Содержание к диссертации
Введение
1. Проблематика исследования 12
1.1 Современные концепции определения и анализа теплового состояния лопаток газотурбинных установок 12
1.1.1 Физические модели теплообмена расчета теплового состояния лопаток 13
1.1.2 Численные методы решения уравнений для расчета теплового состояния лопаток 21
1.1.3 Способы охлаждения лопаток газовых турбин 25
1.2. Спектр эталонных экспериментальных данных, необходимых для верификации методики расчета теплового состояния лопаток 33
2. Цель и задачи исследования точности метода контрольного объема при определении температурного состояния нестационарного трехмерного поля для лопаток 35
2.1 Вывод аппроксимаций для плотности теплового потока при расчете неохлаждаемых лопаток методом контрольного объема 39
2.1 Результаты тестовых расчетов двух- и трехмерных стационарных температурных полей для случая кондуктивной передачи тепла 43
2.2 Результаты тестовых расчетов нестационарного трехмерного темпера турного поля для случая кондуктивной передачи тепла .48
3. Методика расчета и тестовые исследования внужденной трехмерной конвекции при тепло физических условиях характерных для конвективно-охлаждаемых лопаток 51
3.1.1 Система уравнений для ламинарных потоков при трехмерном течении в каналах, характерных для лопаток 51
3.1.2 Методика расчета температурных полей для ламинарных потоков в трехмерных каналах, характерных для лопаток, методом контрольного объема с различными аппроксимациями плотности теплового потока 53
3.1.3 Результаты тестовых расчетов ламинарных потоков в трехмерных каналах, характерных для лопаток 58
3.2 Методика расчета температурных полей для турбулентных потоков в трехмерных каналах, характерных для лопаток, методом контрольного объема с различными аппроксимациями плотности теплового потока 65
3.2.1 Определение турбулентных характеристик охладителя с учетом особенностей конвективно-охлаждаемых лопаток 67
3.2.2 Методика решения уравнений для трехмерных турбулентных потоков в трехмерных каналах, характерных для лопаток 76
3.2.3 Результаты тестовых расчетов турбулентных потоков в трехмерных каналах, характерных для лопаток 83
3.2.4 Определение параметров теплового состояния при высокой степени турбулентности безградиентного основного потока 92
4. Расчет теплового состояния лопатки газотурбинной установки на основе метода контрольного объема с аппроксимациями высшего порядка для плотности теплового потока 97
4.1.Методика расчета неохлаждаемых лопаток 102
4.1.1 Технологические аспекты профиля неохлаждаемых лопаток 102
4.1.2. Определения температурного поля неохлаждаемой лопатки при задании различных граничных условий 106
4.1.3. Результаты расчетов неохлаждаемых лопаток при различном порядке аппроксимации плотности теплового потока на гранях контрольного объема 115
4.2 Определения параметров температурного поля конвективно-охлаждаемой лопатки 129
4.2.1 Результаты расчетов по определению параметров теплового состояния при внутреннем конвективном охлаждении рабочей лопатки 129
4.2.2 Результаты расчетов по определению параметров теплового сотояния конвективно-охлаждаемой сопловой лопатки при различном порядке аппроксимации плотности теплового потока на гранях контрольного объема 140
Основные результаты и выводы 157
Список использованных источников
- Физические модели теплообмена расчета теплового состояния лопаток
- Результаты тестовых расчетов двух- и трехмерных стационарных температурных полей для случая кондуктивной передачи тепла
- Методика расчета температурных полей для ламинарных потоков в трехмерных каналах, характерных для лопаток, методом контрольного объема с различными аппроксимациями плотности теплового потока
- Определения температурного поля неохлаждаемой лопатки при задании различных граничных условий
Введение к работе
С каждым новым поколением авиационных газотурбинных двигателей (ГТД) и энергетических установок растут параметры рабочего цикла двигателя и, прежде всего, температура газа перед турбиной, которая в ближайшей перспективе должна достигать 2000К /1-24/. Поэтому создание новых поколений ГТД связано с разработкой высокотемпературного газогенератора реализующего эффективный рабочий процесс двигателя Решение этой проблемы заставляет глубоко исследовать и изучить рабочие процессы, физико-химические, газодинамические явления в двигателе, правильно определять выходные параметры двигателей и эксплуатации онные характеристики его деталей, обеспечивая наибольшую информа тивность и достоверность, требуемую точность. В тоже время законы рынка определяют необходимость существенного сокращения сроков- и стоимости создания двигателя при сохранении высоких эксплуатационных показателей, поэтому в основу современной методологии создания нового авиационного двигателя должна быть положена тщательно отработанная расчетно-аналитическая методика, построенная на разработке адекватной математической-модели, что позволяет существенно сократить затраты на экспериментальную отработку изделия. В частности, перспектива развития, и совершенствования авиадвигателей семейства АЛ31Ф, РДЗЗ /15-17/ и энергетических установок НК-16ЭТС с применением газотурбинных установок (ГТУ) /24/ связана с направлением повышения их кпд.Экспериментальная отработка ГТУ в натурных условиях становится все более дорогостоящей, а в исследованиях на модельных установках удается получить такие характеристики системы охлаждения как: суммарные теплосъемы и перепады давлений, интегральные по участкам коэффициенты теплоотдачи и гидравлических потерь, среднемассовые температуры. В то же время более теплонапряженные условия работы, в частности лопаток ГТУ требуют знания более точного локального распределения температурного поля в материале самой лопатки и полей температур хладоагента /1-5,10-15,22-24/. В этой связи, необходимо определять пути развития новых или разработки и совершенствования уже существующих методик проектирования и расчета систем охлаждения лопаток ГТУ. Разработка и совершенствование методик проектирования и расчета теплопередачи- конвективного тепломассо-обмена и теплопроводности.— один из наиболее рациональных и экономичных путей разработки новых изделий /1-14/. Эффективность и пригодность методик в ходе проектирования, в частности систем охлаждения лопаток зависят от точности получаемых результатов. В настоящее время применяют различные методы /25-28/ . Наряду с перспективным прямым численным моделированием систем охлаждения, которое пока еще требует некоторых научных изысканий, наибольшее распространение получили такие методы как маршевый метод, метод конечных элементов и другие. К наиболее распространенному и реализованныму сегодня в практике проектирования систем охлаждения- является метод контрольного объема /25-35/. Одним из путей совершенствования этого метода при проведения расчетов по опредлению теплового состояния лопаток является-возрастание точности расчета трехмерного температурного поля путем повышения уровня аппроксимации плотности теплового потока на гранях контрольного объема /27-35/. Основным элементом «горячего» тракта ГТД является охлаждаемая или неохлаждаемая ступень газовой турбины и, прежде всего, ее наиболее теплонапряженные детали сопловые и рабочие лопатки. Повышение эффективности проектирования турбины тесно связано с точностью и адекватностью результатов аналитического исследования ее температурного состояния. Принятые в настоящее время расчетные методы определения температурного состояния деталей турбины (маршевый метод, метод конечных элементов и другие.) отличаются значительной сложностью и недостаточной, адекватностью получаемых результатов особенно для предельных значений температуры лопаток турбины. Получаемые при этом отличия при вполне приемлемой- относительной погрешности методов (5-7%) могут достигать недопустимых отклонений от реальной температуры лопатки (доЮО К). Это в значительной мере увеличивает затраты на экспериментальную отработку и сроки создания турбины. Повышение точности применяемых в практике газотурбостроения аналитических методов связано не только со значительным уменьшением масштаба разбиения расчетной области, которое значительно увеличивает трудоемкость расчетов не снимая задачи экспериментальной верификации уровня разбиения достаточного для получения требуемой точности расчетов, но и с необходимостью перехода к оптимальному (с точки зрения трудоемкости и точности полученных результатов) трехмерному моделированию температурного состояния лопаток. Поэтому исследования направленные на развитие методов моделирования и разработку расчетно-аналитической методики, обеспечивающих повышение адекватности и точности определения температурного состояния лопаток газовой турбины являются актуальной задачей современного двигателестроения.
ЦЕЛЬ ИССЛЕДОВАНИЙ
Повышение эффективности проектирования газовой турбины путем совершенствования расчетного метода и информационных средств определения температурного состояния лопаток.
НАУЧНАЯ НОВИЗНА
Новыми научными результатами, полученными в работе, являются:
1.Обобщенная трехмерная математическая модель температурного состояния лопаток газовой турбины.
2.Расчетно-аналитические методики, обеспечивающие повышение адекватности определения температурного состояния неохлаждаемых и охлаждаемых лопаток газовой турбины, за счет более полного учета факторов теплообмена в лопатке;
3.Количественные характеристики достаточности точности математического описания температурных полей в лопатках при эксплуатационных условиях теплообмена.
Закономерности изменения температурного состояния лопаток в зависимости от принятой при расчетах точности математического описания исходных характеристик теплообмена.
ДОСТОВЕРНОСТЬ РЕЗУЛЬТАТОВ
Полученные в работе теоретические и практические результаты исследований обеспечены применением адекватного математического аппарата и хорошей согласованностью расчетных характеристик, полученных на базе разработанной методики расчета температурного состояния, с экспериментальными данными, как для классических задач теплообмена, так и для лопаток ГТД и энергетических установок. ПРАКТИЧЕСКАЯ ЦЕННОСТЬ РАБОТЫ
Применение разработанных: математической модели, расчетной методики, программного обеспечения и рекомендаций для расчета и исследования температурного состояния лопаток газовой турбины позволяют повысить эффективность аналитического проектирования деталей турбины ГТД, и тем самым сократить сроки и затраты ресурсов на ее создание.
АПРОБАЦИЯ РАБОТЫ
Результаты работы докладывались на 3 международных и всероссийских научно-технических конференциях.
ПУБЛИКАЦИИ
По результатам выполненных исследований и практических разработок опубликовано 7 научных работ, в том числе: 2 тезисов докладов, 5 научных статей, одна из которых опубликованы в изданиях, рекомендованных ВАК РФ.
СТРУКТУРА И ОБЪЕМ РАБОТЫ
Диссертация состоит из введения,4-х глав, выводов, списка литературы (198 наименования). Общий объем составляет 173 страницы машинописного текста, 125 рисунков на 55 страницах, списка литературы на 15 страницах.
Физические модели теплообмена расчета теплового состояния лопаток
Кратко представим и сравним как основные научные положения различных методов расчета теплопередачи, так и затраты машинного времени на проведение расчета на основе той или иной методологии. Развитые на сегодняшний день теории расчета системы охлаждения /26/, как известно, сводятся к решению системы дифференциальных уравнений в частных производных для теплопроводности, сохранения вещества, движения (Навье-Стокса), и энергии. В зависимости от метода интегрирования этой системы теория расчета возможно, условно, подразделить как: 1 .Аналитические методы, развитые в основном для одномерной стационарной задачи теплопроводности и ламинарного движения жидкости и газа и для некоторых видов несжимаемого турбулентного течения. Сюда же отнесем и методы, использующие только критериальные эмпирические зависимости для расчета конвективного охлаждения и расчета температуры торможения набегающего горячего на стенке лопатки. Второе направление по развитию методов решения уравнений в этом варианте не требуется, так же как и применение ЭВМ.
2. Методы, включающие решение одномерной задачи газовой динамики по определению давления и температуры торможения, решение одномерной или двумерной задачи теплопроводности и полуэмпирические методы на основе интегральных соотношений для осредненных уравнений движения, энергии и массы. Для решения используются: эмпирические зависимости для законов тепломассообмена и трения в случае конкретного типа течения; аналогия Рейнольдса между векторными и скалярными полями течения; введение понятия определяющей температуры, по которой производится осреднение тепло физических свойств жидкости или газа; предположение об аффинности, то есть задание профилей скорости, температуры и концентрации в виде степенной зависимости от какой-либо координаты; задание фиксированных значений или соотношений для турбулентных характеристик течения. Эта методология получило свое широкое практическое применение в 50-70 годах двадцатого века и иногда продолжает применяться и сегодня, ввиду быстроты получаемых решений. Подробно она изложена в целом ряде публикаций. Физико-математическая формулировка интегральных методов, постановка и решение основных уравнений изложена в целом ряде фундаментальных трудов /26,36-51/. Здесь кратко приведем основные зависимости методов на основе интегральных соотношений. В перечисленных методах рассматриваются турбулентные течения в близи стенки- турбулентные пограничные слои. Поэтому уравнения неразрывности, движения (Навье-Стокса) и энергии, записанные для. мгновенных значений величин, осредняются по времени и записываются в приближениях пограничного слоя, то есть решаются параболические уравнения. Здесь и далее символы осреднения будут оставлены для турбулентных составляющих, корреляций вида ав = а в , а для остальных осредненных величин знаки осреднения или (...) опускаются, то есть и=и;Р=Р,Т=Т;р=р . Уравнение неразрывности:
В уравнениях хи х2 -координаты вдоль и по нормали к стенке;и15 щ -осредненные составляющие скорости вдоль JCJH х2; р- плотность, 1, 10 = 1 +0,5 (и +щ)- энтальпия и полная энтальпия;/? -статическое давление;/?,//, v, ср, г -соответственно плотность смеси, динамическая и кинематическая вязкость, теплопроводность, теплоемкость, где г-текущий радиус от оси симметрии до расчетной точки, при п=0 ГІ=1, при п=1 и и210 r=r,Pr = [i/[cpXj- число Прандтля. Величины н м корреляционные моменты второго порядка.
Далее производится интегрирование уравнений движения и энергии по координате х2, применяется уравнение неразрывности и следующее из него выражение для скорости Щ. При этом считается, что процессы переноса тепла и импульса происходят в некотором тонком слое у стенки - толщине пограничного слоя. Соответственно различают пограничный слой поля скорости S (динамический пограничный слой) и поля энтальпии (температуры) от{ тепловой пограничный слой). Вне толщин S и от течение имеет наперед заданные граничные условия: значения теплофизических свойств и значений скорости и энтальпии (температуры) на границах пограничных слоев S от, с соответствующими условными ЭР обозначениями и О С ); Ps = Р(хх);-— = 0;(I0)S = (/„)„, соответственно для условий на стенке х2 = 0 имеем Тогда, вводя соответствующие интегральные соотношения и ц /оЦ/J.
Результаты тестовых расчетов двух- и трехмерных стационарных температурных полей для случая кондуктивной передачи тепла
В главе далее приводятся результаты тестовых расчетов. Стационарное поле температур в плоском теле квадратной формы, на границе которого задана температура (Т=600К). Тело имеет постоянную теплопроводность и постоянную мощность источника тепла S=1.9 106 Л=200 1Кс
Результаты расчётов при числе узлов х = Ny =50 и втором порядке аппоксимации теплового потока приведены на Рис.6. Максимальная температура наблюдается в центре куба (Т=1298К). Решение той же стационарной задачи для тела кубической формы, с теми же исходными данными при расчетной сетке х= Ny = Nz =20 20 20, показано на Рис.7. Этот расчет соответствовал аппроксимации плотности теплового потока третьего порядка. Максимальная температура наблюда ется в центре куба Т=1112К. Так же, как в первом примере поле симмет рично относительно трёх осей проходящих через центр куба. Уменьшение температуры в центре тела, по сравнению с двумерным случаем, показанным на рисунке. 7, обусловлено увеличением поверхности, через которую теряется тепло, при той же мощности источника. Стационарное задачи по расчету тела кубической формы с м-К-с] и постоянной мощностью Дж постоянной теплопроводность л =200 Дж источника тепла S=1.9 106 м -с в центре куба.. В результате при третьем порядке аппроксимации температура в центре тела при расчетной сетке NX=N y = Nz=20 20 20 равна 1112К, при втором 1125К и при первом порядке аппроксимации Т=1170К. В случае Nx=Ny=Nz=5 Рис8.-Рис.10 температура в центре тела равна Т=1117К при третьем порядке аппроксимации, при втором 1130К и при первом порядке Т=1182К соответственно. То есть применение третьего и второго порядка аппроксимации позволяет получить более- точное распределение температуры на границе, что влечет за собой изменение температуры в центре тела. Аналогично, проведены расчеты тела кубической формы с постоянной теплопроводность /1=200 Uf-cJ} но без источника тепла. Тело кубической формы, на границах которого заданы разные температуры (Плоскость XY 600К, ZY 700К, XZ 1000К) При третьем порядке аппроксимации в точке (х=3, у=5, z=3) температура равна перед гранью 1000К равна 912К, а при первом порядке аппроксимации равна 989К. Рис. 11-Рис. 13. В результате в главе делается вывод, что при температурных напорах Тмах / Тмин 2 на грубых сетках при решении нестационарной задачи трехмерной теплопроводности аппроксимации третьего порядка гранях контрольного объема дают результаты с точностью до 2% (погрешность составляет в абсолютных температурах 10К-12К) аппроксимации второго порядка на гранях контрольного объема дают результаты с точностью до 3-4% (погрешность составляет в абсолютных температурах 15К-25К) аппроксимации первого порядка имеют точность до 7% (погрешность составляет в абсолютных температурах 70 градусов К).
Проведены расчеты трехмерной нестационарной задачи теплопроводности Дж м-К-с } беч тела кубической формы с постоянной теплопроводность Л, =200 источника тепла. На границах тела кубической формы, которого заданы разные температуры плоскость XY 600К, ZY 700К, XZ 1000К. Расчеты проведены при третьем и первом порядке аппроксимации Nx=5,Ny=5,Nz=5
На рисунках 14-18 представлена динамика изменения температуры в кубе по времени Т при третьем порядке аппроксимации. Из представленных расчетов видно, что для выбранных размеров рассчитываемого объекта , и полей температур на гранях расчетного объекта, по температуре в ядре (центре куба) реализуемое время релаксации равно примерно т = 100 с Рис.19. При этом время Т = 100 с возможно трактовать как тот интервал времени спустя который по всему объему куба устанавливается стационарное поле. Этот выбранный вариант расчета, показывает, что даже на грубых сетках, но с аппроксимацией высокого порядка для плотности теплового потока, возможно получать приемлимые по точности результаты расчета нестационарных температурных полей. Как видно, при аппроксимации первого порядка на гранях контрольного объема температурное поле имеет абсолютные значения выше, чем абсолютные значения температурного поля, рассчитанного при аппроксимации третьего порядка на гранях контрольного объема. Поэтому, если на стационарном режиме аппроксимации третьего порядка гранях контрольного объема дают результаты с точностью до 2%, второго порядка точность 3-4%, первого порядка 7% , то на нестационарном режиме разница может достигать 12%. Рис.20. Поэтому преимущество точности аппроксимации выше первого порядка очевидна.
Методика расчета температурных полей для ламинарных потоков в трехмерных каналах, характерных для лопаток, методом контрольного объема с различными аппроксимациями плотности теплового потока
После вывода общего алгоритма расчета конвективного охлаждения методом контрольного объема, произведена его верификация, последующим тестированием на базе экспериментальных данных как для плоских течений так двухмерных потоков так и трехмерных ламинарных и турбулентных течений в трубах с прямоугольным сечением. Для сравнения возможностей методики, и ее программной реализации было проведено сравнение полученных данных с данными из экспериментов для ламинарного /58-61/. Рассматривалась ламинарное течение в прямоугольном канале с соотношением сторон 2:1/
На рис. 24 приведен график скорости w вдоль оси канала.Точками показаны экспериментальные данные по давлению. Сплошной линией- показаны расчетные данные. Пунктирной линией показан идеализированный случай, когда течение является полностью развитым.
Верхний график на рисунке демонстрирует расчет, полученный Han L.S./58/. Точками показаны экспериментальные данные полученные Sparrow Е.М, Hixon C.V., Shavit G/60-61/. Нижняя прямая -это рассчитанная прямая. На Рис.25, Рис.26, Рис.27, Рис.28 приведен график скорости w в различных сечениях канала. Рис. 29- график давления вдоль оси канала. График скорости "и" в различных сечениях канала Рис.30, Рис.31. График скорости "v" в различных сечениях канала Рис 32, Рис.33. Нарисунках Рис.34, Рис.35 приведены графики температуры в различных сечениях канала, где Z = [(z/De)/Re] 100; Х=х/а; Y=y/b. график температуры в сечении график температуры в сечении канала х/а. канала у/Ь
Результаты расчетов и сопоставление с экспериментальными данными для коэффициента сопротивления A-=f(Re ) в прямых прямоугольных трубах согласно /41/ приведены для ламинарного течения на Рис.35- Рис.37.
Результаты расчетов и сопоставление с экспериментальными данными в прямых прямоугольных трубах для теплообмена при ламинарном течении сгласно /38/ Nu=f(Re ) приведены Рис.38- Рис.40. На этих рисунках 1 экперимент; 2- среднее экспериметальное, расчеты по предлагаемого усовершенствованному методу контрольного объема Расчет: 3- третий порядок аппроксимации плотности теплового потока; 4- второй порядок аппроксимации плотности теплового потока, 5-первый порядок аппроксимации плотности теплового потока. Как видно на грубых сетках, точность расчетов по теплообмену ламинарных потоков с аппроксимаций первого порядка составляет до 12%, точность расчетов с аппроксимаций второго порядка на этих же сетках составляет 8%,точность расчетов с аппроксимаций второго порядка на этих же сетках составляет 6%; на частых сетках точность расчетов по теплообмену ламинарных потоков, с аппроксимаций первого порядка составляет 6%, а точность расчетов с аппроксимациями третьего и второго порядка на этих же сетках составляет 2% и 3%. На основе полученных результатов в главе устанавливается факт преимущества аппроксимации второго и третьего порядка при расчете конвективного теплообмена.
В случае турбулентного потока уравнения (28)-(32) принимают вид осредненных по времени, с турбулентными компонентами STn,S_rj,SrT то есть уравнений Рейнольдса. S rn S rfT- Sfr рассчитываются как производные от соответствующих корреляций второго порядка, определяемые моделью турбулентностью. Осредненное уравнение состояния для газовой смеси: Р = рТ Уравнение неразрывности, Навье-Стокса и энергии в тензорной записи примут вид
Определения температурного поля неохлаждаемой лопатки при задании различных граничных условий
Граничные условия третьего рода для неохлаждаемых лопаток.
Как было указано, задание граничных условий при расчете теплопередачи , особенно для лопаток ГТУ требует априорных эмпирических или иных , например расчетных распределений. Рассмотрим имеющиеся эмпирические и расчетные данные для задания граничных условий третьего рода. На Рис.65 и Рис.66 представлены экспериментальные данные /5,11/ по возможному заданию граничного условия-для Т г -температуры горячего газа у поверхности стенки лопатки. Распределение J- г имеет неравномерное распределение. На Рис.67 представлено изменение коэффициента теплоотдачи(Xr=f[x,y,z) по всему контуру лопатки на основе опытов /5,11/ по определению местных коэффициентов теплоотдачи. Кроме того, в этом-случае задается температура лопатки в-месте ее крепления. Представим полуэмпирические и эмпирические соотношения для коэффициента теплоотдача от газа к лопатке, как граничные условия третьего рода.Эти соотношения, остаются, актуальными, и, сегодня, поскольку неоднознач-ность. граничных условий в плане их точности задания даже при решении высокоточными физико-математическими методами остается актуалной. Имеется ряд методов, позволяющих найти коэффициент теплоотдачи от газа к лопатке,- если известны режимы течения в пограничном слое по обводу профиля. Они предполагают постоянство температуры поверхности и физических констант в пограничном слое и сводятся к расчету его с последующим применением какой-либо формы подобия по числу Рейнольдса. Одним из наиболее доведенных до практического применения в практике турбомашин является метод Л. М.
Зысиной-Мо ложен /50/, пользуясь которым, при известных законах распределения по обводу профиля скоростей (давлений) и местонахождения точки (границы) перехода ламинарного пограничного слоя в турбулентный находят расчетные коэффициенты теплоотдачи, удовлетворительно совпадающие с полученными в эксперименте.Основное a b S со Т расчетное уравнение этого методаї и = гср =( ——— ———у є )Pr.Re р Л, п sin Рг со2 Т — TCJ. .где Nu, Pr, Re — критерии Нуссельта, Прандтля и число Рейнольдса; аг-коэффициент теплоотдачи от газа к лопатке;Х.г- коэффициент теплопроводности газа;Ь-хорда профиля;П=ПУЬ- относительный периметр профиля; S"KP= — — относительная толщина потери-энтальпии в сечении задних Ъ кромок;/?2—угол потока за решеткой (в сечении, где смыкаются пограничные слои); н2— скорость в выравненном потоке за решеткой; а кр, Т кр — скорость и температура потока у задних кромок;!) — температуры потока и стенки; є — поправка на сжимаемость потока(є=0 при М 0,5). Недостатки таких полуэмпирических методовизвесты /26/: когда вовсе отсутствуют или, еще окончательно не выявлены данные, необходимые для расчета обтекания решетки профилей, а главным образом отсутствуют достоверные данные для определения границ ламинарного, переходного и турбулентного пограничных слоев вдоль обвода профилей охлаждаемых лопаток, тогда как от местоположения, и протяженности переходной зоны в значительной степени зависит точность расчета. Поэтому величины коэффициентов .теплоотдачи от газа к лопатке приходится, как правило, определять опытным путем.Обрабатывая результаты экспериментов и проводя обобщение их в соответствии с теорией подобия, получают критериальные соотношения (зависимости) теплообмена, пользуясь которыми можно определять коэффициенты теплоотдачи от газа к лопатке даже на самой ранней стадии проектирования лопаток, когда проведен газодинамический расчет турбины и выявлены лишь основные геометрические характеристики лопаток/1-25/. Несмотря на то, что изменение значений локальных коэффициентов теплоотдачи по обводу профиля лопатки непрерывно, лопатку обычно разделяют на участки, вдоль которых можно принимать коэффициенты теплоотдачи практически постоянными и подсчитывать их, пользуясь упомянутыми критериальными зависимостями, получаемыми из опыта. Широкое распространение в практике проектирования охлаждаемых лопаток получила- методика, по которой определяется среднее значение коэффициента теплоотдачи от газа к лопатке на входной кромке агі, средней части профиля аги и выходной кромке аг ш(рис. 67). Средний коэффициент теплоотдачи на участке входной кромки с достаточной для практических расчетов точностью можно определять по данным, полученным при поперечном обтекании цилиндра с радиусом, равным радиусу входной кромки.
