины на установках поколения «J» не планируется. 1.2.3 Способы охлаждения лопаточного аппарата ВГТ По принципу действия различают следующие способы охлаждения внешнее конвективное, внутреннее конвективное, пленочное и пористое. Внешнее конвективное охлаждение (см. рис. 1.3, а) осуществляется 30 обычно обдувом детали или продувкой охладителя через щелевые зазоры между горячей и менее горячей деталями. При внутренних конвективных способах охладитель, проходя по каналам, расположенным внутри охлаждаемого элемента, отводит от него теплоту за счет конвективного теплообмена со стенками. Пленочное охлаждение (см. рис. 1.3, б) обеспечивает выдув охладителя на поверхность через систему небольших щелей или отверстий. Создаваемая при этом на поверхности элемента холодная пленка размывается потоком высокотемпературного газа, поэтому при пленочном охлаждении необходимо иметь большое количество рядов выпускных щелей (отверстий). При охлаждении деталей проточной части газовых турбин пленочное охлаждение обычно сочетается с конвективным. В лопатках с пористым охлаждением (см. рис. 1.3, в) охладитель подводится во внутренние полости лопатки и продавливается через пористую стенку. Поступая на поверхность, он создает на лопатке защитную пленку. Если поры расположены близко одна к другой, то отдельные струйки охладителя сливаются вблизи поверхности и препятствуют подводу теплоты к стенке. Особым разнообразием отличаются конструкции рабочих лопаток с конвективным и конвективно-пленочным охлаждением. В них охладитель подводится через корневую часть и растекается по внутренним каналам в различных направлениях: – продольном (см. рис. 1.4, а, б); – продольно-петлевом (см. рис. 1.4,в); – продольно-поперечном (см. рис. 1.4, г, д, е). 31 Рис. 1.3 Охлаждение деталей газовых турбин: а – конвективное; б – пленочное; в – пористое Для повышения эффективности охлаждения лопаток с продольной схемой течения теплообмен интенсифицируют применением различных турбулизаторов (ребер, штырьков, тесных каналов и т.п.) во внутренних каналах и полостях. При их применении происходит увеличение поверхности охлаждения, но одновременно и рост гидравлического сопротивления внутренних каналов. Возможности достаточно глубокого охлаждения лопаток с продольным течением воздуха ограничены, и, кроме того, получается большая неравномерность температуры вдоль пера лопатки и в ее поперечных сечениях. Для того чтобы уменьшить неравномерность температуры в лопатке и улучшить охлаждение выходной кромки, внутри лопатки создается течение воздуха в радиальном и поперечном направлении. 32 Рис. 1.4 Рабочие лопатки с воздушным конвективным охлаждением: а, б – продольным; в – продольно-петлевым; г, д – продольно-поперечным; е – продольнопоперечным в дефлекторной лопатке; 1–3 – каналы; 4 – отверстие; 5 – ребро; 6 – штырьки; 7 – перегородка; 8 – поясок; 9, 11 – щели; 10 – дефлектор Такие схемы принято называть схемами со смешанным или продольнопоперечным направлением течения воздуха. По сравнению с лопатками только радиального течения воздуха охлаждение выходной кромки при такой схеме значительно лучше, а входной кромки на том же низком уровне. Да и неравномерность температуры по профилю все такая же большая. К группе конвективно охлаждаемых лопаток с поперечным течением воздуха относятся полые лопатки с внутренним дефлектором. Охлаждающий воздух подается в полость дефлектора, из которой через ряд отверстий или щелей 33 он направляется на обдув внутренней поверхности входной кромки лопатки. Затем воздух разделяется на два потока, протекающих вдоль выпуклой и вогнутой поверхностей лопатки в щелях, образованных внутренней поверхностью оболочки и дефлектором, и через каналы в выходной кромке лопатки выбрасывается в проточную часть. Надежное охлаждение входных кромок при такой схеме обеспечивается благодаря струйному обдуву, который гораздо эффективнее, чем продольное обтекание оболочки в радиальном канале. Однако при повышении начальной температуры газа в стационарных ГТУ до 1000÷1100оС такая система охлаждения оказывается недостаточной. При значительном повышении температуры газа перед турбиной применение только конвективного охлаждения турбинных лопаток не обеспечивает их работоспособность. Это обусловливает необходимость применения комбинированного конвективно-пленочного охлаждения, которое, несмотря на снижение КПД ступени турбины из-за дополнительных потерь, вызванных выпуском охлаждающего воздуха на поверхность профиля, может обеспечить суммарный положительный эффект за счет возрастания термического КПД цикла при повышении температуры газа. При таком способе охлаждения воздух, выдуваемый через отверстия или щели, выполненные в стенке лопатки, создает защитный слой между газом и поверхностью лопатки. Вниз по течению этот слой размывается горячим газом, поэтому выполняют несколько рядов отверстий, которые располагают в шахматном порядке, а расстояния между соседними рядами выбирают так, чтобы защитная пленка не успевала размываться. Эффективность конвективно-пленочного охлаждения во многом зависит от размеров, расположения и ориентации отверстий относительно направления потока газа. Угол между осью отверстия и касательной к профилю в месте его выхода на поверхность лопатки стараются выполнить как можно меньшим. Обычно его величина находится в пределах 25÷40°. 34 В зависимости от технологии выполнения перфорационных отверстий их размеры могут в большей или меньшей мере отличаться друг от друга. А перепад давления на отверстиях может изменяться по эксплуатационным причинам, например, из-за падения давления в системе охлаждения рабочей лопатки, вызванного нарушением нормальной работы лабиринтовых уплотнений. Все это приводит к изменению расхода охлаждающего воздуха и к изменению интенсивности конвективно-пленочного охлаждения. Еще одним существенным недостатком конвективно-пленочного охлаждения является значительная температурная неравномерность вдоль охлаждаемой поверхности. Так, в зоне выдува воздуха из перфорационных отверстий температура сравнительно низкая, а там, где струя воздуха уже сильно размыта, температура резко возрастает. Возникающие при этом большие градиенты температур приводят на переменных режимах работы установки к появлению на поверхности лопатки трещин, обусловленных термической усталостью материала. Схема рабочей лопатки с конвективно-пленочным охлаждением представлена на рис. 1.5. У этой лопатки интенсивное пленочное охлаждение имеют входная кромка 1 и верхний торец 2. Наклон осей охлаждающих отверстий 3 под некоторым углом к оси вращения ротора турбины способствует повышению эффективности охлаждения. Лопатка имеет две системы охлаждающих продольных каналов, в обе подводится воздух В, взятый за компрессором. Системы конвективно-пленочного охлаждения применяются при начальной температуре газа Tг* 1300 1500 оС . Надежную работу лопаток при более высоких температурах можно обеспечить, используя ППО. При ППО воздух, проходя через мелкие отверстия (поры) в стенке лопатки, отбирает у нее теплоту и, вытекая на наружную поверхность, образует теплозащитную пленку. Поры расположены близко друг к другу, поэтому отдель- 35 ные струйки воздуха сливаются вблизи поверхности и затрудняют подвод теплоты к стенке лопатки. Такая лопатка может быть выполнена из несущего (силового) стержня 4 и пористой оболочки 2. Несущим стержнем лопатка соединяется с диском. Через внутреннюю полость 5 в замковой части и дозирующие отверстия 3 воздух поступает в продольные каналы 1 его профильной части (см. рис. 1.6). Пористая оболочка выполняется из пористого проницаемого материала с многочисленными микроотверстиями, проходя через которые воздух отбирает тепло в результате конвекции и на поверхности создает изолирующий от непосредственного контакта горячего газа с металлом слой. Рис. 1.5 Рабочая лопатка с конвективно-пленочным охлаждением: 1 – входная кромка; 2 – верхний торец; 3 – отверстие Благодаря тому, что относительный диаметр отверстий (отношение диаметра отверстия к его длине) мал, а длина сравнительно с ним значительна, воздух на выходе из отверстий будет иметь температуру, близкую к температуре оболочки. В этом случае хладоресурс охлаждающего воздуха используется максимально. 36 Рис.1.6 Конструктивная схема лопатки с ППО 1 - продольные каналы; 2 - пористая оболочка; 3 - дозирующие отверстия; 4 - силовой стержень; 5 - внутренняя полость Более подробно ППО будет рассмотрено в следующих разделах. 1.2.4 Сравнение эффективности различных способов охлаждения лопаток ВГТ Эффективность охлаждения лопаток с выдувом воздуха в проточную часть турбины определяется двумя факторами: интенсивностью теплообмена и величиной потерь, связанных с отбором из компрессора воздуха, поступающего в лопатки. Оба эти фактора взаимосвязаны: чем выше интенсивность теплообмена в лопатках, тем для заданных температурных условий. меньшее количество воздуха отбирается на их охлаждение из компрессора. Кроме того, чем меньше расход охлаждающего воздуха, тем меньше потери в турбине, связанные с выбросом его в проточную часть и смешением с газовым потоком. Существует общепринятая характеристика эффективности СО – относительная эффективность охлаждения, оценивающая совершенство системы и позволяющая определить температуру лопатки при известном расходе воздуха. Относительная эффективность охлаждения является отношением реального понижения температуры металла лопатки Т л относительно газа Tг* к максималь37 но возможному понижению - до температуры охлаждающего воздуха Т в* : * Tг Т л , * * Т г Т в (1.3) где Tг* – температура потока газа; Т л – температура лопатки в конкретной точке; Т * – температура подводимого охлаждающего воздуха. в Величину еще называют относительной величиной охлаждения или безразмерной глубиной охлаждения. Чем интенсивнее процесс теплообмена, тем при меньшем относительном расходе воздуха достигается охлаждение лопатки в заданных температурных условиях. Значение при заданном относительном расходе охлаждающего воздуха будет тем больше, чем меньше интенсивность теплоподвода со стороны горячего газа, чем больше отношение поверхностей теплообмена с воздушной стороны к газовой и чем эффективнее способы интенсификации теплообмена с воздушной стороны (турбулизаторы, струйное охлаждение и др.), примененные в лопатке. Глубина охлаждения может изменяться: 0 1 . Она равна нулю, когда охлаждение лопаток отсутствует, и увеличивается с ростом эффективности этого охлаждения. В современных ВГТ в зависимости от начальной температуры газов доля охлаждающего воздуха, отбираемого за отдельными ступенями компрессора, составляет: n G охл в g 1 0,04 0,1 , охл Gк n (1.4) где Gохл в – суммарный расход воздуха, кг/с, отбираемого из компрес1 сора для системы охлаждения; 38 G – количество поступающего к в компрессор воздуха, кг/с. Зависимости f ( g охл в ) для конвективного, конвективно-пленочного и пористого способов охлаждения представлены на рис. 1.7. Рис. 1.7 Графики зависимости эффективности охлаждения от g охл и способа охлаждения лопаток: 1 – оболочковая лопатка; 2– 4 – лопатки с конвективным воздушным охлаждением; 5 – лопатки с конвективно-пленочным охлаждением; 6 – лопатки с пленочным охлаждением; 7 – лопатки с ППО Сравнение различных способов охлаждения и различных конструкций лопаток наиболее информативно по относительной эффективности охлаждения при одинаковом относительном расходе охлаждающего воздуха. Видно, что самую большую эффективность из всех представленных имеет ППО. Наиболее же полной оценкой эффективности любой СО можно считать степень приближения параметров ГТУ с данной СО к параметрам гипотетической ГТУ с той же начальной температурой газа, но без охлаждения. Охлаждение наиболее горячих элементов газовых турбин позволяет снизить их температуру при достаточно высокой температуре газа. Однако применение охлаждения уменьшает полезную работу ГТУ, так как часть теплоты, отбираемая охлаждающей средой от газа, не может быть преобразована в механическую работу. В некоторых случаях, если используется теплота охлаждающей среды, возможно частичное уменьшение этих потерь. Снижение температуры элементов газовой турбины в результате охла39 ждения позволяет поднять термодинамический потенциал цикла ГТУ за счет увеличения начальной температуры рабочего газа. Охлаждение целесообразно применять в том случае, когда выигрыш в КПД от возможного повышения начальных параметров рабочего газа больше потерь, вызываемых охлаждением. 1.3 Совершенствование материалов для изготовления лопаток ВГТ 1.3.1 Требования, предъявляемые к материалам лопаток ВГТ Специфика условий работы лопаток ВГТ определяет характер требований к материалам, из которых они изготавливаются. При этом в зависимости от назначения (сопловые или рабочие лопатки) требования к уровню тех или иных свойств различны. Отличаются также температурно-силовые параметры рабочих лопаток первой и последующих ступеней. В частности, сопловые лопатки работают при более высоких температурах по сравнению с рабочими. Они работают на изгиб под воздействием сил газового потока, на них также оказывают воздействие тепловые нагрузки, обусловленные неравномерностью температурного поля лопаток. На сопловые лопатки в значительно меньшей мере действуют знакопеременные нагрузки. Уровень возникающих в них напряжений ниже, чем в рабочих лопатках, подвергающихся действию центробежных сил. Газовая коррозия, обусловленная недостаточной жаростойкостью сплавов, является одним из типичных видов повреждений сопловых лопаток. Поэтому главное требование к сплавам, предназначенным для сопловых лопаток, заключается в обеспечении высокого уровня жаропрочности, жаростойкости, термоусталости. Еще более сложен комплекс требований, предъявляемых для рабочих лопаток ВГТ, подверженных наиболее полному комплексу различных видов нагружений, влияющих на их ресурс – статическому, вибрационному, термоциклическому, коррозионному и эрозионному. Поэтому к материалам, из которых изготавливают рабочие лопатки, предъявляют, помимо требований жаропрочности и жаростойкости, еще и требования длительной прочности, высокой пластичности и низкой чувстви40 тельности к концентраторам напряжений и высокого сопротивления газовой коррозии. Помимо вышеперечисленных требований материалы лопаток ВГТ должны обладать определенными технологическими свойствами: обрабатываемостью резанием, давлением, свариваемостью, обладать хорошими литейными свойствами. 1.3.2 Никелевые сплавы Лопатки ВГТ изготавливаются из жаропрочных сплавов на никельхромовой, железо-никелевой и никель-хром-кобальтовой основе, легированных Ti, Al, Mo, W, Nb, Zr, B, V, Y, Hf, La, Re, Ta и др. Их выбор определяется рабочей температурой. Используются в основном литейные жаропрочные сплавы (ЖС), реже – деформируемые. Более высокая жаропрочность литейных сплавов по сравнению с деформируемыми, более высокий коэффициент использования материала (0,6÷0,8 вместо 0,1÷0,2), снижение трудоемкости при изготовлении охлаждаемых лопаток в 3÷4 раза – все это обеспечило широкое применение литейных ЖС в современных ВГТ. Литье по выплавляемым моделям – единственно-возможный способ изготовления охлаждаемых лопаток ВГТ со все более усложняющейся конструкцией внутренней полости. При таком способе существует возможность изготовления лопаток без припуска на механическую обработку пера, что существенно снижает трудоемкость их изготовления при значительной экономии дорогостоящих материалов. Если при невысоких температурах наибольшей удельной прочностью обладают титановые сплавы, то при температурах выше 800÷850оС преимущество имеют литейные жаропрочные никелевые сплавы, что и предопределило их эффективное использование в качестве основного материала для лопаток ВГТ. 41 Традиционные никелевые сплавы с равноосной структурой. Свойства жаропрочных никелевых сплавов для лопаток и дисков газовых турбин определяются термической стабильностью структуры, размерами, формой и количеством упрочняющей γ-фазы, прочностными характеристиками γ-твёрдого раствора, оптимальным соотношением параметров кристаллических решёток γ- и γ'-фаз, распределением карбидной фазы и другими факторами. Обычно жаропрочные сплавы упрочняются путём целенаправленного многокомпонентного легирования. Наиболее сильный эффект повышения жаропрочности дает комплексное легирование. Присутствие в нем Ti и Al в количествах, превышающих их предельную растворимость в твердом растворе, делает ЖС устойчивым к температурному воздействию при 700÷800оC и выше. Введение W и Mo (до 10%) приводит к существенному возрастанию жаропрочности сплавов, что делает возможным их применение при температурах до 800÷850оC и высоких напряжениях. Присутствие в ЖС B, Zr и Hf способствует рафинированию металла и упрочнению границ зерен. Наличие в составе никелевых ЖС Nb упрочняет твердый раствор, повышает жаропрочность, снижает склонность сплавов к перестариванию. Присутствие Cr оказывает двойственное влияние на ЖС: повышает его жаропрочность, но ухудшает долговечность и пластичность. Общий недостаток никелевых сплавов – их высокая стоимость, связанная с высокими ценами на их составляющие, в том числе и на никель. Сплавы, получаемые методом направленной кристаллизации. Когда жаропрочность традиционных литейных ЖС с равноосной структурой (РС) достигла своего предела, для дальнейшего улучшения их свойств был использован прогрессивный метод литья – метод направленной кристаллизации (НК), который позволил получать сплавы со столбчатой, монокристаллической и ориентированной эвтектической структурой. 42 У сплавов НК модуль упругости может быть понижен на 40%, это позволяет снизить уровень термических напряжений и повысить сопротивление термоусталости примерно в 2÷3 раза по сравнению со сплавами с РС. Другим преимуществом сплавов НК в сравнении со сплавами равноосной кристаллизации является отсутствие поперечных границ зерен, что существенно повышает их жаропрочность. Таким образом, сплавы НК обладают лучшим комплексом механических свойств по сравнению со сплавами РК. Использование лопаток с направленной структурой вместо лопаток с равноосной структурой позволяет повысить рабочую температуру металла на 30÷60 оС. Лопатки, отлитые методами НК, наибольшее преимущество имеют при рабочих температурах выше 900 оС; при меньших температурах их превосходство по сравнению с лопатками, полученными равноосным литьем, не значительно. В связи с этим методами НК отливаются преимущественно лопатки первой и второй ступени ВГТ, остальные изготавливаются с равноосной структурой. Монокристаллические сплавы. Постоянное стремление повысить жаропрочные свойства за счет легирования привело в конце 80-х годов прошлого века к разработке монокристаллических (МК) сплавов, содержащих новый легирующий элемент – рений. Было установлено, что из всех легирующих элементов рений наиболее эффективно повышает длительную прочность никелевых сплавов. В монокристаллических ЖС границы зерен, т.е. места зарождения разрушений, вообще отсутствуют. Это позволяет улучшить их распределение и тем самым повысить прочность сплавов. При соответствующем охлаждении лопатки из такого сплава способны работать при температуре газов до 1900оС. 43 1.3.3 Теплозащитные покрытия Существует 2 вида защитных покрытий, наносимых на лопатки ВГТ: жаро- и коррозионностойкие покрытия, а также теплозащитные покрытия. Первые из них используют для надежной защиты лопаток от высокотемпературной газовой коррозии. Их наносят на наружную и внутреннюю поверхности охлаждаемых лопаток. Применение жаро- и коррозионностойких покрытий позволяет увеличить ресурс лопаток в 3÷5 раз. Эффект достигается правильным выбором технологии и химического состава покрытий применительно к конкретным условиям эксплуатации ВГТ. В общем случае выбор покрытия обусловлен рабочей температурой лопатки, составом газовой среды, напряженным состоянием, характером повреждений поверхности лопаток при эксплуатации, а также требованиями к покрытию по его пластичности, термостойкости, сопротивляемости высокотемпературному окислению и солевой коррозии в течении назначенного ресурса. Жаро- и коррозионностойкие покрытия на перо лопатки следующими методами: диффузионным насыщением различных элементов, электроннолучевым осаждением, вакуумно-плазменным напылением, ионным и лазерным легированием. Основным элементом всех жаростойких покрытий является алюминий, который используется для образования защитной оксидной пленки α-Al2O3 . В диффузионных покрытиях содержание алюминия обычно находится на уровне 15÷25%, толщина покрытий на лопатках не превышает 0,06 мм. Вторым важнейшим компонентом покрытий является хром, который обеспечивает формирование пленки α-Al2O3 при пониженном содержании алюминия и входит в состав защитной пленки на основе шпинели Ni(Cr, Al)2O4. Содержание хрома в высокотемпературных покрытиях обычно находится на уровне 7÷20%. Работоспособность алюминидных покрытий ограничивается температурой 1100оC. Для обеспечения длительной работоспособности лопаток при температуре 1100 О C и выше разработаны комбинированные конденсационно44 диффузионные покрытия, содержащие тугоплавкие барьерные элементы (Ta, Re, W). В отличие от широко применяемых жаростойких покрытий, термобарьерные покрытия защищают не только поверхность лопаток от высокотемпературной коррозии, но и материал лопатки от разупрочнения в результате воздействия высоких температур. Использование такого покрытия позволяет понизить температуру лопаток и увеличить их долговечность. Как правило, ТБП состоит из четырех слоев: керамический верхний слой; термически выращенный оксид; подслой и основание (см. рис. 1.8) Рис. 1.8 Структура термобарьерного покрытия Керамический верхний слой осуществляет теплоизоляцию пера лопатки. Этот слой должен имеет очень низкую удельную теплопроводность. Поэтому основой составляющей керамическое покрытие являются оксиды. Из всех оксидов, диоксид циркония имеет минимальную теплопроводность и наиболее пригоден для целей теплозащиты. Следующие два слоя – подслой и термически наращиваемый оксид. Слой термически наращиваемого оксида представляет собой тонкую оксидную пленку Al2O3, обладающую высокой адгезией и к керамике и к металлу. Подслой представляет собой металлический жаростойкий слой, необходимый для увеличения адгезии керамики к материалу основания. Основной слой представляет собой жаропрочный материал, из которого изготовлены лопатки ВГТ. 45 2. Пористые материалы и их использование в системах охлаждения лопаток газовых турбин Пористым материалом называется твердое тело, содержащее в своем объеме свободное пространство в виде полостей, каналов или пор. Для того чтобы пористые материалы могли быть использованы для изготовления лопаток ВГТ, они должны обладать высокой прочностью, пластичностью, термостойкостью, интенсивностью внутреннего теплообмена, максимальной газопроницаемостью, низкими коэффициентами линейного и объемного расширения, иметь простую технологию изготовления. Пористые материалы обычно разделяют на 2 основные группы: – металлы плетеные или полученные спеканием частиц; – карбиды и керамики, полученные выжиганием введенных ранее веществ. К достоинствам металлов относят высокую прочность, пластичность, интенсивность внутреннего теплообмена, простоту изготовления и максимальную газопроницаемость. К недостаткам – относительно низкую термостойкость, большой вес и наличие деформаций при нагреве. Достоинства карбидов – высокая прочность, термостойкость и малая плотность. Недостатки – хрупкость, слабый внутренний теплообмен при прохождении охладителя через поры, сложная технология изготовления. Анализ вышеперечисленных требований позволяет сделать вывод, что сегодня наиболее подходящими для изготовления лопаток ВГТ пористыми материалами все еще являются металлические пористые материалы. Они в свою очередь также подразделяются на пористые порошковые, пористые волокновые, пористые сетчатые, комбинированные пористые проницаемые и высокопористые ячеистые материалы. Пористые порошковые материалы (ППМ) получают методами порошковой металлургии из порошков алюминия, меди, бронзы, железа, коррозионно46 стойкой стали, никеля и его сплавов, титана, из порошков на основе тугоплавких металлов и их соединений. Размер частиц этих порошков, получаемых различными методами, колеблется от 0,5 мкм до 1 мм. На основные технологические свойства порошков и их удельную поверхность существенно влияет форма частиц. Она зависит от метода получения порошка и может быть самой разнообразной: сферической, округлой, губчатой, дендритной, угловатой, пластинчатой и чешуйчатой. Удельная поверхность порошка – площадь поверхности его частиц, находящихся в единице объема. В зависимости от размеров, формы частиц и микрогеометрии их поверхности удельная поверхность порошков колеблется от 0,01 до нескольких целых м2/г. Уменьшение размера частиц и увеличение степени развитости их поверхности увеличивает удельную поверхность. Насыпная плотность – масса единицы объема порошка при свободной засыпке. Чем больше размеры частиц, чем ближе к сфере их форма, тем выше насыпная плотность данного порошка. Насыпная плотность сферических частиц одинакового диаметра зависит от типа их укладки: простая кубическая, объемно- или гранецентрированная кубическая, гексагональная. Плотность после утряски – масса порошка в единице объема после уплотнения встряхиванием или вибрацией, когда частицы наиболее компактно перераспределяются в занимаемом объеме. Прессуемость – способность металлических порошков образовывать брикеты заданной формы под действием внешнего давления и удерживать эту форму после снятия нагрузки. Спекание – термообработка порошка или смеси порошков при температуре ниже температуры плавления хотя бы одного из компонентов. На начальной стадии этого процесса происходит взаимное припекание, увеличение площади контакта между ними и сближение их центров за счет процесса диффузии в местах контакта частиц. При этом частицы остаются структурно индивидуальными, т.е. границы между ними сохраняются. На сле47 дующей стадии пористое тело можно представить в виде совокупности двух взаимнопроникающих фаз – фазы вещества и фазы пустоты. На конечной стадии спекания пористое тело содержит в основном изолированные поры, и его уплотнение является следствием уменьшения числа и объема пор. Различают твердофазное и жидкофазное спекание. Твердофазное спекание – это спекание без образования жидкой фазы, сопровождающееся ростом межчастичных контактов за счет протекания в спекаемом теле молекулярнокинетических процессов. Жидкофазное спекание – это спекание многокомпонентных систем с образованием жидкой фазы. Основными технологическими параметрами процесса спекания являются температурный режим, продолжительность, атмосфера спекания, параметры предварительной обработки порошка давлением и др. При изготовлении ППМ важно обеспечить необходимую прочность при сохранении достаточно высокой пористости. Спекание заготовок из порошка проводят в среде защитного газа или в вакууме. Применение защитных атмосфер необходимо для предохранения спекаемых материалов от окисления в процессе термической обработки, также восстановления оксидных пленок, имеющихся на поверхности частиц. Для спекания используют печи непрерывного и периодического действия. Процесс получения пористых волокновых материалов (ПВМ) состоит из получения волокон путем резкой проволоки или металлической стружки, формования и спекания волокон. При изготовлении ПВМ применяют следующие методы формования: различные виды прессования, проката, горячей экструзии (выдавливание расплава металла через сопла с диаметром отверстия 4÷90 мкм), спекание под давлением. Предварительно из волокон изготавливают войлок. Далее происходит холодное прессование волокновых тел. При уплотнении металлических волокон происходит контактная, а также обратимая упругая и необратимая пластическая изгибная деформация. После снятия давления прессования следует мгновенная чисто упругая деформация (порядка долей процен48 та), затем – дальнейшая длительная релаксация остаточных напряжений (достигает десятков процентов). Большие деформационные эффекты связаны с конструкцией волокнового тела, близкой к строению пружины. Сравнительно небольшие упругие деформации отдельных волокон, накладываясь, дают в итоге большую суммарную деформацию. Применение перекрестного прессования волокновых материалов существенно повышает их плотность. Спекание ПВМ проводят в условиях спекания ППМ аналогичного состава. Для уменьшения температуры и времени процесс спекания проводят в присутствии жидкой металлической фазы или вводят небольшое количество активирующих добавок. Добавляют медь или бронзу к стальным, железным и вольфрамовым волокнам, олово или цинк – к медным. Это позволяет получить прочное изделие с высокой пористостью. После спекания плотность ПВМ практически не изменяется, а прочностные свойства существенно повышаются по сравнению с ППМ (см. рис. 2.1). Рис. 2.1. Зависимость временного сопротивления пористых материалов от пористости Наиболее подходящим конструкционным материалом для изготовления проницаемых оболочек лопаток ВГТ является пористый сетчатый материал (ПСМ). ПСМ производят на основе трикотажных (вязаных) и тканых сеток. Трикотажные сетки из проволоки получают вязанием на металлоткацких станкахавтоматах. Эти сетки представляют собой систему взаимосвязанных петель. 49 Используют различные виды трикотажных переплетений – гладь, ластик, фанг, полуфанг. Вязаные сетки обладают следующими особенностями: – для их изготовления не требуется высокая пластичность исходных нитей; могут быть изготовлены, как из высокопрочных нитей (например, из нитей вольфрама), так и из отожженных стальных нитей; – имеют высокую растяжимость во всех направлениях, что облегчает формовку заготовок для изделий сложной конфигурации; – обладают высокой «объемностью»; – толщина одного слоя сетки составляет 3÷4 мм (при диаметре волокон 0,03÷0,1 мм), что дает возможность получать однородные высокопористые материалы без нарушения сплошности между слоями; – анизотропия плотности и прочности трикотажных сеток может быть полезно использована при создании изделий, обладающих высокими прочностными характеристиками в направлении приложения максимальных нагрузок. Трикотажные сеточные полуфабрикаты изготавливают как из одной проволоки определенного диаметра, так и из прядей, например, в 2,3,5,10 и более проволок. Материалом для трикотажных сеток могут служить проволоки из различных металлов и сплавов. Получение ПСМ из нетугоплавких сплавов (сталь, нихром) осуществляется обычными методами порошковой металлургии – холодное прессование и спекание, горячее прессование и т.д., для формирования же ПСМ на основе вольфрама и молибдена применяют метод динамического теплового прессования – импульсное приложение нагрузки при температурах ниже температур рекристаллизации соответствующих металлов. Получение ПСМ из волокон вольфрама и молибдена заключается в следующем: металлическую сетку разрезают на элементы необходимой конфигурации или складывают по шаблону, затем слои сетки набирают в пакеты требуемых размеров и с предварительным поджатием помещают в контейнер (конверт) из листового никеля, толщиной 0,3÷1 мм с прокладками из молибденовой 50 фольги. Контейнер нагревают в газовой печи или электропечи с защитной атмосферой. Подогретую заготовку переносят под бойки молота и подвергают однократному удару, приводящему к формированию ПСМ. Механические свойства ПСМ определяются типоразмером сеток, взаимным расположением слоев, свойствами проволок и режимными параметрами технологического процесса образования пористых материалов. Временное сопротивление разрушению при растяжении ПСМ из стали 12Х18Н10Т лежит и пределах от 50 до 350 МПа, модуль упругости – (50÷125)∙103 МПа, а относительное удлинение – 5÷25 %. Величина максимального напряжения для ПСМ определяется не только разрушением проволок в плоскости листа, но и возможностью расслоения. При растяжении ПСМ происходит перемещение проволок как за счет изменения кривизны, так и в результате линейной деформации проволок. При этом в направлении толщины между отдельными структурообразующими элементами действуют силы, направленные на отрыв слоев сеток друг от друга, что может привести к расслоению материала. На основании проведенных исследований установлено, что ПСМ из стали 12Х18Н10Т обладает штампуемостью, позволяющей изготавливать осесимметричные проницаемые оболочки с предельной степенью вытяжки 1,7÷1,75. Для ПСМ одним из радикальных способов повышения их стойкости к окислению является обоснованный выбор материала проволок. Проведенные исследования жаростойкости и технологических свойств сплавов показали, что оптимальными свойствами обладает нихром. При разработке технологического процесса гибки оболочек из ПСМ в качестве критерия предельных деформаций принят минимально возможный относительный радиус изгиба, который не может быть меньше толщины материала. При производстве ПСМ помимо вязаных применяют также тканые металлические сетки. Их получают на металлоткацких станках, переплетая парал51 лельно натянутые продольные проволоки (основа) поперечными проволоками (утόк). Изменяя отношение диаметров проволок, расстояние между ними, а также характер переплетения проволок утка через проволоки основы, получают сетки разнообразных конструкций. Наиболее распространены тканые сетки с квадратными ячейками, расстояние между утками которых равны расстояниям между основами, а диаметр основ и уткόв одинаковы. По конструктивному признаку сетки с квадратными ячейками бывают простого и саржевого переплетений (см. рис. 2.2), а фильтровые сетки могут быть полотняного, саржевого одно- и двустороннего переплетений (см. рис. 2.3). Рис. 2.2 Конструкция сетки с квадратной ячейкой: а - простого переплетения; б - саржевого переплетения Рис. 2.3 Конструкция фильтровых сеток различных переплетений: а - полотняного; б - саржевого одностороннего; в - саржевого двустороннего Изготовление листового ПСМ с непроницаемыми вставками осуществляется следующим образом: 52 Из рулона вырезаются сетки-карточки в различных направлениях – продольно, поперек и под углом к оси. Для непроницаемых полосок используются пластины из материала изделия, например, нержавеющей стали или сплава на основе никеля. Каждая сетка подвергается химической очистке (в растворе HNO3, Н2SO4, KF, промывается водой и просушивается) для удаления оксидных слоев с поверхности проволок, электролитическому нанесению припоя на их поверхность (сначала слой меди толщиной 2÷4 мкм, а затем слой серебра той же толщины в качестве припоя) и холодной прокатке, увеличивающей площадь контакта проволок в перекрытиях (при относительном обжатии 0,2). Далее на одной из обработанных сеток закрепляются конденсаторной сваркой полоски из непроницаемого материала заданных размеров и на заданном расстоянии друг от друга (шириной, равной радиусу кривизны передней кромки лопатки, и толщиной, равной диаметру проволоки сетки, на расстоянии между собой, заранее рассчитанном в соответствии с конструкцией оболочки лопатки, например, 65 мм, в количестве трех штук). Сетка с полосками располагается между другими сетками оптимально в их середину, поскольку такое ее расположение обеспечивает листовому материалу достаточно высокие межслойные прочность и пластичность, необходимые для изготовления из него изделий обтекаемой формы. Полученный пакет помещается в конверт, в котором создается разрежение (1÷5)·10-1 мм рт. ст., и нагревается до температуры расплавления припоя (1350 К). Конверт подвергается горячей прокатке со степенью обжатия пакета более 0,1. После охлаждения из конверта извлекается пористый лист, который подвергается раскрою таким образом, чтобы непроницаемый участок проходил по линии игиба входной кромки оболочки лопатки. Крепление оболочки из ПСМ к каркасу лопатки посредством сварки недопустимо из-за больших термических напряжений материала каркаса в местах сварки. Для этого используется высокотемпературная пайка. 53 На паяемую поверхность каркаса наносят гальваническим методом слой никелевого покрытия толщиной 1÷2 мкм, затем слой медного покрытия толщиной 7÷10 мкм. На паяемую поверхность оболочки из ПСМ наносят слой никелевого покрытия толщиной 7÷10 мкм. Указанные слои покрытий выполняют функцию припоя. Выбор толщин покрытий обусловлен необходимостью минимизации слоя припоя между паяемыми поверхностями, чтобы избежать возможности заплавления ячеек сетки и его вытекания из зазора. Наличие подслоя никеля под медным покрытием способствует повышению вязкости припоя и удержанию его паяемых поверхностях изделия. Далее осуществляют сборку изделия. На припускных участках каркаса и оболочки производят их прихватывание и прижатие друг к другу точечной сваркой. Собранное изделие помещают в печь и проводят пайку в защитной атмосфере при температуре 1020÷1050 о С в течение 2÷3 мин. В процессе пайки медь взаимодействует с никелем, обра- зуя твердый раствор. В результате получается небольшое количество вязкого расплава, которое при указанных режимах пайки не успевает вытечь из зазора. Варьируя тип плетения сеток, размеры ячеек, способ взаимного расположения слоев сетки, а также технологические параметры пайки, прежде всего давление, можно с определенной точностью задать технологию получения из этих материалов изделий с заданным комплексом свойств. В итоге имеется возможность поставки ПСМ в виде листов толщиной 0,2÷3 мм с пористостью от 0,1 до 0,7. На рис. 2.4 представлены модели проницаемых оболочек из ПСМ. 54 Рис. 2.4. Модели проницаемыемых оболочек из ПСМ: 1 – полуцилиндр с тангенциальными микроканалами, изготовленный из нихрома; 2 – полуцилиндр с внутренним радиусом 4 мм из ПСМ с пористостью П=0,5; 3 – полуцилиндр с внутренним радиусом 3 мм из ПСМ с пористостью П=0,4 3 Характеристики пористых сетчатых материалов 3.1 Гидравлические характеристики оболочек из ПСМ Для описания гидравлического сопротивления ПСМ используется модифицированное уравнение Дарси: p w w2 , y (3.1) где p – перепад давления на участке длиной y ; w – массовая скорость фильтрации, отнесенная к полному поперечному сечению пористого материала; – динамический коэффициент вязкости; – плотность охладителя; и – вязкостный и инерционный коэффициенты сопротивления пори- стого материала, принимаемые постоянными во всем диапазоне изменения w . 55 Разбиение полного гидравлического сопротивления на две составляющие (вязкостную и инерционную) является несколько искусственным, хотя в практическом отношении достаточно удобным. Входящие в (3.1) коэффициенты и с необходимой точностью можно определить только экспериментально. Найденные из эксперимента значения коэффициентов и достаточны для оценки гидравлического сопротивления данной, конкретной пористой структуры. Однако для более точного обобщения опытных данных по коэффициентам сопротивления, необходимо выбрать характерный линейный размер пористой структуры. Им не могут быть такие геометрические характеристики ПСМ, как диаметр проволоки d, размер ячейки a, шаг переплетения t, так как напрямую они не определяют размеров порового канала. Особенности технологии изготовления учитывают коэффициенты и , поэтому в качестве характерного линейного размера пористой структуры применяют некоторые комбинации или производные этих величин. Наиболее часто в этом качестве используется величина К , где К 1 , м2 – коэффициент про- ницаемости в уравнении Дарси. Соотношение (3.1) для гидравлического сопротивления с использованием К в качестве характерного линейного размера примет вид: p p1 p2 1 w 2 п , wп wп2 к h h K 2 К к w где Re к п K 2 2 K , Re к – число Рейнольдса; wп – скорость охладителя через пористую среду; v – коэффициент кинематической вязкости охладителя; p1, p2 – давление на поверхности входа и выхода ПСМ; 56 (3.2) (3.3) – толщина пористого слоя; h к – коэффициент гидравлического сопротивления. Равенство (3.2) представляет собой обобщенное уравнение Дарси. Потери давления в ламинарном режиме описываются формулой: 2 p p1 p 2 wп , h h a 2 (3.4) где a – размер пор. Учитывая соотношение между массовой скоростью фильтрации охладителя и скоростью в порах w П w , w п (3.5) где w – массовая скорость фильтрации охладителя через пористую среду; П w – живое сечение сетки, и вводя коэффициент Z, учитывающий форму поперечного сечения порового канала, получим: p ( w) 2 Z w , 2 2 h 2 aП 2П a w w (3.6) где Z=57 – постоянная, соответствующая каналу с квадратным поперечным сечением. Сравнивая 3.6 с первой частью 3.1, находим 1 Z , К 2П a 2 w (3.7) Для коэффициента проницаемости ПСМ из сеток с квадратными ячейками была получена обобщенная зависимость: 4 a (a d )( / ) 2/3 d ( / ) 8 f f , К 0,035 2 2/3 8 t (a d )( / ) d ( / ) f f где d – диаметр проволоки; 57 (3.8) – степень обжатия сетки; f 0,71 – предельная степень обжатия сетки; t ad – шаг сетки. Режим ламинарного гидравлического сопротивления определяется ламинарным течением охладителя через пористую среду. Для обеспечения такого движения и при обтекании элементов матрицы как внутри пористого тела, так и на выходе из него линии тока должны быть монотонными и стационарными. Считается, что устойчивое ламинарное течение охладителя через ПСМ существует при Re<50. В табл. 3.1 приведены определенные в ОИВТ РАН характеристики образцов ПСМ из нихрома, изготовленных в МГТУ им. Н.Э. Баумана. На рис. 3.1 представлены зависимости Δp/h (где h – толщина образца) от массовой скорости фильтрации охладителя через пористый слой w . Табл. 3.1 Характеристики образцов ПСМ из нихрома Номер образца Параметры сетчатого слоя 1 2 3 0,125 0,125 0,14 0,09 0,09 0,09 Количество слоев, n 10 8 8 Толщина ПСМ, h, мм 0,55 0, 53 0, 95 1,63·1010 1,33·1010 6,3·109 2,86·104 1,99·104 1,16·104 Номер сетки (соответствует размеру ее пор на просвет в мм), мм Диаметр проволоки, d, мм Вязкостный коэффициент сопротивления ПСМ, ,м -2 Инерционный коэффициент сопротивления ПСМ, , м -1 58 Коэффициент проницаемости ПСМ, К, м2 6,13·10-11 7,52·10-11 1,59·10-10 Живое сечение сетки, Пw 0,37 0,37 0,37 Пористость, П 0,45 0,55 0,55 Степень обжатия сетки, ε 0,66 0,59 0,34 Видно, что при малых скоростях фильтрации наблюдается линейная зависимость Δp/h от w , тогда как при относительно высоких w , превышающих некоторое граничное wв , имеет место квадратичная зависимость: р w2 , h (3.9) Область ламинарного (вязкостного) течения охладителя через пористый слой сохраняется при скоростях фильтрации до 3 кг/(м2∙с). На рис. 3.2 приведена расходная характеристика одиночного образца ПСМ № 2. На рис. 3.3 показана зависимость коэффициента гидравлического сопротивления от числа Рейнольдса. а) 59 б) Рис. 3.1 Зависимость перепада давления на образце ПСМ от средней скорости фильтрации: а) во всем диапазоне измерений; б) в области ламинарного режима; (1,2,3- номера образцов из табл. 3.1) Рис. 3.2. Расходная характеристика одиночного образца ПСМ № 2 из табл. 3.1 60 Рис. 3.3 Зависимось коэффициента гидравлического сопротивления от числа Рейнольдса (1,2,3- номера образцов из табл. 3.1) 3.2 Тепловые характеристики оболочек из ПСМ Для расчета системы проникающего охлаждения необходимо знать закон теплообмена внутри пористой стенки, т.е. важно иметь физически истинную информацию о том, как изменяется коэффициент теплообмена (число Нуссельта) в зависимости от расхода охладителя w (числа Рейнольдса). Для расчета теплоотдачи от газа к пористым оболочкам лопаток применяют общий дифференциальный и прямой интегральный методы. Оба метода используют эмпирический материал для замыкания исходных уравнений, обоснованность применения которого при расчетах теплообмена в лопатках проверяют сопоставлением расчетных и экспериментальных данных. По результатам большинства исследований прямой интегральный метод признан более точным, простым и экономичным. В нем используют зависимо- 61 сти, учитывающие неизометричность, сжимаемость и вдув. Однако этот метод ограничен рамками применимости модели пограничного слоя, поэтому наряду с расчетами прямым интегральным методом применяют обобщенные опытные данные по теплоотдаче на поверхностях турбинных лопаток с пористыми стенками. Исследования, проведенные на плоских решетках из лопаток с пористыми оболочками из нихрома, позволили вывести критериальные зависимости для характерных участков профиля пористой лопатки. Для входной кромки с погрешностью 10 % 0,69 b 0,63 Pr 0,43 , Nuвх 2,4 10 3 Re вх вх (3.10) где Nuвх г.вх 2rвх /1 – среднее по входной кромке значение числа Нуссельта; Reвх w 2r / – среднее по входной кромке значение числа Рейноль1 1 вх 1 дса; bвх ( w ) /( w ) – среднее значение параметра вдува у входной охл охл вх 1 1 кромки; w , , , – 1 1 1 1 скорость, плотность, теплопроводность и динамическая вязкость газа на входе в рабочую решетку. Уравнение (3.10) подтверждено в опытах при Reвх 7 104 4 105 и bвх 10 3 10 2 . Для определения коэффициента теплоотдачи на вогнутой поверхности профиля за базовые значения были приняты средние значения чисел Нуссельта Nu0 в.п для непроницаемой поверхности при тех же значениях чисел Re2 на вы- ходе из решетки, что и при пористом охлаждении. Аппроксимирующая зависимость (3.10) для вогнутой части профиля приобретает вид: 62 Nuв.п 2,4 10 3 Nu b 1 , 0 в.п в.п (3.11) где Nuв.п г.в.п b/2 – число Нуссельта, подсчитанное по температуре газа на выходе из решетки; – число Нуссельта для непроницаемых оболочек лопаток; Nu 0 в.п bв.п ( w ) /( w ) – среднее значение интенсивности вдува на охл охл в.п ср ср вогнутой стороне профиля; ср (1 2 )/2; wср (w1 w2 )/2 – средние значения плотности и скоро- сти на вогнутой стороне профиля. Формула (3.11) подтверждена опытами при Re 8 10 5 4 106 и bв.п 8 10 4 6 10 3 . При обработке опытных данных получена формула, позволяющая определить местные значения г.в.п вдоль вогнутой части профиля: 0,25 Pr 0,75b 0,77 , Stв.п. 0,012(Re** т ) т.в.п (3.12) где Stв.п. г /( w с p ) – число Стантона для вогнутой поверхности профиля; , w, с – текущие значения плотности, скорости и удельной теплоемкоp сти; Re** т – число Рейнольдса, при определении которого в качестве характер- ного линейного размера используют текущее значение толщины потери энергии в пограничном слое; Pr – число Прандтля; bт.в.п b /St – тепловой параметр проницаемости; в.п 0 St0 – базовое значение числа Стантона. Формула (3.12) подтверждена в диапазонах изменения параметров 63 Re * * 3 10 2 5 10 3 и bт.в.п 0,4 3,5 . т На рис. 3.4 представлена зависимость числа Стантона от теплового параметра проницаемости. Рис. 3.4 Зависимость числа Стантона от теплового параметра проницаемости При расчете теплоотдачи на спинке профиля, как и при расчете теплоотдачи на вогнутой поверхности, используются числа Нуссельта. За базовые значения принимаются значения, относящиеся к непроницаемой поверхности. Расчетная формула имеет вид: Nuсп 2,52 10 3 Nu b 1 , 0 сп сп (3.13) Формула (3.13) подтверждена в диапазоне Re 8 10 5 4 106 . Характер2 ным линейным размером при определении числа Рейнольдса является длина b хорды профиля. При определении теплоотдачи к выходной кромке ее протяженность составляла 0,1 от длины хорды профиля вдоль спинки и вогнутой поверхности. Согласно результатам опытов, с погрешностью 10 % можно записать: 0,6 , Nuвых 1,35 10 4 Re 0,87 Pr 0,43bвых вых (3.14) где Nuвых г.вых 2rвых /2 – среднее по выходной кромке значение числа 64 Нуссельта; Reвых w 2r / – среднее по выходной кромке значение числа Рей2 2 вых 2 нольдса; w 2 – скорость газа за решеткой; , , 2 2 2 – теплопроводность, плотность и динамическая вязкость газа на выходе из рабочей решетки; bвых ( w ) /( w ) – среднее значение параметра вдува на выходохл охл вых 2 2 ной кромке; r – радиус выходной кромки. вых Формула (3.14) справедлива при Reвых 4 104 2 105 . В результате экспериментальных исследований было установлено, что при Reп wп d п / 1 (где wп – скорость фильтрации охлаждающего воздуха через пористую стенку; d п – диаметр порового канала; – кинематический коэффициент вязкости воздуха) и при Pe Pr Re 0,01 происходит существенный подогрев охлаждающего воздуха от пористой оболочки благодаря продольной теплопроводности. При этом разность между температурой стенки и температурой воздуха, входящего в пористую среду, снижается при уменьшении скорости потока. На рис. 3.5 представлено распределение безразмерной температуры воздуха перед входом в пористый слой (t tвх )/(t cт tвх ) (где tcò – температура пористой поверхности). Здесь заметен существенный прогрев охлаждающего воздуха перед входом в пористый слой при малых скоростях. 65 Рис. 3.5 Зависимость безразмерной температуры от числа Пекле в зоне перед пористым слоем: 1/(1 0,18Pe0,17 ) х Экспериментальные данные по теплоотдаче в проницаемых оболочках из ПСМ были обобщены в виде зависимости безразмерного коэффициента полной теплоотдачи (числа Нуссельта) от числа Пекле, рассчитываемого с использованием в качестве характерного масштаба корня квадратного от коэффициента проницаемости с учетом влияния продольной теплопроводности (см. рис. 3.6): 0,01Pe1,15 , Nu вх 5 1,5 1 10 /РР (3.15) Эта эмпирическая зависимость справедлива для оболочковых ПСМ, изготовленных из металлических сеток с квадратными ячейками, в следующих диапазонах параметров: Pr 0,7; 0,001 Pe 2; 0,4 П 0,5; кр ; 0,2 2 мм; 0,02 d п 0,5 мм; 0,005 w 2 кг/(м 2 с) . 66 Рис.3.6 Зависимость числа Нуссельта, рассчитываемого по температуре входа, от числа Прандтля 4. Физическая и математическая модель ППО 4.1 Физическая модель пористого проникающего охлаждения Для защиты поверхности энергетических установок от воздействия высокотемпературных, химически агрессивных газовых потоков широкое применение находят гидродинамические методы, использующие вдув газа-охладителя в пограничный слой в зону интенсивного нагрева через поверхности из пористых материалов (ППО). ППО – это способ поглощения теплоты, подведенной к внешней поверхности защищаемой оболочки, внутри которой равномерно распределены поперечные каналы и охладитель фильтруется через них навстречу потоку тепла. Наличие поперечных, открытых с обоих концов каналов, отличает системы ППО от классических рубашечных (или конвективных) методов тепловой защиты. Механизм ППО складывается из двух процессов: отбора тепла внутри оболочки от пористой матрицы фильтрующимся охладителем и вдува охладителя в пограничный слой набегающего потока, что приводит к оттеснению высокотемпературного потока от защищаемой стенки (это явление называется эффектом вдува). В лопатках с пористым охлаждением охладитель, проходя через мелкие отверстия (поры) в стенке лопатки, отбирает у нее теплоту и, вытекая на наружную поверхность, образует теплозащитный слой. Поры расположены близко друг к другу, поэтому отдельные струйки охладителя сливаются вблизи поверхности и затрудняют подвод теплоты к стенке (см. рис. 4.1). ППО относится к наиболее интенсивным способам воздействия на теплообмен, что объясняется высокоразвитой контактной (смоченной) поверхностью внутри пористой матрицы и весьма высоким эффектом вдува. 67 Но при некоторых режимах течения высокотемпературного газового потока увеличение расхода охладителя приводит к разрушению пограничного слоя. Рис. 4.1 Вдув охладителя в пограничный слой через пористую стенку Эффект вдува оказывается весьма чувствительным к размеру отверстий, через которые охладитель вытекает из пористой матрицы. Чем меньше отверстий на единицу площади поверхности нагрева, тем выше (при том же массовом расходе охладителя Gc) скорость истечения охладителя в пограничный слой и тем вероятнее, что струя вдуваемого газа как бы «пробивает» пограничный слой, не вызывая в нем существенной перестройки полей скоростей и температур. В результате блокирующий эффект вдува снижается. Поэтому ППО нужно организовать так, чтобы вдуваемый охладитель не пробивал пограничный слой, а оставался в нем. Считается, что размер (диаметр) каналов не должен быть больше толщины погранслоя. Отсюда получается, что для лопаток ВГТ размер каналов должен быть на уровне десятков-сотен микрон. Поверхностная пористость тоже имеет значение: чем меньше пористость, тем выше скорость вдува охладителя через единичный канал, тем больше вероятность пробивания погранслоя. Оптимальным для ППО лопаток ВГТ считается значение пористости П=0,4÷0,5, здесь П каналами; d – диаметр каналов. 68 d 2 ,где s – расстояние между 4s Назначение системы ППО лопатки ВГТ сводится к поглощению теплоты, подведенной к внешней поверхности ее оболочки. Этот процесс идет тем эффективнее, чем больше поверхность теплообмена, на которой происходит передача теплоты от пористой матрицы к фильтрующемуся через нее охладителю. 4.2 Современный подход к расчету теплообмена в пористых средах В ранних исследованиях расчет эффективности ППО сводился лишь к расчету характеристик теплообмена на горячей стороне лопатки с применением каких-либо методов расчета пограничного слоя. В этом случае использовали однотемпературную модель, исходящую из предположения равенства температур пористого каркаса и охладителя по всей толщине стенки. Однотемпературная модель подразумевает бесконечно большое значение внутрипорового теплообмена, т.е. теплообмена между твердой пористой матрицей и протекающим через нее газом-охладителем. Однако в реальных процессах интенсивность внутрипорового теплообмена является конечной величиной, и температура пористого каркаса в общем случае отличается от температуры охладителя. Влияние температурной неоднородности пористой среды оценивается при заданном расходе охладителя через стенку. Чем выше коэффициент внутрипорового теплообмена, тем интенсивнее в процессе фильтрации охладителя снимается тепло с каркаса и его температура понижается. В большинстве задач исходной величиной является перепад давлений между полостью подвода охладителя и внешним потоком. Расход же охладителя должен определяться в процессе решения этих задач. При этом наряду с перепадом давления определенную роль играет зависимость теплофизических свойств газа-охладителя от его температуры. Задача, таким образом, имеет сопряженный характер: расход охладителя, с одной стороны, определяет интенсивность поглощения в процессе фильтра69 ции поступающей от горячего газа энергии и степень понижения теплового потока в стенку вследствие оттеснения горячего газа в пограничном слое, а с другой - сам зависит от температуры. В связи с необходимостью учитывать столь сложный взаимосвязанный характер протекающих процессов в настоящее время используется сопряженная двухтемпературная математическая модель, включающая наряду с уравнениями фильтрации и теплообмена в пористой стенке уравнения пограничного слоя на ее поверхности и условия сопряжения на границе раздела сред. 4.3 Математическая модель пористого проникающего Охлаждения 4.3.1 Однотемпературная математическая модель пористой среды Математическая модель ППО лопатки ВГТ включает уравнения, описывающие течение и теплообмен в пограничном слое на ее внешней поверхности и уравнения фильтрации и теплопереноса в пористой стенке при задании условий баланса тепла и массы на границе раздела. Процесс фильтрации охладителя через пористую среду описывается уравнением неразрывности и модифицированным уравнением Дарси, выражающим связь между удельным потоком охладителя и градиентом давления: div j 0 , (4.1) где j – массовая скорость вдува; f gradp f j j j , (4.2) где gradp – градиент давления. Уравнение распространения тепла в пористой стенке при допущении равенства температуры пористого каркаса и температуры охладителя ( Ts T f )выглядит следующим образом: 70 div (s gradTs ) c pf ( j , grad Ts ) 0 , (4.3) где s – теплопроводность пористого материала; Ts – температура пористой стенки; Tf cp f – температура охладителя; – удельная массовая теплоемкость охладителя при постоянном дав- лении. Так как в качестве материала для изготовления оболочки лопатки предполагается использовать ПСМ, у которого продольное сопротивление фильтрации значительно превышает поперечное, то уравнение (4.3) может быть записано: div (s gradTs ) c T s )0, p f y s j (4.4) где j – величина удельного поперечного потока охладителя. На входе охладителя в пористый слой при ys h должно выполняться условие: s T s с j (Т Т ) , pf с s y s (4.5) где Т с – температура охладителя в полости его подвода. Течение и теплообмен во внешнем потоке описываются уравнениями пограничного слоя: ( u ) ( v) 0, x y u uс dp u v u v e ( ) , x y dx y y dp T T T u vc u e ( ) ( ) 2 , p x p y dx y y y где х, y – продольная и нормальная к поверхности координаты; 71 (4.6) (4.7) (4.8) u, v – соответствующие компоненты скорости газа в пограничном слое. Параметры на внешней границе пограничного слоя определяются исходя из заданного распределения давления по формулам изоэнтропического течения. Граничные условия на обтекаемой поверхности y 0 следующие: u 0, (4.9) v( x) j ( х) , (4.10) T ( x) T ( х) , s y 0 s (4.11) q ( x) q (4.12) y 0 s s y 0 s ( х) , где q – плотность теплового потока от горячего газа к пористой стенке. Условия (4.9)-(4.12) выражают равенство потоков массы, температур и тепловых потоков в разных средах и являются условиями сопряжения, обеспечивающими при совместном решении уравнений (4.1)-(4.3), (4.6)-(4.8) учет взаимовлияния процессов тепломассообмена в пограничном слое и обтекаемой лопатке. 4.3.2 Двухтемператрурная математическая модель пористой среды в сопряженной задаче ППО В реальных условиях тепломассообмена между газообразным охладителем пористой матрицы существует значительная разность температур между матрицей и охладителем, особенно в случае тонких проницаемых оболочек. Теплопроводность по охлаждающему газу определяет тепловую сопряженность задачи в трех областях – поле температуры в области подвода охладителя к проницаемой стенке, в проницаемой стенке и в пограничном слое высокотемпературного газа. Схема стенки пористого канала и основные обозначения приведены на рис. 4.2. 72 Рис. 4.2 Схема каналов проницаемой стенки Предполагаются установившиеся условия теплообмена вдали от начала охлаждения при бесконечно большой теплопроводности материала стенки ( s ), что позволяет считать Т sw Tsh Ts const . Для упрощения задачи будем рассматривать втекание охлаждающего газа из большого объема без течения вдоль пористой поверхности. Задается перепад давления между полостью подвода охладителя и внешним потоком, расход охладителя определяется в процессе решения. При этом наряду с перепадом давления, определенную роль играет зависимость теплофизических свойств охладителя от его температуры. С целью исключения влияния продольной неравномерности расхода охладителя и температуры стенки рассмотрим обтекание плоской пластины с ППО (см. рис. 4.3). 73 Рис. 4.3 Схема исследуемой области Уравнения, описывающие фильтрацию и теплообмен пористой стенки, становятся одномерными и имеют вид: f d dy s d dy s dp j bj 2 , f dy s dTs s dy s (4.13) qv 0 , (4.14) dT dT f f f c j qv 0 , p f dy s dy s (4.15) где j – абсолютная величина расхода охладителя; индекс s соответствует каркасу, а f – охладителю. Уравнения (4.14) и (4.15) описывают соответственно теплообмен в пористой матрице и фильтрующемся охладителе. Связь между уравнениями осуществляется через интенсивность внутрипорового теплообмена Для его qv . описания принято использовать объемный коэффициент теплообмена v , что связано со сложностью определения внутрипоровой поверхности, участвующей в теплообмене. В результате выражение для qv выглядит qv v (Ts T f ) , следующим образом: (4.16) Объемный коэффициент теплообмена находится из критериальных уравнений, представленных в разделе 3.2, определенных экспериментально. 74 При использовании двухтемпературной модели появляется ряд проблем, связанных с постановкой граничных условий. На внешней горячей поверхности пористой стенки ставятся условия сопряжения, выражающие равенство температур, потоков тепла и массы в газовой и пористых средах. При этом в случае двухтемпературной модели пористой среды возникают два вопроса: первый вопрос заключается в определении температуры поверхности, второй – связан с учетом теплопроводности газа в уравнении теплопереноса (4.15) для фильтрующегося охладителя. Запишем граничные условия для уравнения (4.14) (температура каркаса). Тепло, поступающее к внутренней поверхности по каркасу, расходуется на нагрев газа в полости подвода охладителя и на подогрев охладителя непосредственно на входе в стенку: s dT s c j(T T ) '(T T ) , pf f c s c dy s (4.17) Если теплообмен с внутренней полостью пренебрежимо мал, то ' 0 . Более сложная задача – описание процесса подогрева газа на входе в пористую структуру (постановка второго граничного условия). Это связано с возникновением в окрестности пор мелкомасштабного конвективного переноса тепла. Наиболее распространенным подходом при задании второго граничного условия является применение коэффициента теплоотдачи '' , так что выражение для температуры охладителя записывается в виде T Tc '' f , Ts Tc c j pf (4.18) где – параметр, зависящий от степени разогрева охладителя при его фильтрации через пористую среду. Если пренебречь переносом тепла в пористой стенке теплопроводностью по газовой фазе, то можно выделить два крайних случая: охладитель совсем не разогревается на входе в стенку ( 0 ) и охладитель разогревается до темпера- 75 туры каркаса ( 1 ). Таким образом, наряду с возможным разбросом значений коэффициента внутрипорового теплообмена переход к двухтемпературной модели сопровождается также неопределенностью в задании параметра . На рис. 4.4 приведены распределения температуры каркаса и газо-охладителя без учета теплопроводности по нему по толщине стенки. В этом случае коэффициент внутрипорового теплообмена определялся по зависимости из критериального уравнения Nu 0,004 Re Pr . Маркированные кривые соответствуют однотемпературной модели. При относительно высоком перепаде давления между внутренней полостью и внешним потоком (см. рис. 4.4,а), когда расход охладителя определяется главным образом этим перепадом, изменение параметра слабо сказывается на температуре каркаса, причем все кривые, соответствующие температуре каркаса лежат выше кривой для однотемпературной модели. Это хорошо согласуется с вариантом постоянного расхода охладителя, если принять во внимание, что однотемпературная модель соответствует предельному случаю бесконечно большого коэффициента внутрипорового теплообмена. При уменьшении перепада давления (см. рис. 4.4,б) картина меняется. Здесь проявляется зависимость расхода охладителя от температуры. В результате кривые 1 и 2 лежат ниже кривой для однотемпературной модели. Таким образом, сопряженность протекающих в системе процессов вносит особенности в распределение температуры каркаса. На рис. 4.5, а показано влияние коэффициента внутрипорового теплообмена на температуру каркаса. Рассматривается случай отсутствия подогрева охладителя на входе в пористую стенку ( 0 ). Для сплошных кривых Nu 0,004 Re Pr , для пунктирных – Nu 0,02 Re Pr . Кривые 1–3 получены для различных значений перепада давления между внутренней полостью и внешним потоком. При относительно высоком перепаде давления (кривые 3) увеличение коэффициента внутрипорового теплообмена приводит к более интенсивному съему тепла охладителем с каркаса, и температура каркаса понижается. При уменьшении перепада давления (кривые 1 и 2) 76 начинает сказываться зависимость расхода охладителя от температуры. При его разогреве уменьшается плотность и повышается вязкость, что приводит к уменьшению расхода. Это в свою очередь ведет к ослаблению эффекта вдува. Зависимость f ( y s ) , представленная на рис. 4.5, б, свидетельствует о влиянии коэффициента внутрипорового теплообмена на параметр эффективности охлаждения. [63] Рис. 4.4 Распределения температуры каркаса (сплошная линия) и охладителя (пунктир) по толщине стенки при различных значениях коэффициента '' pc / pe : а) – 1,0175, б) 1,0075; : 1 – 0; 2 – 0,5; 3 – 1 Рис. 4.5 Влияние интенсивности внутрипорового теплообмена на температуру пористого каркаса (а) и на параметр (б). pc / pe : 1 – 1,0075; 2 – 1,0125; 3 – 1,0175 77 5. Расчет и анализ температурного поля охлаждаемой лопатки с пористой оболочкой в программном комплексе ANSYS FLUENT 5.1 Использование для расчета программного комплекса ANSYS FLUENT На современном этапе научных исследований вычислительный эксперимент является одним из важных направлений при решении задач аэро- и гидродинамики, теплообмена, прочности и горения. Информация, полученная с помощью численных расчетов, позволяет не только правильно осмыслить и понять физические эффекты, наблюдаемые, например, на экспериментальных установках, но и в некоторых случаях заменить физический или натурный эксперимент компьютерным как более дешевым. Иногда компьютерный эксперимент является единственно возможным. Уже сегодня с помощью компьютерного моделирования созданы новые материалы, разработаны различные технические устройства и аппараты, исследованы многие процессы и явления, происходящие в окружающем нас мире. В число пакетов CFD-программ (CFD- Computing Fluid Dynamics), предназначенных для решения задач механики жидкости и газа, входят ANSYS FLUENT, STAR-CD, FlowVision и др. Среди них ANSYS FLUENT при использовании многосеточных методов моделирования сложных течений жидкостей и газов дает лучшую сходимость результатов. Изобилие физических моделей в пакете ANSYS FLUENT позволяет с хорошей точностью предсказать ламинарные и турбулентные течения, различные режимы теплопереноса, многофазные потоки и другие явления на основе гибкого построения сеток и их адаптации к полученному решению. ANSYS FLUENT обладает возможностью моделирования пористых сред с анизотропной проницаемостью, равномерно распределенным гидравлическим 78 сопротивлением, с учетом вклада продольной теплопроводности, вычисления скоростей в порах. Сложные численные схемы и мощный решатель гарантируют точные результаты FLUENT. Возможность использования матричного алгоритма совместного решения основных уравнений повышает устойчивость численного решения, а применение non-iteractive временной схемы значительно уменьшает время решения для переходных процессов. FLUENT написан на языке программирования «С», что делает его достаточно гибкой и мощной программой, позволяющей динамически распределять память, использовать динамическую структуру данных и проводить контроль за состоянием решения. Во FLUENT включены ламинарные и турбулентные модели гидродинамики, теплопередачи, фазовых переходов. Также имеются модели для расчета течения сжимаемых сред, теплообмена, теплопроводности, реальных газов, модуль для расчета влажного пара. Его база данных содержит свойства множества газообразных, жидких и твердых материалов. FLUENT предлагает универсальное решение для создания расчетных сеток любых видов - набор программных продуктов, состоящих из GAMBIT, Tgrid и G/Turbo. Предпроцессор GAMBIT позволяет быстро создавать и обрабатывать геометрии исследуемых процессов. Он имеет единый интерфейс для создания геометрических моделей и построения сетки. Кроме того, в процессе его использования производится запись всех операций построения в текстовый файл (журнал событий), что дает возможность пользователю легко отслеживать путь создания геометрической модели, исправлять ошибки, перестраивать модели и сетки, а также интегрировать результаты в другие программы. GAMBIT обладает мощным генератором сеток, позволяющим создавать разнообразные типы сеток: структурированную гексаидальную сетку, автоматическую (неструктурированную) гексаидальную и тетраидальную сетки. Кроме того, в нем имеется возможность создания пограничных слоев с комбиниро79 ванными сетками. После построения сетки пользователь имеет возможность проверить ее качество по разнообразным параметрам (скошенность элементов, соотношение сторон). Адаптация расчетной сетки позволяет получить точные решения для областей с большими градиентами потока, например, для пограничных слоев. Возможность адаптации позволяет значительно сократить время на построение сетки, решения численной задачи и обработку результатов. Геометрия задачи передается во FLUENT, где определяются все физические модели и параметры, и производится решение методом итераций. FLUENT основан на численном решении уравнений Навье-Стокса, теплопереноса, конвективной диффузии, энергии с использованием методов сеток и конечных элементов. Моделирование процессов, протекающих в жидких и газообразных средах в пакете FLUENT осуществляется на основе численного решения полных трехмерных нестационарных уравнений Навье-Стокса. Этот пакет обеспечивает возможность анализа течения вязкой ньютоновской и неньютоновской жидкости и газа в широком диапазоне скоростей при ламинарном и турбулентном режимах. Для замыкания осредненных по Рейнольдсу уравнений Навье-Стокса при моделировании турбулентных течений этот программный комплекс содержит обширный каталог полуэмпирических моделей турбулентности. Разностные схемы первого, второго и третьего порядков в пакете FLUENT сконструированы с применением метода конечного объема для дискретизации исходных уравнений. Пользователю предоставляется возможность самостоятельного выбора разностных схем. 5.2 Постановка задачи Задачей выпускной квалификационной работы(ВКР) является расчет и анализ температурного поля охлаждаемой лопатки первой ступени ГТУ ГТЭ150 производства ОАО «Ленинградский металлический завод», определение поля скоростей и температур в газовом потоке. Геометрия исследуемой области близка к геометрии проточной части ГТУ ГТЭ-150. Внешний вид данной ло80 патки представлен на рис. 5.1. Исходные данные для расчета приведены в табл. 5.1. Координаты поперечного сечения профиля охлаждаемой лопатки представлены в табл. 5.2 и на рис. 5.2. Рис. 5.1 Внешний вид сопловой лопатки и первой ступени турбины ГТУ ГТЭ-150 Рис. 5.2 Координаты поперечного сечения профиля охлаждаемой лопатки 81 Табл. 5.1 Исходные данные для расчета температурного поля охлаждаемой лопатки № п.п. 1 ОбознаЕдиница чение измерения Теплофизические параметры Давление газа на входе в решетку МПа p *г Наименование параметра 2 Температура торможения газа на входе в решетку Т г* 3 Теплоемкость газа с 4 Теплопроводность газа 5 Динамическая вязкость газа 6 7 8 9 Расход газа через межлопаточный канал Температура охладителя (воздуха) Степень турбулентности Относительный расход охладителя 1800 кДж/(кг·К) 1,303 Вт/(м·К) 0,127 Па·с 6,33·10-5 кг/с 16,51 К 633 % 5 % 3 кДж/(кг·К) 1,068 с Вт/(м·К) 0,05 f Па·с 3,24·10-5 кг/с 0,5 МПа 1,52 – 0,9 Вт/(м·К) 12 кДж/(кг·К) 0,76 об Вт/(м2·К) 800 ст Вт/(м·К) 22,8 р ст кДж/(кг·К) 0,58 м-2 8,28·109 м-1 1,56·104 рг Т g охл в с 12 Динамическая вязкость охладителя 13 Расход охладителя 17 18 19 20 21 22 Теплоемкость материала стержня г 0 Тu Теплопроводность охладителя 16 г f 11 15 г G Теплоемкость охладителя Давление потока на выходе из решетки Коэффициент скорости потока на выходе из решетки Теплопроводность материала оболочки Теплоемкость материала оболочки Коэффициент теплоотдачи внутри пористой оболочки Теплопроводность материала стержня рс G охл в p вых вых с Вязкостный коэффициент сопротивления ПСМ Инерционный коэффициент сопротивления ПСМ 82 об р об с 1,9 К 10 14 Значение параметра 23 24 25 26 27 28 Геометрические характеристики Высота профильной части лопатмм L ки Хорда профиля лопатки мм b r Радиус входной кромки мм вх r Радиус выходной кромки мм вых h Толщина пористой оболочки мм c Угол установки лопатки в решето у ке 165 245 16,17 2,5 1 46 Табл. 5.2 Координаты поперечного сечения профиля охлаждаемой лопатки № п/п 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 х 0,0 -9,70 -19,40 -29,11 -38,81 -48,51 -58,21 -67,91 -77,62 87,32 -97,02 -106,72 -116,42 -126,13 -135,83 -145,53 -155,23 -164,93 -174,64 -184,34 -194,04 -203,74 -213,44 -220,72 -225,57 -230,42 -235,27 -240,13 -242,55 ук -1,04 2,01 4,95 7,83 10,58 13,20 15,59 17,85 19,99 21,73 23,32 24,42 25,13 25,39 25,03 24,06 22,64 20,63 18,18 15,52 12,45 9,06 5,27 2,30 0,26 83 ус 4,30 9,90 15,36 20,76 25,87 30,76 35,57 40,10 44,31 48,38 51,98 54,98 57,89 60,35 62,42 64,10 65,13 65,49 65,04 63,78 61,51 58,28 53,94 49,55 46,12 42,20 37,45 31,14 27,07 5.3 Расчет температурного поля охлаждаемой лопатки Расчет вышеуказанной задачи будет осуществляться в программном комплексе вычислительной газодинамики ANSYS FLUENT 6.3.26 в двухмерной постановке при следующих условиях и предположениях. Осредненное ламинарное движение охладителя осуществляется через слой пористой среды в одном направлении, перпендикулярном поверхности слоя, т.е. для ПСМ по нормали к поверхности составляющих его сеток. Поперечные размеры слоя значительно больше его толщины, так что боковыми, краевыми эффектами можно пренебречь. Усредненная температура охладителя изменяется только вдоль координаты y, нормальной к поверхностям пористого слоя. Предполагается, что локальные осредненные объемные коэффициенты межфазной теплоотдачи ( v ) одинаковы. Подразумевается установившаяся теплоотдача, малый вклад начального участка в среднюю объемную теплоотдачу, а, следовательно, независимость ее от толщины пористого слоя h. Количество сеток, составляющих ПСМ, должно быть не менее 6÷7 шт. из условия стабилизации гидравлического сопротивления. Предполагается, что поверхность пористого каркаса со стороны подвода охладителя теплоизолирована, и теплоотдача с этой поверхности пренебрежимо мала по сравнению с объемной теплоотдачей. Вдув охладителя через проницаемую оболочку лопатки не влияет на распределение газодинамических функций по профилю лопатки. Охладитель по своим свойствам близок к газу во внешнем потоке, так что пограничный слой будет рассматриваться как однокомпонентный. Теплофизические параметры высокотемпературного газа близки к аналогичным параметрам воздуха. Температура охладителя Tcw не отличается от температуры проницаемой стенки Tsw . Только при этом допущении удается полностью замкнуть задачу о 84 тепловом режиме проницаемой оболочки с фильтрующимся через нее охладителем. Принимается оболочковая конструкция лопатки, в состав которой входит несущий стержень с продольными пазами на его наружной поверхности и оболочка, огибаемая вокруг этого стержня, с образованием продольных охлаждающих каналов (см. рис.5.3). Проходя по этим каналам вдоль пера лопатки, охладитель подается через пористую проницаемую оболочку на поверхность лопатки, образуя на ней защитный слой. Рис. 5.3 Конструкция охлаждаемой лопатки (1-23 – охлаждающие каналы) Для лопатки такого типа силовой стержень изготавливается методом точного литья, а места нахождения каналов охлаждения путем механической обработки фрезерованием. В качестве материала оболочки лопатки используется ПСМ из нихрома Х20Н80-Н (№ сетки – 014; диаметр проволоки d0=0,09 мм; количество слоев n=8; толщина оболочки h=1,0 мм; вязкостный коэффициент сопротивления ПСМ α=8,28∙109 м-2; инерционный коэффициент сопротивления ПСМ β=1,56∙104 м-1). Пористость проницаемой оболочки принимается равной П=0,5, а уровень шероховатости пористой поверхности – Ks=10 мкм. Гидравлические характеристики этого ПСМ были приведены в Главе 3. Технология изготовления оболочек из ПСМ была описана в Главе 2. Оболочка соединена с каркасом лопатки диффузионной сваркой. 85 В качестве материала стержня лопатки принимается никелевый сплав ЖС6К. Процесс расчета температурного поля охлаждаемой лопатки включает в Построение геометрической модели расчетной области AutoCAD себя следующие операции, представленные на рис. 5.4. Задание типов граничных условий GAMBIT Генерация сетки Выполнение расчета FLUENT Задание параметров расчета и конкретных значений граничных условий Просмотр и анализ полученных результатов Рис. 5.4 Алгоритм проведения расчета температурного состояния охлаждаемой лопатки В соответствии с координатами, приведенными в табл. 5.2, в системе автоматизированного проектирования и черчения AutoCAD 2004 была построена двухмерная модель лопатки и геометрия проточной части (cм. рис. 5.5). Двухмерная модель, сохранена в формате *.dwg для последующего импорта в предпроцессор Gambit 2.4.6. 86 Программой Gambit, применяемой в качестве предпроцессора к основному пакету генерировалась расчетная сетка, содержащая в расчетной области более 50∙103 ячеек. Для корректного описания течения и теплообмена в пристенных слоях на обводе контура профиля и теплопроводности в теле стенки лопатки расчетная сетка в указанных зонах, построенная в предпроцессоре Gambit была существенно сгущена (см. рис. 5.6). Рис. 5.5 Двухмерная модель охлаждаемой лопатки и геометрия проточной части 87 Рис. 5.6 Фрагменты расчетной области с гексагональной и тетраидальной сгущающейся сеткой Для построенной модели были заданы граничные условия: – на входе в расчетную область задаются давление и температура торможения (pressure-inlet); 88 – условие периодичности в поперечном направлении на границах расчетной области, ширина которой равна шагу решетки (periodic); – на выходе - статическое давление (pressure-outlet); – выделяется зона внутри лопатки в виде пористой оболочки (porous zone); – с внутренней стороны пористой оболочки канала СО задается значение местного массового расхода (mass flow - inlet; cool air) (см. рис. 5.7). Расчетная модель с нанесенной сеткой и заданными граничными условиями экспортируется в программный комплекс вычислительной газодинамики ANSYS FLUENT 6.3.26. Расчет течения и теплообмена внутри пористой оболочки проводится по алгоритму, характерному для пористой среды: – оболочка лопатки задается в системе FLUENT как пористая среда; –задаются значения вязкостного и инерционного коэффициента сопротивления ПСМ (см. табл. 5.1); – выбирается воздух в качестве охладителя; – задаются теплофизические свойства пористого каркаса; – выбирается ламинарный режим течения охладителя по каналам пористого каркаса; – задается числовое значение коэффициента теплоотдачи внутри пористой оболочки (см. табл. 5.1). На рис. 5.8 представлена блок-схема расчета с применением кода FLUENT. В соответствии с идеологией, заложенной в программный пакет FLUENT, решается система дифференциальных уравнений в частных производных для двухмерного течения и теплообмена в потоке сжимаемого газа, включающая уравнение неразрывности, движения (уравнение Рейнольдса) и уравнение энергии. Для замыкания этих уравнений используется стандартная модель турбулентности k-ε. 89 Рис. 5.7 Задание типа граничных условий и типа подобластей внутри расчетной области 90 Геометрия решетки Задание исходных данных рг*, Тг*, рf,0, Тf,0 Свойства газа, металла и пористого материала cр,f, μf, λf, λs cp,s ρs Топр=(Тf,0+Тг*)/Т П, α, β (1) Tw (s) Tопр Внешняя газодинамика FLUENT Теплообмен в пористой среде Гидравлика системы охлаждения (1) ρкан(s), g(s), Re Тепловое состояние проницаемой оболочки FLUENT v , q v v (Tw Tf,0 ), Tf,1 Итерационный процесс (j1) mod (Tw (j) Tw )/T Рис. 5.8 Блок-схема расчета теплового состояния лопатки В численной процедуре пространственные операторы системы дифференциальных уравнений заменяются их дискретными аналогами по методу конечных элементов с использованием четырех- и треугольных конечных элементов с прямолинейными границами. Решение основных уравнений строится на основе алгоритма coupled solver, который используется для расчета высокоскоростных газовых потоков. Дискретизация пространственных операторов осуществляется по методу конечных объемов (схемы дискретизации второго порядка). 91 Алгоритм coupled solver характеризуется тем, что уравнения неразрывности, количества движения и энергии решаются совместно. Система этих уравнений является нелинейной (связанной), вследствие этого проводится итерационный процесс. Он включает обновление значений теплофизических свойств и искомых переменных уравнений сохранения на каждой итерации. Перечисленные этапы вычислений продолжаются до тех пор, пока невязка итерационного процесса не достигнет некоторой малой величины (см. рис. 5.8). Траектории движения частиц охладителя в защитном слое представлены на рис. 5.9. В результате расчета удалось проследить распространение отдельных струек-треков при их перемещении от входного до выходного участка модели. Результаты расчета поля скоростей в газовом потоке свидетельствуют о смещении в сторону корытца точки растекания газовых потоков по обводу входной кромки от лобовой точки профиля (см. рис. 5.10). На рис. 5.11 представлено распределение поля температур газового потока. Виден важный вклад завесы в формирование температурного поля газового потока и оболочки лопатки. Можно отметить безотрывное обтекание профиля лопатки и хорошее примыкание воздушной завесы вдоль обвода профиля, что и обеспечивае температуру наружной поверхности лопатки не выше максимально допустимой 723оС (1000 К). На основании результатов расчетов можно сделать вывод о существенном влиянии пористого вдува на распределение температурного поля в среднем сечении лопатки. Применение ППО позволило добиться условия изотермичности оболочки лопатки. По всему обводу профиля значение ее температуры не превысило 700оС. При использовании в качестве охладителя воздуха с удельным расходом Т* Т 1800 973 g=3% эффективность ППО составила: г л 0,73 , что является * Т *г Т 0 достаточно высоким показателем (см. рис. 5.12). 92 1800 633 Рис. 5.9 Картина развития завесы Рис. 5.10 Поле скоростей в газовом потоке 93 Рис. 5.11 Температурное поле в газовом потоке Рис. 5.12 Сравнение расчетного значения эффективности ППО (отмечено маркером) с экспериментальными данными для различных способов охлаждения лопаток ВГТ 94 6. Технологические и материаловедческие сложности осуществления проникающего пористого охлаждения лопаток ВГТ Основной проблемой при изготовлении лопаток с проникающим охлаждением является очень сложная конструкция стержней, оформляющих ее внутреннюю поверхность. Возможными вариантами решения этой проблемы является создание многоярусных керамических стержней с использованием керамополимерных вставок или вставок из тугоплавких материалов и послойного лазерного спекания керамического материала. Основными недостатками таких способов являются необходимость изготовления сложной дорогостоящей оснастки, приобретения дорогостоящего оборудования, а также сложность обеспечения стабильно высокого качества стержней заданной конфигурации. Проблема создания проницаемых оболочек лопаток ВГТ включает в себя как чисто технологические аспекты, так и вопросы конструирования при обеспечении требуемых прочностных характеристик лопаток с проницаемой (ослабленной в механическом отношении) оболочкой. Пористое охлаждение из-за вносимых в пограничный слой возмущений увеличивает профильное сопротивление. Однако при характерных для современных газовых турбин высоких давлениях и скоростях газового потока, а также предполагаемых параметрах вдува, увеличение профильных потерь незначительно по сравнению с общими аэродинамическими потерями ступени. Из-за малых значений расходов небольшими окажутся и дополнительные потери на смешение основного и вдуваемого потоков. Смежной является проблема предотвращения заноса проницаемой оболочки лопатки солями и частицами пыли, содержащимися в охлаждающем воздухе и твердыми частицами в продуктах сгорания. При воздушном охлаждении полностью избавиться от пыли практически невозможно, но в ПГУ, где в качестве охладителя пористых лопаток использу- 95 ется перегретый водяной пар, опасность засорения в значительной степени устраняется. Многорядные сетчатые оболочки не заносятся отложениями при наличии предвключенных фильтров тонкой очистки, выполнении линии подачи пара на охлаждение лопаток из нержавеющей стали. При эксплуатации конструкций, имеющих в своем составе элементы из ПСМ, особое внимание должно быть уделено тщательной очистке подводящих трубопроводов от продуктов коррозии в рамках соблюдения регламента пусковых и дренажных операций. Практическая реализация схемы ППО на уровне серийного производства до сих пор все еще не решена. Основные выводы и предложения о возможности использования пористых материалов в СО ВГТ Широкий диапазон структурных, теплофизических, гидравлических и других свойств пористых структур, простота изготовления из них элементов конструкций, высокая интенсивность теплообмена – все это дает возможность использовать пористые материалы в различных экстремальных условиях, в том числе и в системах проникающего охлаждения лопаток ВГТ. Двойной механизм пористого охлаждения, состоящий из поглощения поступающей от горячего газа тепловой энергии при фильтрации охладителя через пористую матрицу и оттеснения высокотемпературного потока от поверхности лопатки охладителем, проникающим в пограничный слой, обеспечивает высокую эффективность этого способа охлаждения. Преимуществами пористого охлаждения являются малый потребный расход охладителя, возможность использования легко проницаемых пористых материалов с большими коэффициентами пористости, что обеспечивается отсутствием противодавления на выходе из пор, возможность использования относительно дешевых проницаемых материалов, изготовляемых по несложной тех96 нологии спекания из проволочных сеток. Однако, как и при любом другом способе организации конвективнозаградительного охлаждения необходимо принимать меры для предотвращения роста газодинамических потерь и местного переохлаждения пористой стенки лопатки в местах ввода охладителя через нее. Решением одной из этих проблем является использование распределенной проницаемости. Путем распределения проницаемости пористой стенки можно сгладить неоднородность ее температуры при любом известном распределении теплового потока вдоль обтекаемой поверхности обвода лопатки ВГТ Наряду с применением распределенного вдува через пористую стенку эффективным и рациональным в силу конструктивно-технологических причин является использование вдува через пористые секции секционированной стенки. При этом создание равномерного распределения температуры по всему обводу лопатки и умеренного градиента температуры ее стенки достигается при регулируемых расходах охладителя в каждой секции Как показали исследования, газодинамическая устойчивость и тепловая Эффективность системы проникающего охлаждения могут быть обеспечены при вдуве, который не допускает отрыва пограничного слоя в целом и в малых масштабах непосредственно на поверхности стенки при выходе из нее газа-охладителя, а приводит к турбулизации пристенной области течения газа. 97 Список литературы 1. Андреев К.Д., Липин А.В., Полищук В.Г., Соколов Н.П. Разработка методики и результаты расчетного исследования теплового состояния и эффективности воздушного конвективного охлаждения сопловых лопаток первой ступени турбины // Теплоэнергетика. – 2009. – № 7. 2. Бадамшин И.Х. Прочность элементов конструкций из эвтектических композитов на основе электростатической природы упругости // Вестник РГАТА. – 2010. – т. 14. – № 2. 3. Богинский Л.С., Петюшик Е.Е., Реут О.П. Теория и практика сухого изостатического (радиального) прессования порошковых и волокновых уплотняемых материалов // 50 лет порошковой металлургии Беларуси. Ред. кол.: А.Ф. Ильющенко и др. – Минск: Диатех, 2010. 4. Волков Д.И., Курочкин А.В. Исследование процессов разрушения термобарьерных покрытий на охлаждаемых лопатках турбины // Вестник РГАТА. – 2009. – № 1. 5. Громова Г.А., Галеркин Ю.Г., Прокофьев А.Ю. Применение программы Fluent для расчета течения газа в проточной части центробежного компрессора // Материалы межвузовской научной конференции. Ч. III. СанктПетербургский государственный технический университет. – 2002. 6. Давыдов С.В., Кешенкова В.Г. Современные конструкционные материалы для лопаточного аппарата турбомашин // Вестник Брянского ГТУ. – 2007. – № 2. 7. Дигонский С.В., Тен В.В. Новый высокоплотный жаростойкий материал на основе карбида кремния и кремния // Альтернативная энергетика и экология. – 2010. – №7. 8. Зейгарник Ю.А., Иванов Ф.П. Обобщение опытных данных по внутреннему теплообмену в пористых структурах // Теплофизика высоких температур. – 2010. – Т. 48. – № 3. 98 9. Зейгарник Ю.А., Поляков А.Ф., Стратьев В.К., Третьяков А.Ф., Шехтер Ю.Л. Испытания пористого сетчатого материала в качестве оболочки лопаток высокотемпературных газовых турбин. Препринт ОИВТ РАН №2-502. – М.: ОИВТ, 2010. 10. Зубков Н.Н., Поляков А.Ф., Шехтер Ю.Л. Гидравлические характеристики пористых материалов для системы проникающего охлаждения // Теплофизика высоких температур. – 2010. – Т. 48 – № 2. 11. Капинос В.М., Тарасов А.И., Гуринов А.А. Особенности применения воздуха, пара и влажного пара в системах охлаждения газовых турбин // Вестник ХПИ. – 2007. – № 2. 12. Качанов Е.Б. Состояние и перспективы развития работ по жаропрочным сплавам для лопаток турбин // Технология легких сплавов. – 2005. – №1-4. 13. Леонов В.В., Артемьева О.А., Кравцова Е.Д. Материаловедение и технология конструкционных материалов. – Красноярск, 2007. 14. Леонтьев А.И., Поляков А.Ф. Тепловое состояние пористой стенки при проникающем охлаждении // Теплофизика высоких температур. – 2006. – Т. 44. – № 1. 15. Лотонина М.Б. , Шатульский А.А. Разработка технологии изготовления лопаток турбины ГТД с высокоэффективными системами охлаждения // Вестник РГАТА. – 2010. 16. Назаренко А.В. Эффективность составных проницаемых оболочек в сопловых лопатках газовых турбин с проникающим охлаждением. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. – СПб., 2008. 17. Поклад В.А., Шкретов Ю.П., Абраимов Н.В. Покрытия для защиты от высокотемпературной газовой коррозии лопаток ротора турбины ГТД // Двигатель. – 2010. – № 4. 18. Поляков А.Ф. Обобщенные зависимости для расчета теплообмена газа на входе в пористый слой // Теплофизика высоких температур. – 2010. – Т. 48. – № 5. 99 19. Поляков А.Ф. Разработка научных основ создания пористого проникающего охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин // Юбилейная научная конференция, посвященная 50-летию ИВТ РАН. Сборник тезисов докладов. – М.: ОИВТ, 2011. 20. Поляков А.Ф. Расчет объемной теплоотдачи в оболочковых пористых материалах при малых числах Рейнольдса // Теплоэнергетика. – 2008. – № 4. 21. Поляков А.Ф., Ревизников Д.Л. Сопряженный теплообмен и газодинамика при проникающем пористом охлаждении передней кромки лопаток ВГТ. Препринт ОИВТ РАН № 2-489 – М.: ОИВТ, 2006. 22. Поляков А.Ф., Стратьев В.К., Третьяков А.Ф., Шехтер Ю.Л. Обобщение экспериментальных данных по теплоотдаче в проницаемых оболочках из пористых сетчатых материалов // Теплоэнергетика. – 2010. – № 6. 23. Протасов М.В., Иванов Т.Ф., Поляков А.Ф. Влияние распределенного вдува на обтекание затупленного тела с проницаемой входной кромкой // Одиннадцатая Международная научно-техническая конференция «Оптические методы исследования потоков». – М.: ОИВТ, 2011. 24. Рулёва Е.В., Голованов А.Н. Тепломассообмен стенки и потока плазмы при наличии вдува газа-охладителя через пористые материалы // Вестник Томского гос. ун-та. – 2010. – № 2. 25. Светлов И.Л. Высокотемпературные Nb-Si композиты – замена монокристаллическим никелевым жаропрочным сплавам // Двигатель. – 2010. – № 5. 26. Старченко А.В., Беликов Д.А., Гольдин В.Д., Нутерман Р.Б. Учебнометодический комплекс (УМК) «Пакет прикладных программ FLUENT для решения задач механики жидкости и газа, тепло- и массопереноса». – Томск: ТГУ, 2007. 27. Третьяков А.Ф. Особенности технологии изготовления турбинных лопаток с пористым охлаждением. Инженерный журнал: наука и инновации, 2015, вып. 6. URL:http://engjournal.ru/catalog/pmce/tctp/1427.html 100 28. Халатов А.А., Борисов И.И., Дашевский Ю.Я. Системы охлаждения лопаток современных ГТД // Восточно-Европейский журнал передовых технологий . – 2009. – № 4/4. 101
