Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин

Рассмотрены особенности выпуска охлаждающего воздуха в межлопаточный канал высокотемпературных газовых турбин при пленочном охлаждении. Исследованы возможности его локального распределения по обводу входной кромки перфорированных лопаток. Представленные расчеты показывают, что существенное увеличени...

Повний опис

Збережено в:

Бібліографічні деталі
Опубліковано в: :	Промышленная теплотехника
Дата:	2017
Автори:	Халатов, А.А., Коваленко, А.С., Резник, С.Б.
Формат:	Стаття
Мова:	Russian
Опубліковано:	Інститут технічної теплофізики НАН України 2017
Теми:	Тепло- и массообменные процессы
Онлайн доступ:	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/142371
Теги:	Додати тег Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:	Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин / А.А. Халатов, А.С. Коваленко, С.Б. Резник // Промышленная теплотехника. — 2017. — Т. 39, № 4. — С. 11-20. — Бібліогр.: 12 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-142371
record_format	dspace
spelling	Халатов, А.А. Коваленко, А.С. Резник, С.Б. 2018-10-06T16:37:49Z 2018-10-06T16:37:49Z 2017 Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин / А.А. Халатов, А.С. Коваленко, С.Б. Резник // Промышленная теплотехника. — 2017. — Т. 39, № 4. — С. 11-20. — Бібліогр.: 12 назв. — рос. 0204-3602 DOI https://doi.org/10.31472/ihe.4.2017.02 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/142371 621.438.13.662 Рассмотрены особенности выпуска охлаждающего воздуха в межлопаточный канал высокотемпературных газовых турбин при пленочном охлаждении. Исследованы возможности его локального распределения по обводу входной кромки перфорированных лопаток. Представленные расчеты показывают, что существенное увеличение эффективности охлаждения может быть достигнуто за счет создания каналов малого размера в стенке лопатки. Розглянуто особливості випуску охолоджувального повітря у міжлопатковий канал високотемпературних газових турбін при плівковому охолодженні. Досліджені можливості його локального розподілу по обвіду вхідної крайки перфорованих лопаток. Наведені розрахунки доводять, що істотне збільшення ефективності охолодження може бути досягнуто за рахунок створення каналів малого розміру у стінці лопатки. The features of the release of the cooling air in the interscapular channel high temperature gas turbines at the film cooling are considered. Possibilities of its local distribution on contour of an entrance edge of the perforated blades are investigated. The presented calculations show that the substantial increase in the cooling efficiency can be attained due to channels of small dimension in the blade wall. ru Інститут технічної теплофізики НАН України Промышленная теплотехника Тепло- и массообменные процессы Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин Features of organization of film cooling of high temperature gas turbines blades Article published earlier
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
title	Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин
spellingShingle	Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин Халатов, А.А. Коваленко, А.С. Резник, С.Б. Тепло- и массообменные процессы
title_short	Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин
title_full	Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин
title_fullStr	Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин
title_full_unstemmed	Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин
title_sort	особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин
author	Халатов, А.А. Коваленко, А.С. Резник, С.Б.
author_facet	Халатов, А.А. Коваленко, А.С. Резник, С.Б.
topic	Тепло- и массообменные процессы
topic_facet	Тепло- и массообменные процессы
publishDate	2017
language	Russian
container_title	Промышленная теплотехника
publisher	Інститут технічної теплофізики НАН України
format	Article
title_alt	Features of organization of film cooling of high temperature gas turbines blades
description	Рассмотрены особенности выпуска охлаждающего воздуха в межлопаточный канал высокотемпературных газовых турбин при пленочном охлаждении. Исследованы возможности его локального распределения по обводу входной кромки перфорированных лопаток. Представленные расчеты показывают, что существенное увеличение эффективности охлаждения может быть достигнуто за счет создания каналов малого размера в стенке лопатки. Розглянуто особливості випуску охолоджувального повітря у міжлопатковий канал високотемпературних газових турбін при плівковому охолодженні. Досліджені можливості його локального розподілу по обвіду вхідної крайки перфорованих лопаток. Наведені розрахунки доводять, що істотне збільшення ефективності охолодження може бути досягнуто за рахунок створення каналів малого розміру у стінці лопатки. The features of the release of the cooling air in the interscapular channel high temperature gas turbines at the film cooling are considered. Possibilities of its local distribution on contour of an entrance edge of the perforated blades are investigated. The presented calculations show that the substantial increase in the cooling efficiency can be attained due to channels of small dimension in the blade wall.
issn	0204-3602
url	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/142371
citation_txt	Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин / А.А. Халатов, А.С. Коваленко, С.Б. Резник // Промышленная теплотехника. — 2017. — Т. 39, № 4. — С. 11-20. — Бібліогр.: 12 назв. — рос.
work_keys_str_mv	AT halatovaa osobennostiorganizaciiplenočnogoohlaždeniâlopatokvysokotemperaturnyhgazovyhturbin AT kovalenkoas osobennostiorganizaciiplenočnogoohlaždeniâlopatokvysokotemperaturnyhgazovyhturbin AT rezniksb osobennostiorganizaciiplenočnogoohlaždeniâlopatokvysokotemperaturnyhgazovyhturbin AT halatovaa featuresoforganizationoffilmcoolingofhightemperaturegasturbinesblades AT kovalenkoas featuresoforganizationoffilmcoolingofhightemperaturegasturbinesblades AT rezniksb featuresoforganizationoffilmcoolingofhightemperaturegasturbinesblades
first_indexed	2025-11-27T00:41:43Z
last_indexed	2025-11-27T00:41:43Z
_version_	1850789135510405120
fulltext	ISSN 0204-3602. Пром. теплотехника, 2017, т. 39, №4 11 ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ УДК 621.438.13.662 ОСОБЕННОСТИ ОРГАНИЗАЦИИ ПЛЕНОЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ЛОПАТОК ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ГАЗОВЫХ ТУРБИН Халатов А.А.1,2, академик НАН Украины, Коваленко А.С.1, канд. техн. наук, Резник С.Б.3 1Институт технической теплофизики НАН Украины, ул. Желябова, 2а, Киев, 03580, Украина 2НТУУ «Киевский политехнический институт», пр. Победы, 37, Киев, 03056, Украина 3ГП «Ивченко – Прогресс», ул. Иванова, 2, Запорожье, 69068, Украина Розглянуто особливості випуску охо- лоджувального повітря у міжлопатковий канал високотемпературних газових турбін при плівковому охолодженні. Досліджені можливості його локально- го розподілу по обвіду вхідної крайки перфорованих лопаток. Наведені розра- хунки доводять, що істотне збільшення ефективності охолодження може бути досягнуто за рахунок створення каналів малого розміру у стінці лопатки. Библ. 12, рис. 7. Ключевые слова: высокотемпературная турбина, охлаждающий воздух, конвективно-пленочное охлаждение, входная кромка лопатки. Обозначения: F – площадь; G – расход; i – угол атаки; k – показатель адиабаты; m – параметр выдува; R – газовая постоянная; p – давление; p =  1ppi – относительное давление; c – скорость; s = si / s – относительная координата поверхности лопатки; Т, t – температура; q(λ) – плотность тока; α – коэффициент теплоотдачи; δд – толщина динамического пограничного слоя; η – КПД; θ =  нг ТT – степень подогрева воздуха в цикле; λ2ад – адиабатная скорость на выходе из решетки; μ – коэффициент расхода; π – степень повышения давления рабочего тела в цикле; πохл – степень расширения охладителя в плоской решетке; ρ – плотность; σк.сг. – коэффициент восстановления давления в камере сгорания ; Рассмотрены особенности выпуска охлаждающего воздуха в межлопаточ- ный канал высокотемпературных газо- вых турбин при пленочном охлаждении. Исследованы возможности его локаль- ного распределения по обводу вход- ной кромки перфорированных лопаток. Представленные расчеты показывают, что существенное увеличение эффектив- ности охлаждения может быть достигну- то за счет создания каналов малого раз- мера в стенке лопатки. The features of the release of the cooling air in the interscapular channel high temperature gas turbines at the film cooling are considered. Possibilities of its local distribution on contour of an entrance edge of the perforated blades are investigated. The presented calculations show that the substantial increase in the cooling efficiency can be attained due to channels of small dimension in the blade wall. φ – коэффициент скорости. Нижние индексы: в – воздух; вк – вход в компрессор; г – газ; сечение перед турбиной; е – энергетический; л – лопатка; н – сечение в невозмущенном потоке; отб – отбор; охл – охладитель; с – сжатие; р – расширение; т – топливо; ут – утечки; i – локальный параметр; i-1 –параметр выше по потоку; 1 – вход в плоскую решетку; ∑ – суммарный. Верхние индексы: • –заторможенный поток. Сокращения: ГТД – газотурбинный двигатель; КПД – коэффициент полезного действия. Введение Повышение максимальной температуры цикла газо- турбинного двигателя (ГТД), при соответствующем ро- сте давления воздуха за компрессором ведет, как извест- но [1], к более эффективному использованию теплоты, подводимой к потоку в камере сгорания. С точки зрения тепловой машины это означает увеличение полезной ра- боты цикла и, соответственно, коэффициента полезного действия (КПД) цикла (рис. 1). В результате, несмотря на различный характер дальнейшего использования этой работы, гарантировано улучшаются все удель- ные параметры ГТД: расход топлива, мощность (тяга) ISSN 0204-3602. Пром. теплотехника, 2017, т. 39, №412 ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ и вес. Особенно ощутимо увеличение экономичности проявляется, когда полезная работа цикла расходуется главным образом не на создание реактивной тяги, как в одноконтурном или двухконтурном турбореактивном двигателе, а на получение механической работы для по- следующего применения в различных целях (турбовин- товой двигатель, наземная газотурбинная установка для привода компрессора или электрогенератора). Однако рост параметров рабочего процесса воз- можен только в условиях надежной работы элементов газового тракта, в первую очередь лопаток турбины. На практике это обеспечивается как повышением их жа- ропрочности, так и применением систем охлаждения. При этом, в качестве охладителя в рассматриваемых двигателях используется воздух, отбираемый на выходе из собственного компрессора или промежуточных его ступеней. Вместе с тем необходимое повышение напорности компрессора, связанное с ростом максимальной темпе- ратуры цикла, вызывает снижение потенциальных воз- можностей охладителя из-за падения его хладоресурса. Кроме того у авиационных ГТД наличие скоростного напора на входе также ведет к дополнительному росту температуры охладителя. Поэтому для некоторых из них (например, двухконтурных), в случае необходимо- сти, применяется предварительное охлаждение охлади- теля воздухом внешнего контура. Рис. 1. Влияние параметров цикла p = const и гидравлических потерь в нем на КПД цикла: 1 – идеальный цикл (k = 1,4; ηе = ηt); 2 – действительный цикл. Использованный в открытой системе охлаждения воздух участвует в дальнейшем рабочем процессе. Од- нако его отбор, подмешивание к горячему газу и газо- динамические потери при “сбросе” в проточную часть двигателя снижают положительный эффект повышения термодинамических параметров цикла. При этом, учи- тывая разнообразие применяемых схем охлаждения, этот эффект можно оценить лишь путем сравнения удельных параметров ГТД с охлаждаемыми элементами и виртуального двигателя с такими же параметрами ра- бочего процесса, но без охлаждения. Особенности применения конвективно- заградительного охлаждения Общее количество воздуха, расходуемого на ох- лаждение турбинных лопаток, определяется, главным образом, эффективностью охлаждения наиболее тепло- напряженных участков их профиля. У лопаток с конвек- тивным охлаждением (без выпуска воздуха на профиль в межлопаточный канал) это связано (рис. 2), как из- вестно, с характером развития на их поверхности погра- ничного слоя [2]. Рис. 2. Схема внешнего обтекания турбинной лопатки с конвективным охлаждением (внутренняя полость не показана): А – точка полного торможения потока; н и к – начало и завершение возникновения турбулентного пограничного слоя; а и б – соответственно схема развития пограничного слоя на профиле и распределение по его периметру локальных коэффициентов теплоотдачи. При высокой температуре газа перед турбиной вну- треннее охлаждение с различными методами интенси- фикации теплообмена (установка внутренних дефлекто- ров, струйный обдув стенок лопатки изнутри, местная турбулизация охладителя и т. д.) уже не могут обеспе- чить, при приемлемом расходе воздуха, необходимый уровень защиты отдельных участков лопатки. В каче- стве альтернативы, в первую очередь для первой ступе- ни турбины, появились способы, предусматривающие локальный выдув охладителя на поверхность лопатки в наиболее опасных местах ее профиля. Наибольшее распространение на практике полу- чило так называемое конвективно-пленочное [2] или конвективно-заградительное (комбинированное) [3] охлаждение. Последний термин, на наш взгляд, более достоверно отображает при охлаждении физический смысл происходящих тепловых и газодинамических процессов. При этом способе воздух сначала проходит внутри лопатки по каналам различного поперечного се- чения, охлаждая ее при помощи конвекции. Затем, че- ISSN 0204-3602. Пром. теплотехника, 2017, т. 39, №4 13 ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ рез отверстия малого размера различной конфигурации (перфорация, щели) он выпускается в межлопаточный канал на поверхность лопатки и, смешиваясь с газом, образует защитную пленку (рис. 3). Такая схема при- менения охладителя позволяет полностью использовать его хладоресурс за счет максимального учета возмож- ностей и независимой друг от друга интенсификации конвективной и заградительной составляющих данного способа охлаждения. Анализ функциональных особенностей организа- ции комбинированного охлаждения свидетельствует о множестве конструктивных и режимных факторов, влияющих как на соотношение между составляющими охлаждения, так и на его общую эффективность. При этом, по сравнению с чисто конвективным охлаждени- ем, наблюдается несколько основных принципиальных последствий выпуска воздуха в межлопаточный канал. Выдув охладителя в любом месте поверхности ло- патки, изменяет параметры ее пограничного слоя ниже по потоку, характер течения в нем и, соответственно, условия теплообмена между потоком и лопаткой. В ре- зультате классическая картина распределения коэффи- циента теплоотдачи на поверхности лопатки (рис. 2) трансформируется. Изменяются, а чаще всего возраста- ют потери кинетической энергии потока: профильные, волновые, концевые, вторичные и веерные, а также по- являются потери, связанные со смешением охладителя и газа. Кроме того, органичное существование конвективной и заградительной составляющих в едином процессе охлаж- дения требует учитывать влияние параметров охладителя вследствие конвективного теплообмена на охлаждающую и изолирующую возможности его защитной пелены. В резуль- тате возникает проблема эффективного распределения хла- доресурса между обоими составляющими комбинированно- го охлаждения. Рис. 3. Схема комбинированного охлаждения сопловой лопатки ГТД TF-39 (температура газа перед турбиной 1640 К, ресурс 15 000 ч.) самолета С-5 (США) [3]: 1 и 2 – дефлекторы. Особенности функционирования конвективно-за- градительного охлаждения характерны как для сопло- вых, так и для рабочих лопаток. Однако, вращение ра- бочего колеса и нестационарность течения на входе в него, существенно усложняют газодинамическую кар- тину взаимодействия охладителя и потока и, естествен- но, учет влияния выдува на эффективность охлаждения. Безвариантность подвода охладителя только со стороны корневой части рабочей лопатки также усложняет орга- низацию охлаждения ее элементов, особенно входной кромки. ISSN 0204-3602. Пром. теплотехника, 2017, т. 39, №414 ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ Связь характера обтекания лопатки и расхода выдуваемого охладителя Обычно характер и глубину рассмотренных выше изменений связывают с относительной массой выпу- скаемого охладителя, которая для конкретной конструк- тивной схемы охлаждения определяется локальными параметрами воздуха и газа в области выдува из соот- ношения iвG = гi вi G G = гi в F F i гiгi в iв i с с   . (1) При исследовании эффективности комбинирован- ного охлаждения [4, 5] степень влияния охладителя оценивается, как правило, параметром выдува, который можно просто рассчитать по расходным и геометриче- ским характеристикам системы охлаждения и проточ- ной части межлопаточного канала mi= iггi iввi с с   = вiгi гiвi FG FG = вi гi F F вiG . (2) Несложно заметить ,что связь между этими двумя параметрами носит неоднозначный характер из-за вли- яния конструктивного фактора исследуемого объекта. Вследствие этого оценка результатов исследования раз- личных авторов затрудняет их адекватную интерпрета- цию. Кроме того, расход основного потока и охладителя в районе выдува обычно рассматриваются в исследова- ниях независимыми друг от друга величинами. Однако с точки зрения реального термодинамического процесса это методически не совсем корректно. Условие совместной работы компрессора и турби- ны ГТД предполагает, что на расчетном режиме работы двигателя расход газа в районе локального выдува ох- ладителя должен учитывать отбор воздуха из компрес- сора на утечку, различные эксплуатационные нужды и охлаждение всех элементов горячего тракта. Кроме этого сюда необходимо также включить подвод газа вследствие сжигания топлива и охлаждающего воздуха после охлаждения этих элементов выше по потоку Gгi = Gвк – Gут – Gотб – G ∑охл + Gт + Gохл.i-1. (3) Естественно, обеспечить подачу охладителя через какую-то конкретную перфорацию или же увеличить локальный его расход можно только отобрав воздух из компрессора. Поэтому расход газа через сечение меж- лопаточного канала в районе локального выдува будет, естественно, меньший, чем воздуха на входе в компрес- сор В результате реальный относительный расход ох- ладителя, а значит и параметр выдува будут несколько большими, по сравнению с величинами, принимаемыми в расчетах. Однако, это превышение в процентном от- ношении невелико. Оно соизмеримо с величиной реаль- ного относительного расхода охладителя и поэтому, как правило, не учитывается. Из представленного видно, что оба рассматрива- емые параметры для конкретной системы охлаждения лопатки (Fвi = const) данного лопаточного аппарата (Fгi = const) на выбранном режиме его работы (сгi; ρгi = const) однозначно определяются только скоро- стью выдува охладителя. Ее изменение влияет как на интенсификацию конвективной составляющей теплооб- мена в районе выпуска воздуха, так и на потенциальные возможности пленки охладителя или его смеси с газом. При этом с ростом скорости выдува газодинамические явления, связанные с этим, усиливаются, провоцируя выброс охладителя в ядро потока с ослаблением или даже потерей его возможностей. для создания защитной пелены. Поэтому минимизация газодинамических потерь в условиях требуемой защиты поверхности лопатки на- прямую связана как с уменьшением нормальной состав- ляющей скорости выдува воздуха, так и с согласованием ее тангенциальной составляющей со скоростью обтека- ния газом профиля и представляет собой одну из про- блем повышения эффективности конвективно-загради- тельного охлаждения лопаток. Кардинально она может быть решена лишь при организации пористого охлажде- ния, причем такого, когда газ пограничного слоя лопат- ки полностью заменяется охладителем. Однако в силу технологических, конструктивных и эксплуатационных недостатков пористое охлаждение лопаток в серийном производстве применения пока не получило. Понятно, что скорость выдува охладителя при неиз- менных, задаваемых системой охлаждения параметрах воздуха внутри лопатки и конкретной конструктивной схеме его выпуска определяется только статическим давлением на поверхности лопатки в области выдува и гидравлическим сопротивлением канала выпуска свi =                     к к в i i p p к к 1 В -1RT 1 2 . (4) Известный из практики и литературы [6] характер изменения статического давления газа по обводу про- филя лопаток конфузорной решетки (в эксплуатацион- ном диапазоне режимов обтекания) свидетельствует о резком его уменьшении вниз по потоку, особенно на выпуклой поверхности. В случае общего канала-рас- пределителя воздуха (внутренняя полость перфориро- ванной лопатки) это означает, что, при прочих равных условиях, локальная скорость выдува будет следовать изменению статического давления с общей тенденци- ей к возрастанию. При одинаковой, по обводу профи- ля, локальной площади выдува устанавливается крайне неравномерный расход охладителя через перфорацию: избыточный для области выходной кромки лопатки и недостаточный для входной. Попытка скорректировать его локальной площадью перфорации не изменяет ве- личину и распределение скоростей выдува по профилю, так как они определяются перепадом давления внутри и снаружи лопатки. На практике эта проблема решается путем разделения внутренней ее полости на несколько ISSN 0204-3602. Пром. теплотехника, 2017, т. 39, №4 15 ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ секций с дифференцированием давления подводимого в них охладителя (рис. 3). Для первой ступени турбины ситуация усугубляет- ся тем, что максимальное давление воздуха на выходе из компрессора больше давления газа на входе в сопло- вой аппарат всего лишь на (4…7) % [1]. Для рабочего колеса эта разница за счет потерь в сопловом аппара- те увеличивается всего лишь на несколько процентов. В этих условиях обеспечение надежного и экономного выдува охладителя через перфорацию входной кромки даже при дискретной подаче охладителя остается про- блематичным. Аналогичные сложности возникают при использовании охлаждающего воздуха, отбираемого из промежуточных ступеней компрессора. Кроме того существующая в авиации практика автоматического выключения системы охлаждения при переходе на по- ниженные режимы работы двигателя ставит проблему оценки влияния такого мероприятия на тепловое со- стояние лопаток и возможных нежелательных послед- ствиях. Подобные вопросы возникают и при работе на режимах прогрева наземных ГТУ. Распределение охладителя по перфорации входной кромки Анализ особенностей распределения охладителя по перфорации лопатки в рассмотренных выше случаях представим на примере ее входной кромки. Для этого на открытой аэродинамической трубе авторами было проведено исследование характера обтекания холодным потоком плоской сопловой решетки, составленной из лопаток серийного двигателя. Локализация выпуска воз- духа обеспечивалась выбором координат перфорации на профиле входной кромки, что позволяло привязать параметры потока к месту выдува охладителя (рис. 4) Для расчетов воспользуемся уравнением неразрыв- ности для обособленного участка системы охлаждения: “вход во внутреннюю полость лопатки – выход из пер- форации входной кромки” Gв∑ = Gв1 + … + Gв5, (5) где локальный расход охладителя определяется с уче- том газодинамической функции Gвi = μimвFвi  вq    в в Т p i. (6) Считая, что параметры охладителя внутри лопатки и в магистрали подвода остаются неизменными, коэф- фициенты расхода перфорации и входа во внутреннюю полость лопатки одинаковы, суммарная площадь перфо- рации равна площади входа, а режим течения на выходе из магистрали подвода близкий к критическому после некоторых преобразований получим: 5 1 [q(λв)1 + … + q(λв)5] = 1, где q(λв)i = f (pi/p* в). (7) Рис. 4 Рис. 4. Влияние угла атаки плоской сопловой решетки на характер обтекания лопатки: 1…5 – условное расположение перфорации входных кромок диаметром 0,6 мм; 1…16 – точки замера статического давления на профиле лопатки. Расчеты, произведенные на околокритическом ре- жиме работы решетки (λ2ад = 0,73) и нулевом угле атаки при переменном давлении воздуха внутри лопатки по- казали, что расход охладителя через перфорацию при выдуве из общего канала-ресивера определяется только характером обтекания лопатки. Поэтому распределение охладителя через эту перфорацию происходит пропор- ционально относительной плотности его тока в районе ISSN 0204-3602. Пром. теплотехника, 2017, т. 39, №416 ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ выдува. Однако при недостаточной подаче охладителя внутрь лопатки этот принцип не соблюдается. В резуль- тате исследования обнаружено, что система охлаждения входной кромки, состоящая из нескольких продольных рядов перфорации, в зависимости от потенциальных возможностей охладителя, может реализовать несколь- ко вариантов своего функционирования (рис. 5). Рис. 5. Влияние давления охлаждающего воздуха внутри сопловой лопатки на распределение локального его расхода через перфорацию (1…5) входной кромки (расположение перфорации на рис. 4): I…III – характерные режимы работы перфорации. В случае отсутствия охладителя (система охлажде- ния выключена) внутри лопатки циркулирует горячий газ, попадая туда со стороны лобовой линии натекания на профиль и корытца. Через перфорацию на спин- ке лопатки он выбрасывается в межлопаточный канал (режим І). При недостаточной подаче в систему охладителя внутри лопатки циркулирует смесь горячего газа и ох- ладителя. С увеличением давления охладителя доля газа постепенно уменьшается, благодаря последовательно- му, начиная с последнего по потоку ряда перфорации на корытце, купированию его втекания вовнутрь холодным охладителем (режим ІІ). Дальнейшее увеличение давления охладителя пре- пятствуют попаданию газа внутрь лопатки вообще, что означает начало нормального функционирования систе- мы охлаждения входной кромки (режим ІІІ). Из представленных материалов нетрудно опреде- лить, что режим работы системы охлаждения входной кромки лопатки, соответствующий режиму обтекания исследуемой решетки в условиях реального двигателя. (σк.сг. = 0,95), устанавливается на уровне πохл = 1,46. В результате расход охладителя через перфорацию на спинке лопатки оказывается примерно на 24 % больше, чем через перфорацию на ее корытце и на 40 % больше чем через перфорацию на лобовой линии натекания по- тока на профиль. Обращает на себя внимание незначительное разли- чие, а то и полное его отсутствие в расходах охладителя через соседние ряды перфорации, что вполне логично объясняется характером обтекания лопаток. Кроме того при достаточном увеличении давления охладителя вну- три лопатки с исследуемой перфорацией входных кро- мок наблюдается практически полное выравнивание локальных расходов охладителя через исследуемую перфорацию независимо от ее расположения. Анализ выражения для расхода охладителя (6) по- казывает, что на его величину влияют два независимых друга от друга фактора: газодинамический (параметры охладителя и газа) и конструктивный (площадь перфо- рации), а также некий комплексный (коэффициент рас- хода), который зависит от первых двух. На практике это, наряду с возможностью независимого совершенствова- ния обеих составляющих комбинированного охлажде- ния, дает уникальную возможность гибкого управления локальным расходом охладителя, как по профилю ло- патки, так и по ее высоте. Действительно, на конкрет- ном режиме работы лопаточного аппарата большинство составляющих этого выражения, исключая площадь вы- пуска и коэффициент, зависимый от рода газа, так или иначе, связаны со скоростью выдува. Площадь же вы- пуска охладителя, при прочих равных условиях, напря- мую воздействуя на локальный его расход, не влияет на эту скорость. Следовательно, параметрами, способствующими снижению локальной скорости выпуска охладителя и, тем самым, повышению эффективности заградитель- ной составляющей исследуемого охлаждения, являют- ся полное его давление и температура внутри канала- распределителя лопатки, а также коэффициент расхода данной перфорации. При фиксированной температуре охладителя единственным фактором влияния на ско- ISSN 0204-3602. Пром. теплотехника, 2017, т. 39, №4 17 ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ рость выдува и связанный с ней коэффициент расхода остается давление охладителя перед перфорацией. Примеры его регулирования давно известны по ис- следованиям лопаток с пористой поверхностью [3], в которых необходимое давление охладителя обеспечива- лось жиклерами в каналах локального его подвода. Впо- следствии этот принцип был успешно использован при организации комбинированного охлаждения турбинных лопаток, особенно рабочих [7], когда температура газа перед ними близка к стехиометрической (1800... 2200 К). Главной особенностью этого направления стало развитие идеи разделения внутренней полости лопат- ки на несколько секций, что отразилось в размещении индивидуальных каналов-ресиверов внутри ее стенок (рис. 6 и 7). Охладитель поступает в эти каналы, как че- рез их корневую часть, так и через внутренние боковые стенки в спутный или же во встречный поток. Варьиро- вание расходами поступающего в канал и выпускаемого из него охладителя позволяет обеспечивать необходи- мые условия выдува охлаждающего воздуха на поверх- ность лопатки. Оставшаяся часть воздуха сбрасывается через торец лопатки или же общую полость на ее пери- ферии в район выходной кромки. Дополнительный, дискретный подвод охладителя из секции через внутреннюю стенку канала, восполняя убыль охладителя ниже по течению, обеспечивает тре- буемый уровень перепада давления охладителя вдоль канала на его внешней стенке [7, 8]. Как нетрудно за- метить, предложенный характер подачи охладителя во внутристеночный канал и организации течения в нем открывает обнадеживающие перспективы интенсифи- кации конвективной компоненты комбинированного охлаждения , возможно даже большие, чем заградитель- ной составляющей. Поэтому подавляющая часть исследований, по- священных рассматриваемой модернизации комбини- рованного охлаждении уделяется в настоящее время вопросам газодинамики и теплообмена при струйном охлаждении стенок узкого канала в сносящем потоке [8, 9, 10, 11, 12]. Рис. 6. Распределение охладителя по секциям и температур по сечению лопатки ГП «Івченко-Прогрес» (Тг* = 1720К) с охлаждаемыми стенками (перфорація не показана) [7]: 1 – область wall-cooled system. Такая схема распределения охладителя, наряду с решением общей задачи повышения эффективности применяемого конвективно-заградительного охлажде- ния, обеспечивает также необходимый уровень защиты периферийной части рабочих лопаток, что в условиях одностороннего подвода охладителя, в отличие от со- пловых лопаток, представляет собой одно из главных ее преимуществ. Кроме того, возможность управления перепадом давления охладителя на стенке лопатки не только по ее профилю, но и по высоте позволяет при организации охлаждения учитывать влияние радиаль- ной эпюры температуры газа после камеры сгорания, а также вторичных течений, что особенно важно для ко- ротких лопаток. Расчетные исследования [8] показывают достаточ- но равномерное распределение температур по поверх- ности лопатки в области, защищаемой по принципу охлаждаемой стенки (wall-cooled system), заметно от- личающееся от входной и особенно выходной кромки, где воспользоваться подобным способом охлаждения не представляется возможным (рис. 6). Исследования опытных образцов подобных лопа- ток, изготовленных литьем (толщина стенки 1,5 мм; ширина каналов 4,0 мм, глубина – 0,5 мм), показали [7], что при уровне теплового потока, соответствующем Тг* = 2000 К, относительная глубина охлаждения (эф- фективность охлаждения) на входной кромке оказалась равной 0,56, а на выходной – 0, 50. Средняя же по сече- нию ее величина составила 0,72. При общем расходе ох- лаждающего воздуха на расчетном режиме около 5,8 % его экономия по сравнению со стандартным конвектив- но-заградительным охлаждением достигает 15…20 %. ISSN 0204-3602. Пром. теплотехника, 2017, т. 39, №418 ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ Рис. 7. Распределение относительного расхода воздуха через перфорацию профиля секционной лопатки с охлаждаемыми стенками (wall-cooled system) на расчетном (Тг* = 2000К) режиме работы. Выводы Анализ организации конвективно-заградительного охлаждения лопаток турбины в условиях повышения температуры газа перед ней до уровня близкого к стехи- ометрической температуре (1800...2200 К) и результаты исследования распределения расхода охладителя через перфорацию входной кромки показали: – решающим фактором обеспечения надежной те- пловой защиты поверхности лопаток с одновременной минимизацией при этом газодинамических потерь явля- ется согласование скорости выпуска охладителя, как по величине, так и по направлению, со скоростью потока в районе выдува; – величина и характер распределения локального расхода охладителя по поверхности лопатки на задан- ном режиме работы ГТД определяются коэффициентом расхода через канал выпуска охладителя, площадью ка- нала и скоростью выдува; –– работа системы охлаждения при пониженной по- даче в нее охладителя или его отсутствии приводит к попаданию горячего газа внутрь лопатки и возможному снижению эксплуатационного ресурса турбинных лопа- ток (особенно дефлекторного типа); – изменение локальной площади выпуска охладите- ля при неизменных режимных параметрах газа и возду- ха и гидравлическом сопротивлении канала выпуска не влияет на величину и характер распределения локаль- ных скоростей выдува по поверхности лопатки; – изменение характера обтекания лопаток на не- расчетных режимах работы ГТД (запуск, останов, пере- ходные режимы) ведет, при прочих равных условиях, к перераспределению по профилю расхода охладителя, выдуваемого в поток через перфорацию из общего ка- нала его подвода; – регулирование локальной скорости выдува охла- дителя при организации комбинированного охлаждения поверхностей межлопаточного канала обеспечивается только индивидуализацией подачи охладителя к защи- щаемым участкам; – размещение каналов подвода охладителя внутри стенок межлопаточного канала открывает возможности интенсификации охлаждения внутри них, что, в свою очередь, позволяет более эффективно использовать хла- доресурс охладителя за счет увеличения конвективной составляющей комбинированного охлаждения. ЛИТЕРАТУРА 1. Теория воздушно-реактивных двигателей. Под ред. Шляхтенко С.М. – М.: «Машиностроение», 1985. – 568 с. 2. Венедиктов В.Д. Газодинамика охлаждаемых турбин. – М.: «Машиностроение», 1990. – 240 с. 3. Швец И.Т., Дыбан Е.П. Воздушное охлаждение деталей газовых турбин. – К.: «Наукова думка», 1974. 488 с. 4. Goldstein R.J., Eckert E.R.G., Borggraf F. Effects of hole geometri and density on three-dimensional film cooling // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1974. Vol. 17, №. 5. P. 011002-1 – 011002-11. 5. Colban W.F., Thole K.A., Bogard D.A. Fim-cooling correlation for shaped holes on a flat-plate surface // ASME J.of Turbomachinery. 2011. Vol. 133, №. 1. P. 595 – 607. 6. Дейч М.Е. Техническая газодинамика. – М.: «Энергия», 19734. – 392 с. 7. Научный вклад в создание авиационных дви- гателей. В двух книгах. Книга 2/ Колл. авторов; Под общей научной ред.. Скибина В.А и. Солонина В.И. – М.: «Машиностроение», 2000. – 616 с.: ил. 8. S. Riznyk, A. Artushenko. Aeroengine high pressure turbine blade cooling system concept // Proceedings of ASME Turbo Expo 2013: Turbine Technical Conference and Exposition, GT 2013,San Antonio, Texas,USA. 9. Andrew C. Chambers, David R.H. Gillespie, Peter T. Ireland, Geoffrey Dailey. The effect of initial cross flow on the cooling performance of a narrow impingement channel // Journal of Heat Transfer. – 2005. – Vol. 127, APRIL. – pp 358–364. ISSN 0204-3602. Пром. теплотехника, 2017, т. 39, №4 19 ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ 10. Ioannis Ieronymidis, David R.H. Gillespie, Peter T. Ireland, Robert Kingstton. Detailed heat transfer measurements in a model // Proceedings of GT2006 ASME Paper No.GT2006-91231, Turbo Expo 2006: Power for Land, Sea and Air, May 8 –11, 2006, Barcelona, Spain. 11. Andrew C. Chambers, David R.H. Gillespie, Peter T. Ireland, Mark Mitchell. Enhancement of impingement cooling in a high cross flow channel using shaped impingement cooling holes // Proceedings of GT2006 ASME Turbo Expo 2006: Power for Land, Sea and Air, May 8 –11, 2006, Barcelona, Spain. 12. Chi Zhang, Quanhong Xu, Mengneng Zhao, Yuzhen Lin and Gaoen Liu. Effect impingement/effusion hole-area ratio on discharge coefficients of double cooling wall // Proceedings of GT2006 ASME Turbo Expo 2006: Power for Land, Sea and Air, May 8 –11, 2006, Barcelona, Spain. ISSN 0204-3602. Пром. теплотехника, 2017, т. 39, №420 ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ FEATURES OF ORGANIZATION OF FILM COOLING OF HIGH TEMPERATURE GAS TURBINES BLADES Khalatov A.A.1, 2, Kovalenko A.S.1, Reznik S.B.3 1Instittute of Engineering Thermophysics of the National Academy of Sciences of Ukraine, 2a, Zhelyabova str., , Kiev, 03580,Ukraine. 2NTUU «Kyiv Politechnic Inztitute», 37, Pobedy av., Kiev, 03056,Ukraine. 3SE IVCHENKO-PROGRESS, 2, Ivanova str., Zaporozhye, 69068, Ukraine The analysis is given of the high-performance gas turbine blade convective-film cooling arrangement of organization of the convective-film cooling of blade apparatus It is shown that one of the factors of the cooling growth efficiency is decrease in the normal component of the coolant speed of blowing-out the coolant. At the constant operating and design parameters of the cooling system the local coolant mass flow rate depends only on the speed of discharged coolant which is determined by the pressure drop inside and outside of the blade. On the example of the blade leading edge cooling it is shown that coolant velocity distribution over the blade profile is extremely nonuniform and at the insufficient coolant feed it is possible the hot gas coming inside the blade. The logic of investigations toward decrease in the local coolant due to speeds pressure control before coming out came to idea of separate sections inside blade cavity and separate channels in its wall. Investigations of the in-wallblade cooling opens promising prospects of the convective cooling augmentation of the combined cooling system that is even greater than the film cooling. References 12, figures 7. Key words: high temperature turbine, cooling air, convective-film cooling, front edge of blade. 1. Theory of aerojet engines. Edited Shlyakhtenko S. M., М.: «Маshinostroenie», 1985, 568 pp. (Rus,) 2. Venediktow V.D. Gas dynamics of cooled turbines. М.: «Маshinostroenie», 1990. 240 pp. (Rus,) 3. Shvets I.Т., Дybаn Е.P. Air cooling of gas turbines parts. К., «Nаuкоvа dumka», 1974. 488 pp. (Rus,) 4. Дeiths М.Е. Enginiering gas dinamics. М., «Energia», 19734. 392 pp. (Rus,) 5. Scientific contribution to creation of aircraft engines. In two books. Book 2. A group of authors edited by Scibin V.A. and Sjolonin V.I. М., «Маshinostroenie», 2000. 616 pp.: (Rus,) 6. Goldstein R.J., Eckert E.R.G., Borggraf F. Effects of hole geometri and density on three-dimensional film cooling. Int. J. Heat and Mass Transfer. 1974. Vol. 17, №. 5. P. 011002-1 – 011002-11. 7. Colban W.F., Thole K.A., Bogard D.A. Fim-cooling correlation for shaped holes on a flat-plate surface. ASME J.of Turbomachinery. 2011. Vol. 133, №. 1. P. 595 – 607. 8. S. Riznyk, A. Artushenko. Aeroengine high pressure turbine blade cooling system concept. Proceedings of ASME Turbo Expo 2013: Turbine Technical Conference and Exposition, GT 2013,San Antonio, Texas,USA. 9. Andrew C. Chambers, David R.H. Gillespie, Peter T. Ireland, Geoffrey Dailey. The effect of initial cross flow on the cooling performance of a narrow impingement channel. Journal of Heat Transfer. 2005. Vol. 127, APRIL, pp 358– 364. 10. Ioannis Ieronymidis, David R.H. Gillespie, Peter T. Ireland, Robert Kingstton. Detailed heat transfer measurements in a model. Proceedings of GT2006 ASME Paper No.GT2006-91231, Turbo Expo 2006: Power for Land, Sea and Air, May 8 –11, 2006, Barcelona, Spain. 11. Andrew C. Chambers, David R.H. Gillespie, Peter T. Ireland, Mark Mitchell. Enhancement of impingement cooling in a high cross flow channel using shaped impingement cooling holes. Proceedings of GT2006 ASME Turbo Expo 2006: Power for Land, Sea and Air, May 8 –11, 2006, Barcelona, Spain. 12. Chi Zhang, Quanhong Xu, Mengneng Zhao, Yuzhen Lin and Gaoen Liu. Effect impingement/effusion hole- area ratio on discharge coefficients of double cooling wall. Proceedings of GT2006 ASME Turbo Expo 2006: Power for Land, Sea and Air, May 8 –11, 2006, Barcelona, Spain. Получено 24.03.2017 Received 24.03.2017

Особенности организации пленочного охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин

Репозитарії

Схожі ресурси