Копелев С.З. - Охлаждаемые лопатки газовых турбин (1014173), страница 15
Текст из файла (страница 15)
1. Потеря полного давления на входе в дефлектор и во внутренней его полости не превышала 3 — 5%. При этом разница в величинах давлений внутри дефлектора по его высоте находилась в пределах точности измерений. 2. При изотермическом течении газа и воздуха в диапазоне температур 300 — 920 К величина коэффициента гидравлического сопротивления участка входной кромки, отнесенная к скоростному напору на выходе из отверстий в носике дефлектора, составляла ~,=2,8 — 3,0.
Она практически независима от отношения давлений в цределах л(3,5 и от числа Рейнольдса Ие„=(0,15 — 4,0) 10'), подсчитанного по параметрам воздуха на выходе из отверстий в носике дефлектора, где в качестве определяющего геометрического параметра был принят гидравлический диаметр одного отверстия (щели) А=4Р,/П. Принималось, что участок 1 (входная кромка) заканчивается там, где прекращается процесс образования потерь, связанных с поворотом потока.
Это соответствует, как известно, х=х/Лпж10, где Лп — ширина щели между дефлектором и лопаткой на участке вогнутой (выпуклой) части профиля. Для неизотермического течения зависимость коэффициента гидравлического сопротивления от параметров потока в общем виде может быть записана так: ~;=1'(Ке, Рг, Ф), где р=Т„1Т; — температурный фактор. Имея в виду, что коэффициент гидравлического сопротивления участка 1 при изотермических продувках не зависит от режимных параметров, найдем его зависимость от температуры охлаждающего воздуха на входе в лопатку Т, *и температуры лопатки Т„в виде ЦК„=ЦТ„1т;).
При стабилизированном турбулентном режиме течения газа в 64 трубе, соответствующем весьма большим числам Ке потока, эта зависимость известна [42) как Це!~ге=[2/(~' еР+1))в. Аналитическое описание механизма турбулентного обмена в условиях, имеющих место у входной кромки, весьма затруднительно, поэтому эта зависимость получена экспериментально — непосредственно по измерениям потерь полного напора на этом участке при изменении температуры лопатки от 300 до 1100 К. Увеличение гидравлического сопротивления участка входной кромки при нагреве объясняется в первую очередь влиянием вязкости газа в вихревой зоне, образующейся у входной кромки.
Если зависимость динамической вязкости воздуха от его абсолютной температуры представить первым равенством выражения [2.12), то можно записать ~ге~Т = (Т,~Т;Т"' или ИАа = ф"". Эта зависимость (рис. 3.1) не только правильно отображает физическую сущность явления, но и дает вполне удовлетворительное совпадение с данными эксперимента.
На рис. 3.2 приведена зависимость ~"„офе[)=~(Ке) для участка вогнутой (выпуклой) части профиля, полученная по замерам потерь полного напора при изотермнческом течении и течении с подогревом. В качестве гидравлического диаметра е[ принималась удвоенная ширина зазора (щели) Ы=2Лп. Как видно, влияние подогрева на сопротивление трения весьма незначительно и им можно пренебречь. Влияние турбулизации потока у входной кромки и асимметричного подвода тепла проявилось в том, что турбулентный режим течения затянут в область малых чисел Ке (вплоть до Ее=650 при относительном удлинении каналов [=И=23). Это видно из сравнения с зависимостью Ь, !1= =1(Ке) [58).
Экспериментальное исследование гидравлического сопротивления каналов в выходной кромке в диапазоне чисел Рейнольдса 1 1Ое<Ке<5 10' показало, что оно представляет собой местное сопротивление, не зависящее от числа Ке (в исследованном диапазоне), а величина ~ш зависит от конструкции и способов получения охлаждающих каналов (рис. 3.3). Отношение расхода воздуха через лопатку при течении с подогревом 6; к расходу при изотермнческом течении 6, может быть представлено как и 6 16 )/ в1+ вп+вп~ ~/Т»~(Т + ллТ) в1+вй+вйй Здесь коэффициенты гидравлического сопротивления отнесены к скоростному напору на выходе из лопатки.
Имея в виду, что ~а=~,+Ьп+Ьш., Ц,ж~п; ~;пжЬш, получим в1 оп т=[ [+[' — ')(ф' ' Т,*((Т;+АТ) — 1)1 у ) в в т,"+ат ' 65 З с. 3. копелев ,г гх хгг гг ~; ~р Рис. 3.1. Зависимость коэффициента гидравлического сопротивления участка входной кромки от отнопгеиия температур лопатки и охлажда1огцего воздуха на входе в лопатку ге Ли б," /У вглг Фгте и;за ,гб абдо,у ' Х' д Л ЛГ ЛГ е'д ае ..тг ~ Рис.
3.2. Зависимость коэффициента гидравлического сопротивления внутренних каналов срединного участка профиля лопатки от числа Ке 1 — ивотермичесиое течение; 2 в течение с подогревом Рис. 3.3. Конструктивные схемы выходной кромки охлаждаемых лопаток а †" 1= 1,05; б — о,аг и — 1,б й1Н входной кромки, то при достаточно высоких значениях температур Т„"Т„'и Т, и давления Рпи ~м(Р,п/Р,)'1lп)~~ш, т=сопз1 и Ст3/Т;(РшРп;=~'(я,) или СМТ,"(Р;Рш — — ~" (я,).
Во многих выполненных конструкциях дефлекторных лопаток доля потерь на трение в каналах охлаждения серединной части лопатки невелика. Тогда приведенный к параметрам на выходе из лопатки расход охлаждающего воздуха будет (3.6) Эта зависимость обычно используется для обобщения экспериментальных данных по определению расходных характеристик охлаждаемых лопаток, она типична для дефлекторных лопаток (рис. 3.4). Известно, что вращение ротора оказывает влияние на гидравлическое сопротивление в системах охлаждения, вызывая поджатие воздуха в лопатке, а также появление массовых снл в результате центростремительных и кориолисовых ускорений. Однако для лопаток рассматриваемой схемы в данном случае вращением ротора можно пренебречь.
Таким образом, полученные зависимости позволяют определить форму и размеры каналов для охлаждающего воздуха при проектировании лопаток, а также производить поверочные расчеты, в том числе и выполненных лопаток, на различных режимах работы газотурбинного двигателя. На ранней стадии проектирования охлаждаемых лопаток, например, при предварительной проработке различных вариантов, бывает затруднительно определить величину подогрева воздуха в лопатке. В таких случаях для оценки значения коэффициента т можно воспользоваться графиком (рис. 3.5) зависимости изменения соотношения расходов охлаждающего воздуха через лопатку при изотермическом течении и при течении в реальных условиях ее работы.
Эта зависимость получена в результате экспериментального исследования охлаждаемых лопаток с дефлектором при перепаде давления воздуха п,=2,2 — 2,5. Как видно из графика, влияние температуры лопатки (Т,) в пределах изменения ее на 100 К незначительно влияет на величину коэффициента и. Поэтому ошибка в предварительной оценке температуры лопатки не окажет существенного влияния. Такой способ определения расхода охлаждающего воздуха через лопатку является менее точным, чем по уравнению (3.5) или (3.6), однако достаточным для предварительных расчетов при проектировании и для внесения в рабочий чертеж лопатки.
Последнее необходимо для того, чтобы по расходу воздуха через изготовленную лопатку при заданном отношении давлений на входе и выходе пз иее (например, я,=2,0) можно было судить о соответствии Рис. 3.4. Расход охлаждающего воздуха через внутренние каналы лопатки с дефлектором, приведенный к параметрам иа выходе(обобщениерезультатов испытаний с подогревом) Рис. 3.5.
Зависимость ко. зффицнента и от температуры лопатки н охлюкдающего воздуха /в в,в в,у л'з ,и гвви к и иввв аив игва игвв мвв и "ввв ввв 'ввв "увв гз, к проходных сечений охлаждающих каналов заданным чертежом. Обычно расход воздуха измеряется при продувке лопатки, помещаемой в специальное приспособление„ «технологическим» воздухом и сравнивается с расходом, указанным в чертеже. 3.3. Исходные данные для расчета Расчетному определению температуры охлаждаемой лопатки предшествуют выбор схемы проточной части и газодинамический расчет турбины, выбор конструктивной схемы охлаждаемой лопатки, материала, из которого она будет изготавливаться, включая проработку технологического процесса при ее массовом производстве, предварительная оценка прочностных характеристик лопатки и выработка требований, удовлетворение которых необходимо для обеспечения заданных запасов прочности, профилирование лопаточной решетки.
Исходными данными для расчета являются параметры газа, обтекающего лопатку, и охлаждающего воздуха, поступающего в нее, относительный расход этого воздуха, а также форма и размеры профилей, лопаточной решетки и внутренних каналов лопатки. Местная максимальная температура в потоке газа, обтекающего сопловые лопатки, в некоторых сечениях отдельных лопаток всегда превышает среднемассовую, определяемую из теплового расчета двигателя. Происходит это из-за температурной неравномерности в поперечном сечении потока газа на выходе из камеры сгорания.
Степень этой неравномерности в условиях заторможенного потока 69 характеризуется коэффициентом. т,„= (Т„'— Т„") /(Т„*— Т,'„) (3,7) где Т,,„, Т„",г„— максимальная и среднемассовая температура газа на выходе йз камеры сгорания; Т;, — температура воздуха на входе в камеру. Из этого соотношения определяется температура газа, которая является исходной при расчете температуры охлаждаемой сопловой лопатки 1 ступени, ибо при расчете ее на прочность предполагается, что может существовать сечение лопатки, в котором максимальные напряжения и максимальная температура совпадают. Тогда зависимость для подсчета максимального значения температуры газа будет иметь вид Тг Тг Тг + г и» (Тг Тви) Тг + йТэ~' (3 3) Практика авиационного газотурбостроения показывает, что чем выше среднемассовая температура газа, тем большая неравномерность поля температур в потоке на 'выходе из нее.
Так, при средне- массовой температуре Т„'„„=1600 — 1650 К степень неравномерности может доходить до 0,3 — 0,35. Характер распределения температуры в поперечном сечении газового потока и степень ее неравномерности определяются конструктивными особенностями камеры сгорания и степенью совершенства процесса сгорания. Известны камеры сгорания стационарных ГТД, у которых при Т„',р —— 1500 К т,„=0,1 13!1. При прохождении потока газа через две охлаждаемые лопаточные решетки (сопловую и рабочую) степень неравномерности температуры в нем уменьшается. Этому так же способствует подмешивание к газу воздуха, охладившего сопловые и рабочие лопатки. Поэтому при расчете температуры охлаждаемой сопловой лопатки второй ступени в качестве температуры газа можно принимать ее среднемассовое значение. Давление (Р„") и температура (Т;,) воздуха, поступающего в охлаждаемые лопатки, определяется местом отбора его из компрессора, гидравлическим сопротивлением тракта подвода и подогревом или охлаждением на этом пути.
Для охлаждения сопловой лопатки 1 ступени воздух отбирается из-за компрессора. Если этот отбор осуществляется из вторичной зоны камеры сгорания непосредственно у соплового аппарата, то учитывается подогрев воздуха, который составляет ЬТ„„„„г=-20 — 40 К. Большая величина относится к малоразмерным высокотемпературным двигателям. Если на пути подвода воздуха имеется теплообменник, то давление и температура охлаждающего воздуха определяется гидравлическими и тепловыми характеристиками этого теплообменника. В зависимости от схемы подвода воздуха непосредственно к рабочим лопаткам, его температура может увеличиваться, если нет подкручивающей решетки, или уменьшаться, если она имеется, как показано в разд.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
