Содержание к диссертации
Введение
1. Составные проницаемые оболочки в охлаждаемых лопатках газовых турбин: состояние вопроса, задачи и методы расчёта 13
1.1. Конструкции охлаждаемых лопаточных аппаратов турбин с применением составных проницаемых оболочек 16
1.2. Обзор и анализ экспериментальных исследований гидравлических характеристик СПО 20
1.3. Обзор и анализ опытных исследований теплообменных характеристик СПО 34
1.4. Методы расчета теплогидравлических характеристик составных проницаемых оболочек 53
1.5. Обзор и анализ работ по тепловому состоянию и эффективности охлаждения лопаточных аппаратов с проникающим охлаждением на базе СПО 63
1.6. Цели и задачи работы 73
2. Численное моделирование пространственного течения и теплообмена в составных проницаемых оболочках 74
2.1. Особенности моделирования гидравлического сопротивления и теплообмена в каналах СПО 74
2.2. Численное моделирование теплофизических процессов в СПО 77
2.2.1. Постановка задачи и вычислительные аспекты 77
2.2.2. Анализ пространственной структуры потока и гидравлические характеристики СПО 80
2.2.3. Теплообмен в каналах СПО 81
2.3. Обобщение данных по внутреннему теплообмену в СПО 83
2.4. Модель пористого материала для расчета характеристик СПО 87
3. Проектирование и технология изготовления опытной лопатки 91
3.1. Проектирование экспериментальной лопатки 91
3.2. Технология изготовления несущего стержня лопатки 94
3.2.1. Проектирование стержня 94
3.2.2. Технология изготовления СПО 95
3.3 Технология изготовления сопловой лопатки с оболочкой из СПО 98
4. Экспериментальное исследование напраляющей лопатки первой ступени ГТЭ - 150, методика проведения опытов и анализ результатов 101
4.1. Экспериментальный стенд 101
4.2. Схема измерений стенда и методика обработки опытных данных 105
4.3. Результаты экспериментального исследования теплового состояния опытной лопатки 109
5. Численное моделирование тепломассобмена и выбор системы проникающего охлаждения в многослойной напраляющей лопатке первой ступени ГТЭ -150 120
5.1. Постановка задачи и вычислительные аспекты 120
5.2. Описание численного алгоритма 122
5.2.1. Расчет внешней газодинамики 122.
5.2.2. Расчет гидравлики подводящих каналов системы охлаждения оболочковой лопатки 127
5.2.3. Расчет теплообмена и теплового состояния лопатки с пористой оболочкой 129
5.3. Проектирование системы охлаждения для сопловой лопатки с оболочкой из СПО на температуру 1800К 131
5.4. Методика и результаты прочностных расчетов проницаемой оболочки сопловой лопатки для 1-ой ступени ВГТ 135
Заключение 143
Литература 145
Приложение 155
- Обзор и анализ экспериментальных исследований гидравлических характеристик СПО
- Численное моделирование теплофизических процессов в СПО
- Технология изготовления несущего стержня лопатки
- Схема измерений стенда и методика обработки опытных данных
Введение к работе
Актуальность работы. Характерной чертой современного этапа конструирования высокоэкономичных газовых турбин является использование лопаток с воздушным охлаждением, в которых используются различные способы охлаждения. К ним, в частности, относятся лопатки с внутренним конвективным охлаждением оболочковой или дефлекторной конструкции с продольной или поперечной схемой течения охладителя. В этом случае средняя безразмерная глубина охлаждения при относительном расходе охлаждающего воздуха на уровне в 4 % не превышает 0,45. Это препятствует использованию охлаждаемых лопаток указанных конструкций в газовых турбинах с начальной температурой газового потока 1800 К.
Применение перфорированных лопаток с воздушным охлаждением позволяет повысить эффективность охлаждения и довести указанную выше величину безразмерной глубины охлаждения до уровня 0,50 - 0,55.
Использование пористых проницаемых материалов в качестве оболочек сопловых лопаток резко повышает эффективность их охлаждения, доводя безразмерную глубину охлаждения до уровня 0,70 при относительном расходе охлаждающего воздуха около 4 %. Однако в условиях эксплуатации газовых турбин с лопатками из пористых материалов происходит окисление материала каркаса и закупоривание пор в пористом материале. Это негативно сказывается на показателях ресурса и надёжности лопаточного аппарата турбины в условиях указанных высоких температур газа на входе в турбину.
Одним из направлений устранения негативных последствий применения в оболочках охлаждаемых лопаток пористых материалов, имеющих значительную контактную поверхность теплообмена, является внедрение составных проницаемых оболочек (ОТО), которые занимают промежуточное положение между перфорированными стенками и пористыми сетчатыми материалами.
Результаты исследований свидетельствуют о достаточно высокой эффективности охлаждения таких оболочек, однако в ходе этих
исследований было также установлено, что отсутствуют научно -обоснованные рекомендации по выбору структурно - геометрических характеристик СПО. Попытки же описания течения и теплообмена в СПО с дугообразными каналами с помощью классических методов оказались неудачными из-за невозможности учёта отрывных и вихревых течений, связанных с движением теплоносителя.
Цель и задачи работы. Цель работы - повышение экономичности и надежности охлаждаемых газовых турбин за счет применения в. конструкциях сопловых лопаток составных проницаемых оболочек с дугообразными каналами.
При этом необходимо решить следующие основные задачи:
разработать технологию и конструкция сопловой лопатки с оболочкой из составных проницаемых оболочек (СПО) с дугообразными каналами.
провести классификацию отечественных и зарубежных СПО различной геометрии.
предложить экономичный метод расчета проницаемой вафельной конструкции, собранной из слоев с чередующимися круглыми отверстиями и дугообразными каналами и апробировать его путем сравнения с опытными данными и результатами трехмерного численного моделирования.
получить экспериментальные данные по тепловому состоянию и эффективности проникающего охлаждения через СПО для первой ступени турбины высокого давления газотурбинной энергетической установки: ГТЭ -150 и сопоставить их с данными по глубине охлаждения при конвективном и проницаемом охлаждении с оболочой из пористого сетчатого материала.
- разработать и верифицировать метод расчета теплового состояния
многослойной оболочки лопатки с включением CFD - пакета и обосновать
тепловую эффективность системы проницаемого охлаждения для
перспективных газовых турбин стационарных ГТУ.
Предметом исследования являются составные проницаемые оболочки с дугообразными каналами, а также сопловая лопатка первой ступени турбины
высокого давления газотурбинной энергетической установки ГТЭ —150, для которой проектировалась система проницаемого охлаждения.
Метод исследования - численное моделирование с помощью коммерческого пакета FLUENT и экспериментальное исследование на высокотемпературном стенде АООТ НПО ЦКТИ Результаты численного моделирования и экспериментального исследования сопловых лопаток с .проницаемым охлаждением подвергались анализу с точки зрения их качественной адекватности физической картине течения и теплообмена и тестированию на количественное соответствие опубликованным ранее и полученным в диссертации экспериментальным данным.
Научная новизна полученных результатов состоит в следующем: предложен метод расчета проницаемой вафельной конструкции на основе модели эквивалентного пористого материала, который апробирован сравнением с опытными данными и результатами трехмерного численного моделирования. Выведено критериальное выражение для расчета внутреннего объемного теплообмена в СПО с дугообразными каналами, в котором используется' геометрический параметр в виде отношения площадей наружного и внутреннего теплообмена. Впервые получены распределения температуры по обводу оболочки профиля многослойной лопатки с проникающим охлаждением для условий близких натурным. Разработан алгоритм расчета и реализован с привлечением коммерческого пакета FLUENT метод прогнозирования теплового состояния проницаемой оболочки лопатки. Изучены возможности проницаемого охлаждения (на базе СПО с дугообразными каналами) по обеспечению работоспособности лопаток перспективных стационарных ГТУ с начальной температурой газа 1800К и степенью повышения давления в компрессоре щ =19.
Практическая ценность работы. Результаты опытных исследований показали, что система проникающего охлаждения сопловой лопатки первой ступени турбины высокого давления газотурбинной энергетической установки ГТЭ -150 ПО ЛМЗ с оболочкой из СПО по эффективности
практически не уступает пористому и превосходит конвективное и. конвективно - пленочное системы охлаждения. Предложен к реализации метод расчета термонапряженного состояния сопловых лопаток с оболочкой из СПО для прогнозирования работоспособности ГТУ с температурой газа на входе в турбину включительно до 1800К.
На защиту выносятся:
экспериментальные данные по тепловому состоянию сопловой лопатки первой ступени турбины высокого давления ГТЭ -150 ПО ЛМЗ с оболочкой из СПО;
экспериментальные данные по эффективности проницаемого охлаждения для многослойных лопаток и сравнительный анализ с конвективной, комбинированной (конвективно - пленочной) и пористой системами охлаждения;
численный метод расчета течения и теплообмена в проницаемой вафельной конструкции, собранной из слоев с чередующимися круглыми отверстиями и дугообразными каналами и результаты расчетов для трех и пятислойного СПО;
результаты обобщения расчетных и опытных данных по внутреннему теплообмену в СПО и сравнительный анализ с данными по теплообмену для пористых структур;
метод расчета теплового состояния наружной поверхности многослойных сопловых лопаток и результаты тестирования с опытными данными для условий близким натурным;
- результаты прогнозирования работоспособности сопловой лопатки с
составной проницаемой оболочкой перспективной ГТУ с температурой газа
на входе в турбину 1800К.
Структура работы. Диссертация состоит из введения, списка обозначений, пяти глав, заключения, приложения и библиографического списка использованной литературы из 87 источников.
В главе 1 даётся современное состояние вопроса о процессах, происходящих при течении и теплообмене теплоносителя в составных проницаемых оболочках, о конструкциях охлаждаемых лопаток турбин с использованием составных проницаемых оболочек, делается анализ методов расчёта теплогидравлических характеристик и подходов к их оптимизации. Здесь же даётся обзор и анализ работ по тепловому состоянию и эффективности охлаждения лопаток с проникающим охлаждением. В. заключение главы формулируются цели и задачи диссертации.
В главе 2 на "макромасштабном" уровне проведена классификация уже существующих составных проницаемых оболочек. В качестве характерного масштаба рассматривается отношение инерционного и вязкостного > коэффициентов сопротивления. Представлены результаты трехмерного численного моделирования с использованием пакета FLUENT течения и теплообмена внутри системы каналов Зх-слойного и 5ти-слойного слоистых проницаемых материалов. Вводится модель эквивалентного пористого материала, которая позволяет в несколько раз снизить вычислительные затраты при расчётах теплогидравлических характеристик слоистых проницаемых оболочек.
В главе 3 приводятся основные положения, разработанной в МВТУ при непосредственном участии автора диссертации, технологии изготовления СПО и описываются основные этапы её практической, реализации при проектировании и изготовлении лопатки соплового аппарата для 1-ой ступени турбины крупной отечественной энергетической ГТУ типа ГТЭ-150.
В главе 4 приведено описание экспериментальной установки для проведения испытаний с лопатками с проникающим охлаждением для условий близким натурным, методики проведения опытов и приведен анализ
полученных данных по эффективности охлаждения и теплового состояния оболочки СПО при различных значениях расхода охладителя.
В главе 5 дается описание алгоритма и результатов численного моделирования двумерного течения и тепломассобмена в сопловой решетке при проникающем охлаждении лопатки первой ступени ГТЭ-150, проведено сравнение с опытными данными и обосновывается эффективность применения СПО с дугообразными каналами при проектировании системы проникающего охлаждения перспективной газовой турбины с начальной температурой 1800К.
В приложении сведены табличные данные по гидравлическим сопротивлениям СПО отечественных и зарубежных фирм и организаций, координаты профиля исследуемой лопатки, геометрические характеристики тракта системы охлаждения, данные режимов испытаний, а также вариант расчета погрешностей основных параметров.
Обзор и анализ экспериментальных исследований гидравлических характеристик СПО
Поскольку составные проницаемые оболочки (СПО) могут быть отнесены к одной из разновидностей большого класса пористых проницаемых материалов, то необходимо прежде всего кратко остановиться на основных закономерностях течения однофазных теплоносителей в таких материалах [52]. Пористые металлические материалы, используемые для интенсификации процессов теплообмена, отличаются от других систем с движущейся в пористой среде жидкостью прежде всего значительными скоростями фильтрации, при которых начинают проявляться и становятся все более существенными инерционные эффекты сопротивления течению.
В соответствии с полученным выражением (1.3) для С, при течении-: теплоносителей сквозь пористые среды обычно выделяют следующие1 режимы течения: вязкостный режим при Re 0.01, где = 2/Re; переходный! режим при 0.01 Re . 100, где = 2/Re + 2; инерционный режим при Re 100, где = 2.
Детальные экспериментальные исследования показали, что уравнение (1.3) достаточно точно описывает в широких диапазонах изменения критерия? Рейнольдса движение теплоносителя в проницаемых материалах [52];
Впервые; отечественные исследования гидравлических характеристик составных проницаемых оболочек были выполнены в МВТУ в самом начале 80-ых годов [14]. Для проведения опытного исследования был подготовлен специальный воздушный стенд. Воздух, поступающий от компрессора к стенду, подвергался предварительному осушению и очистке с помощью сетчатого фильтра, а для измерения его расхода использовалась стандартная измерительная диафрагма.
В опытах исследовались гидравлические характеристики образцов из СПО, имевших одинаковую форму микроканалов, каждый из которых состоял из нескольких чередующихся в слоях участков, имевших форму либо прямого круглого отверстия (а) либо криволинейных каналов прямоугольного поперечного сечения (б), ширина которых была равна диаметру указанных отверстий. Продольный. Sj и поперечный S2 шаги расположения отверстий во взаимно-перпендикулярных направлениях на поверхности образца были одинаковыми для каждого из них (Таблица 1.2):
Первичная обработка результатов опытов производилась в форме зависимости удельного расхода воздуха через образец СПО от перепада1 давления на нем Др = рвх - рвых С помощью метода наименьших квадратов указанные зависимости для каждого образца удалось представить степенными функциями вида Ар = agb с постоянными коэффициентами а и показателями степеней Ъ.
Кроме того, результаты исследований показали, что несмотря на сравнительно большой гидравлический диаметр микроканалов, коэффициент гидравлического сопротивления СПО больше, чем у пористых сетчатых материалов (ПЄМ) той же величины пористости. Этот факт в работе объясняется тем, что траектория движения теплоносителя в каждом микроканале СПО имеет большую протяженность, чем в ПСМ.
Авторы работы 14] пришли к заключению, что входные и выходные потери давления (при толщине образцов более 1 мм) невелики по сравнению с потерями во внутрипоровых каналах, поскольку для 5 и 41слойных образцов (№5 и №6 табл. 1.2) коэффициенты а и /? близки по значению.
Гидравлические характеристики СПО [14] были дополнены результатами исследования по влиянию на эти характеристики температуры теплоносителя [15]. С этой целью на опытной установке был установлен электронагреватель воздуха, основными элементами которого были пористая труба с толщиной стенки около 2 мм, изготовленная из ПСМ, и галогенная лампа накаливания мощностью до 2 кВт.
По результатам опытов было установлено, что как вязкостный а, так и инерционный /? коэффициенты гидравлического сопротивления-, экспериментальных образцов СПО в исследованном диапазоне изменения температуры воздуха остаются практически постоянными.
Кроме МВТУ исследования гидравлических характеристик СПО проводились в КАИ [68, 69]. Начальное давление воздуха в ходе проведения опытных исследований изменялось в диапазоне рвх = (1.01 - 6.30)-105 Па, а. выпуск воздуха, температура которого находилась в пределах Тв — 10 — 25С, производился при атмосферном давлении. Указанными параметрами обеспечивалось изменение удельного массового расхода воздуха в диапазоне g = 0,25-17,75 кг/см2.
Экспериментальное исследование было проведено с 11 образцами СПО, изготовленными из стали марки 12Х18Н10Т (таблица 1.3). Циркуляционные каналы внутри образцов СПО были получены электрохимической обработкой пластин и последующим их соединением с помощью диффузионно - вакуумной сварки. Образец № 0-3 представлял собой просто перфорированную пластину указанной толщины и служил в качестве базового (рис. 1,10а). Образцы № 2, 3, 4 были изготовлены по данным зарубежных патентов (рис. 1,106, в, г).
Численное моделирование теплофизических процессов в СПО
В. работе рассматривается- два. образца СПО: трехслойный 3-1 и пятислойный 2-1 (см. табл. П.1), где во втором и четвертом слоях происходит поворот потока в дугообразном канале.
Численная модель течениями теплообмена для потока газа описывается системой стационарных трехмерных уравнений Навье — Стокса, осредненных по Рейнольдсу.
Расчетная область, моделирующая систему проницаемого охлаждения, выбрана в виде периодически повторяющейся области (заштрихована на рис. 1.19). Она состоит из трех характерных областей (рис. 2.2): входная газовая область; твердотельная с отверстием сложной конфигурации; выходная газовая область. Турбулентная вязкость определялась с помощью модели турбулентности SST - Ментера [76]. Для вычисления p-h -и использовалась аналогия между переносом импульса и теплоты, в которой турбулентное число Прандтля Рг,= 0,85.
В качестве уравнения состояния принималось уравнение Клайперона, в котором давление постоянно и равняется атмосферному Ратм- Ратм = pRT, где R= 287 Дж/(кг-К). Теплофизические свойства основного потока и охладителя выбирались при давлении и температуре, которые имели место в экспериментах [29].
Граничные условия включают в себя задание на входе давления и температуры торможения {pressure — inlet) (рис. 2.2), на выходе -статического давления (pressure - outlet). Условие периодичности используется на границах расчётной области, ширина которой равна шагам отверстий 5 / и 2% (periodic), что предполагает равенство параметров на сторонах ромба ВС и ДА, а также АВ и СД (см. рис. 1.19). Моделирование теплообмена осуществлялось при задании граничного условия 1-го рода на стенках канала (постоянство температуры).
В качестве сеточного генератора использовался пакет GAMBIT 2.2.16 являющимся препроцессором для FLUENT. Сетка трехмерная гексаэдрадная. Число узлов составляло 357 тысяч, что соответствовало значению безразмерного параметра =9,7. Решение основных уравнений сохранения строилось на основе алгоритма SIMPLE, дискретизация пространственных операторов осуществлялось по методу конечных объемов (схемы дискретизации второго порядка).
Результаты расчетов показывают, что поток, поступая в составной пятислойный канал, закручивается в нем и формирует на выходе отклоненные от оси отверстий струи с зонами рециркуляции (рис. 2.3,а).
Вектора скорости при перепаде давления на СПО в 8000 Па (рис. 2.4,) показывают, что результате многократного изменения площади проходного сечения каналов при переходе от одного слоя к другому в СПО присутствуют струйные и вихревые течения в зонах отрыва. Уровень скоростей в дугообразном канале трехслойного СПО больше в 1,32 раза по сравнению с пятислойным. Это может привести к более интенсивным теплообменным процессам внутри микроканалов для трехслойного образца.
Вектора скорости при течении через трехслойный (а) и пятислойный (б) образцы СПО -МВТУ при перепаде давления 8000 Па Расчеты удельного массового расхода охладителя g были проведены для пяти вариантов, когда перепад давления соответственно равнялся:
Д/? = (3,0;8,0;12,0;16,0;24,0)-10 Па. На рис. 2.9 можно отметить некоторое завышение расчетных данных над опытными [14„15], но расхождение не превышает 8%., Это,, по-видимому, связано с использованием в математической модели условий периодичности. Эти условия справедливы для центральных областей СПО, для которых незначительны краевые эффекты, и связанное с этим увеличение вязкостной составляющей гидравлического коэффициента сопротивления на границах крепления СПО.
На рис. 2.5 сведены опытные данные (точки 1-5 [13] и область 6 [15]), а также результаты численного расчета (прямые 7 и 8) данной работы. Результаты численного моделирования внутреннего теплообмена для трехслойного и пятислойного СПО с толщиной (5=0,6 и 1,0 мм соответственно получены при задании температуры стенки, равной 500К.
Анализ расчетных и опытных данных позволяет заключить, о возрастании коэффициента теплоотдачи ay при уменьшении толщины ЄПО, что также характерно для ПСМ [52,61]. Кроме того, на рис. 2.5 указывается на удовлетворительное соответствие расчетных и опытных данных для объемного коэффициента теплоотдачи в СПО, толщина которых изменяется от 0,6 ... 1,89 мм.
Как указывалось вг первой главе диссертации, при обработке результатов исследований теплообмена в СПО- применяют объемный коэффициент внутренней теплоотдачи; ау, учитывающий суммарный подогрев охладителя при течении его через проницаемый образец.
Это связано с тем, что течение охладителя происходит на участках микроканалов; относительная длина которых намного меньше 50; что соответствует начальному участку в трубах [60 61]. Кроме того; анализ отношения F JJJ F в; уравнении (2.9) позволяет выявить влияние на интенсивность внутреннего; теплообмена в СПО пористости оболочки. Величина осу возрастает с увеличением площади котоРая равнашроизведению шагов между отверстиями в продольном и поперечном направлениях, и, следовательно, связана с: пористостью образца (увеличение SjS приводит к уменьшению пористости? Аналогичное изменение объемного теплообмена наблюдается в пористых материалах,, в которых также экспериментально получен рост ay с уменьшением-пористости [13,52].
Технология изготовления несущего стержня лопатки
Проектирование стержня (см. рис.3.2) осуществлялось с учетом его функционального назначения, во-первых, как силового несущего элемента, к ребрам которого припаиваются пластины СПО, образующие проницаемую оболочку лопатки; во- вторых, как дефлектора для распределения подачи охлаждающего воздуха при подводе его к отдельным участкам профиля лопатки.
Толщина стенки стержня 5 (см. рис. 3.3) определялась на основании прочностных расчетов лопатки. Ширина ребер Ъ была выбрана минимально необходимой для обеспечения достаточного контакта между пластиной СПО и, ребром. Форма поперечного сечения, стержня эквидистантно повторяет профильхопловой лопатки I ступени ГТЭ - 150. Таким образом, после пайки оболочки к ребрам образуется расчетный аэродинамический профиль.
Первоначальное количество ребер на стержне выбиралось с учетом прочностных характеристик СПО, так, чтобы оболочка из СПО могла воспринимать перепад давлений Ар между охладителем и газом без потери устойчивости (деформации). Математическая модель [59] для проверки прочности пластины СПО на изгиб задавалась в виде балки, шарнирно закрепленной на концах и равномерно нагруженной распределенной-нагрузкой равной Ар (см. рис.3. 3).
Окончательное количество ребер и шаг между ними В определялись, на основании гидравлических расчетов лопатки. Два ребра и стенка дефлектора образуют внутренний канал охлаждения, из которого охладитель подается через стенку СПО на поверхность лопатки.
Стержень - дефлектор 3 (рис.3.1) изготавливался методом точного литья. На этапе механической обработки фрезерованием выбирался металл в местах нахождения каналов подачи охладителя, а сверлением выполнялись ряды дозирующих отверстий, соответствующего диаметра. Полученные при этом действительные размеры каналов и отверстий в стержне приведены в таблице П.2.
Оболочка изготовлена из СПО с внутренней структурой, разработанной в МВТУ совместно с ЦНИИЧМ [16]. Она имела следующие геометрические размеры: толщина 8= 1,0 мм; толщина одного слоя Зел. = 0,2 мм; количество слоев п = 5; шаг отверстий Sjx ,% — 2.0x1,5 мм; ширина дугообразных каналов в нечетных слоях Ьд =0,65 мм; диаметр круглых отверстий в нечетных слоях сікр - 0,65 мм (рис. 3.4). Внутренняя структура СПО - МВТУ Технология создания СПО из нескольких слоев исходного материала включает 4 основных этапа [20]: изготовление их фотошаблонов; графическое изображение рисунков отдельных слоев; нанесение рисунка на слой фоторезиста; травление листов по экспонированному рисунку; диффузионное сращивание в вакуумных печах пакетов из 3 -5 листов протравленного материала. Далее выполняется холодной штамповкой гибка полученных многослойных пластин для изготовления профилированной оболочки. В качестве исходного материала была использована листовая сталь 12X18H10T, толщиной 5i = 0,2 мм. Плоские листы разрезались на заготовки-размером (200x120) мм. Затем на обезжиренную поверхность заготовки наносится светочувствительный слой жидкого фоторезиста методом окунания и последующего плавного извлечения заготовки со скоростью (0.4 ч- 0.5) м/мин, причем скорость подъема заготовки регулируется с целью получения равномерного по толщине светочувствительного слоя. После этой операции заготовки подвергаются сушке в печах, сначала в стационарной, а затем в конвейерной.
Высохшая заготовка далее проходит операцию нанесения рисунка, по которому далее осуществляется травление. Для экспонирования материала изготовляется фотошаблон, который накладывается на заготовку эмульсией к светочувствительному слою и совмещается с ней по базовым поверхностям. В- качестве источника света для экспонирования применяется коротковолновый источник ультрафиолетового излучения (от правильного-выбора времени экспонирования зависит качество выполнения рисунка и стойкость защитного слоя к воздействиям электролитов). В рассматриваемом процессе применялся позитивный фоторезист, у которого засвеченные участки разрушаются после обработки его соответствующим раствором (проявление).
После проявления фоторезиста проводится травление незащищенных участков листа. Этот процесс содержит в себе следующие технологические операции: а) травление заготовки с мест, не защищенных фоторезистами; б) удаление остатков травящего раствора и защитного слоя фоторезиста; в) промывание и сушку горячим воздухом. Для травления заготовки используется раствор хлорного железа определенной плотности, подаваемый на ее поверхность через форсунку. Удаление защитного слоя фоторезиста осуществляется химическим или механическим методом. Затем листы промывают и сушат.
Соединение слоев с протравленными отверстиями осуществлено методом диффузионной сварки в вакууме на специальных установках, имеющих индукционный нагрев и гидроприжим. Перед помещением в вакуумную камеру каждая пластина вновь промывается в ацетоне. Затем набирается пакет из 5 пластин в строго установленном порядке по базовым поверхностям: отверстия, вытравленные в слоях, сообщаясь, образуют сквозные каналы для прохода охладителя (см. рис.3.4).
После создания необходимого уровня вакуума р0 = 1.3 Па, пакет, помещенный между двумя башмаками из стали 12Х18Н10Т, с прокладками из меди нагревается до 1353 К. После этого дается нагрузка с удельной величиной руд = 10 МПа, необходимая для разрушения окисного слоя на пластинах, препятствующего диффузионному сращиванию. В этом состоянии пакет выдерживается около 1.5 часов. Для предотвращения приварки внешних пластин пакета к башмакам на них наносится покрытие из порошкового нитрида бора. После завершения процесса сварки пластина осушается в вакууме.
Изготовленная пластина из СПО нарезается далее до необходимого размера. Изготовленной пластине холодной штамповкой придается необходимая форма участка профиля турбинной лопатки.
Схема измерений стенда и методика обработки опытных данных
Основной задачей экспериментального исследования является определение зависимости эффективности проникающего охлаждения лопатки на различных режимах ее обтекание от изменений относительного расхода охлаждающего воздуха зависимости (4.1) являются: Тг - температура газа; Т0 - температура охлаждающего воздуха; Тст - локальная температура металла лопатки в местах определения эффективности охлаждения; G0 - расход воздуха; Gr — расход газа.
Температура газа измерялась двумя трехточечными зондами, расположенными вблизи соседних с экспериментальной лопаток в пяти сечениях по высоте канала. Для измерения температуры стенки были установлены термопары в среднем сечении. Все температуры сред и металла в испытаниях измерялись с помощью термопар ХА диаметром 0.2мм, регистрировались самописцами ЭПП - 09 и электронным вольтметром с выходом на цифропечать.
Расход охлаждающего воздуха измерялся индивидуально сдвоенными измерительными диафрагмами, выполненными по требованиям правил измерения расходов [11]. Расчетная формула для определения G0 имеет вид: 00=АЛ/АН-рдЯ д , (4.2) где А — постоянный коэффициент для диафрагмы (определяется, геометрией мерного устройства); АН = hj - h2 - перепад давлений на диафрагме, Па; рд — давление воздуха перед диафрагмой, Па; Тд - температура воздуха перед диафрагмой, К.
Температура перед диафрагмами измерялась ХА - термопарой, (диаметр термоэлектрода 0.5 мм), давление перед диафрагмами -образцовыми манометрами с пределом измерений (0...6)-105 Па, а перепады давлений - U - образными водяными дифманометрами.
В связи с наличием протечек воздуха в, газоподводящей трубе расход газа через межпрофильные каналы определялся расчетным путем по параметрам газа на входе и выходе из пакета: рг, pi и Тг, причем pi — значение статического давления, контролируемого при помощи отборов, расположенного на стенках внутреннего корпуса. Расчет производился по известным зависимостям [39] с использованием газодинамических функций [34].
Для определения площади канала были специально промерены минимальные проходные сечения межпрофильных каналов. Кроме указанных замеров производилось измерение давлений во внутренних полостях исследуемых лопаток с помощью образцовых манометров с пределами измерений (0...6)-105 Па и (0...2.5)-105 Па.
При определении расходных характеристик тракта охлаждения лопатки G /т использовался приведенный расход G0 = . .. Для замера полного5
Рд давления; рд в лопатку был введен приемник, полного давления ориентированный вдоль оси лопатки. В этих опытах в; лопатку, установленную наї стенде: прш отсутствии наружного обтекания подавался? охладитель. Далее измерялись следующие параметры: расход охладителя; с помощью дроссельного! устройства- (двойной диафрагмы), давление в подводящей полости р , температура охладителя; Т0, противодавление, равное атмосферному .
Выходе эксперимента проводились прямые измерения температуры,газа Тг,. охладителя Т0, косвенные измерения; глубины охлаждения стенки, т расхода охладителя. Оценка суммарной погрешности измерения температуры газа:Тг производилась в соответствии;с требованиями оценок: точности; результатов, при проведении; лабораторных теплотехнических измерений [54].
Оценкам границ; погрешности; косвенного; измерения расхода воздуха5 через проточную часть установки и в системе охлаждения! показывает, чтс среднеквадратичное; отклонение, отнесенное к результату измерения не превышает 1% для измерения с помощью расходомерных средств,5 индивидуальной тарировки (согласно ГОСТ 8. 207-76).
В приложении, в качестве примера, приведена оценка погрешностей результатов измерений для одного из опытных режимов. Отмечается, что 108 относительная погрешность измерения температуры составляет 1%, глубины охлаждения - 5% при 0=0,8 и 15% при 9 =0,3.
Экспериментальные исследования лопатки с оболочкой, изготовленной из СПО, проводились в течение 22 часов при различном сочетании величин варьируемых от режима к режиму параметров: температуры Тг и расхода Gr газа, температуры ТвХО и расхода G0 охлаждающего воздуха. Степень понижения давления газа в турбинной решетке устанавливалась, в диапазоне 1.25... 1.33 для того, чтобылолучить близкое к расчетному распределение по профилю параметров газа. Основные параметры, характеризующие режимы проведенных испытаний, представлены ВіПриложении (таблица П.З).
На режимах №1 и 2 (см. таблица П.З) глубина охлаждения в-экспериментально определялась путем так называемой обратной постановки задачи. При этом через пакет лопаток проходил "холодный" газ, то есть, поступавший из компрессора воздух, температура которого в камере сгорания стенда не повышалась. Температура подававшегося в лопатку подогретого в электронагревателе воздуха превышала температуру "газового" потока и вызывала повышение температуры экспериментальной лопатки.
На каждом из остальных режимов- испытаний устанавливалась постоянная температура газа в диапазоне 673...1123 К и при различных расходе и температуре охлаждающего воздуха измерялась температура оболочки из СПО, которая» осреднялась по площади поверхности профиля. Средняя температура оболочки из СПО использовалась при расчете на. каждом режиме глубины охлаждения лопатки.
