Содержание к диссертации
ВВЕДЕНИЕ 8
1 ОБЗОР, СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА, ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ. ОБОСНОВАНИЕ НЕОБХОДИМОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ СМЕРЧЕВОГО И ВИХРЕВОГО СПОСОБА ИНТЕНСИФИКАЦИИ КОНВЕКТИВНОГО ТЕПЛООБМЕНА. ИСТОРИЯ ВОПРОСА 19
1.1 Обзор и анализ результатов исследования теплообмена и гидравлического сопротивления в ограниченных вихревых трактах (ОВТ) 19
1.1.1 Геометрические параметры ОВТ. Обзор экспериментальных исследований теплогидравлических характеристик ОВТ 19
1.1.2 Теплообмен на базовых и боковых поверхностях вихревых трактов из компланарно скрещивающихся каналов 26
1.1.3 Гидравлическое сопротивление ограниченных вихревых трактов 30
1.2 Обзор и анализ «смерчевого» способа интенсификации теплообмена в трактах охлаждения лопаток газовых турбин 33
1.2.1 Геометрические параметры тракта с упорядоченным рельефом из сферических углублений 33
1.2.2 Физическая модель гидродинамической структуры потока, как с единичными лунками, так и системой сферических углублений 37
1.2.3 Теплообмен и гидравлическое сопротивление при обтекании поверхности с упорядоченными системами сферических углублений 41
1.2.4 Результаты опытных исследований теплогидравлических характеристик каналов с упорядоченными системами сферических углублений, полученные различными организациями 50
1.3 Постановка задачи исследований 66
2 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ СТЕНДЫ, УСТАНОВКИ, ОБЪЕКТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ. МЕТОДИКИ ПРОВЕДЕНИЯ ИССЛЕДОВАНИЙ И ОБРАБОТКИ РЕЗУЛЬТАТОВ 72
2.1 Экспериментальные стенды для исследования теплообмена и гидравлического сопротивления в элементах системы охлаждения лопаток газовых турбин 72
2.1.1 Экспериментальный стенд для исследования теплообмена 72
2.1.2 Экспериментальный стенд для исследования гидравлических сопротивлений 74
2.1.3 Экспериментальный стенд для исследования структуры потока методом визуализации 76
2.2 Объекты испытания 78
2.2.1 Экспериментальные модели для исследования теплообмена на базовых оболочках «вихревых» трактов 78
2.2.2 Экспериментальные модели ОВТ для исследования теплообмена на боковых поверхностях 79
2.2.3 Экспериментальные модели для исследования гидравлических сопротивлений трактов ОВТ 80
2.2.4 Экспериментальные модели для исследования структуры потока в ОВТ... 80
2.2.5 Экспериментальные модели для исследования теплообмена на обтекаемых поверхностях, сформированных упорядоченными рельефами из сферических углублений 82
2.2.6 Экспериментальные модели для исследования гидравлического сопротивления на поверхностях УРСУ 86
2.3 Методики проведения испытаний, исследований и обработки экспериментальных данных, оценка погрешности испытаний 89
2.3.1 Методика проведения исследований и обработки экспериментальных данных по определению теплообмена на базовых оболочках ОВТ 89
2.3.2 Методика проведения исследования и обработки экспериментальных данных теплообмена на боковых поверхностях ОВТ 92
2.3.3 Оценка погрешностей определения коэффициентов теплоотдачи, расходов воздуха, критериев Re и Nu 95
2.3.4 Методика проведения испытаний и обработки экспериментальных данных по определению гидравлических сопротивлений «вихревых» трактов 97
2.3.5 Оценка погрешностей определения коэффициентов сопротивлений и скоростей потока 100
2.3.6 Методика проведения исследования по изучению структуры потока в ОВТ 101
2.3.7 Тестовые опыты для исследования теплообмена в ОВТ 101
2.3.8 Тестовые опыты для исследования гидравлических сопротивлений в ОВТ 103
2.3.9 Особенности методики проведения и обработки экспериментальных данных по исследованию теплообмена и гидравлического сопротивления в каналах с УРСУ 105
2.3.10 Тестовые опыты для исследования теплообмена на обтекаемых поверхностях, формируемых УРСУ 111
2.3.11 Тестовые опыты для исследования гидравлического сопротивления на обтекаемых поверхностях, формируемых УРСУ 112
3 ТЕПЛООБМЕН И ГИДРАВЛИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ В ВИХРЕВЫХ ТРАКТАХ ОХЛАЖДЕНИЯ ИЗ КОМПЛАНАРНО СКРЕЩИВАЮЩИХСЯ КАНАЛОВ 114
3.1 Модель течения теплоносителя в ОВТ 114
3.2 Теплообмен на базовых оболочках ОВТ 116
3.2.1 Влияние геометрических параметров ОВТ на теплообмен 116
3.2.2 Роль взаимодействия потоков в каналах смежных базовых оболочек 125
3.2.3 Закономерности теплообмена на базовых оболочках ОВТ 126
3.3 Теплообмен на поверхности боковых границ ОВТ 131
3.3.1 Влияние геометрических параметров ОВТ на осреднённый теплообмен .133
3.3.2 Закономерности осреднённого теплообмена на поверхности боковых границ ОВТ 137
3.3.3 Локальный теплообмен на поверхности боковых границ ОВТ 142
3.4 Гидравлическое сопротивление ограниченных «вихревых» трактов 142
3.4.1 Принятая структура и составляющие потерь давления в трактах ОВТ 142
3.4.2 Коэффициенты и законы гидравлического трения в каналах "начального» и «основного» участка вихревых трактов ОВТ 148
3.4.3 Коэффициенты т местного гидравлического сопротивления потока у боковых границ ОВТ 150
3.5 Исследование механизма интенсификации теплообмена и трения в каналах ограниченных по бокам вихревых трактов 153
3.5.1 Исследование структуры потока 153
3.5.2 Закономерности теплообмена и гидравлического трения в закрученных потоках 158
3.5.3 Причины интенсификации теплообмена и трения в каналах ограниченных "вихревых" трактов 162
3.6 Энергетическая эффективность интенсификации теплообмена в ограниченных вихревых трактах 164
3.6.1 Интенсификация теплообмена в каналах базовых оболочек «вихревых» трактов 164
3.6.2 Энергетическая эффективность «вихревого» способа интенсификации теплообмена 168
Выводы 177
4 ТЕПЛООБМЕН И ГИДРАВЛИЧЕСКОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ В ПЛОСКИХ ЩЕЛЕВЫХ КАНАЛАХ НА ПОВЕРХНОСТЯХ С РЕЛЬЕФАМИ ИЗ СФЕРИЧЕСКИХ УГЛУБЛЕНИЙ 183
4.1 Подтверждение факта интенсификации теплообмена на поверхностях с УРСУ 183
4.2 Влияние режима течения (Re) на теплообмен в плоских щелевых трактах с УРСУ , 188
4.3 Влияние геометрических показателей рельефа из сферических углублений на уровень интенсификации теплообмена 191
4.3.1 Влияние плотности f размещения лунок 191
4.3.2 Влияние относительной глубины A=A/D лунок 193
4.3.3 Влияние относительной высоты h =h/D канала над лунками 194
4.3.4 Влияние схемы размещения (шахматное или коридорное) лунок в регулярных рельефах УРСУ 195
4.4 Взаимное влияние противоположных трактовых поверхностей щелевого канала 196
4.5 Закон теплообмена на поверхности регулярных рельефов из сферических углублений в плоском щелевом канале 202
4.6 Эффекты интенсификации теплообмена на поверхности регулярных рельефов из сферических углублений 203
4.7 Исследование факта увеличения трения на поверхности с УРСУ 204
4.8 Трение и гидравлическое сопротивление при размещении УРСУ только на части периметра проточных каналов 207
4.9 Зависимость гидравлического сопротивления на поверхности рельефов из сферических углублений от режима течения (Red) 210
4.10 Влияние геометрических показателей рельефа из сферических углублений на уровень интенсификации гидравлического сопротивления 214
4.10.1 Влияние плотности f размещения лунок 215
4.10.2 Влияние относительной высоты h=h/D канала над лунками 216
4.10.3 Влияние относительной глубины A=A/D лунок 217
4.10.4 Влияние схемы размещения (СР) лунок и рельефов на поверхности тракта 221
4.11 Закон гидравлического сопротивления на поверхности УРСУ в плоском
щелевом канале 222
4.11.1 Рельефы с относительной глубиной сферических углублений Д<0,3 222
4Л1.2 Рельефы с относительной глубной сферических углублений А=0,5... 224
4.11.3 Рельефы с относительной глубиной сферических углублений А=1 225
4.11.4 Эффекты интенсификации трения на поверхности регулярных рельефов из сферических углублений 225
4.12 Энергетическая эффективность интенсификации теплообмена при помощи УРСУ применительно к каналам охлаждения лопаток газовых турбин 227
4.13 Сравнение эффективности интенсификации теплоотдачи при помощи рельефов из сферических углублений с эффективностью других способов интенсификации теплоотдачи 235
Выводы 246
5 ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ КОНСТРУИРОВАНИЯ ОХЛАЖДАЕМЫХ ЛОПАТОК ВГТ С ИНТЕНСИФИКАЦИЕЙ ТЕПЛООТДАЧИ В КАНАЛАХ ТРАКТОВ ОХЛАЖДЕНИЯ 249
5.1 Особенности созданию охлаждаемых лопаток ВГТ с интенсификацией теплоотдачи в каналах охлаждения с помощью ограниченных вихревых трактов 249
5.2 Особенности охлаждаемых лопаток ВГТ с интенсификацией теплоотдачи в каналах охлаждения с помощью УРСУ 256
5.3 Относительная глубина охлаждения лопаток газовых турбин при интенсификации конвективного теплообмена в каналах тракта охлаждения.. 261
5.4 Экспериментальное оборудование 264
5.4.1 Стенды и измерительная аппаратура 264
5.4.1 Объекты исследования 268
5.5 Эффективность применения различных способов интенсификации теплообмена в каналах трактов охлаждения лопаточных аппаратов ВГТ 272
5.5.1 Лопатки с вихревым охлаждением 272
5.5.2 Лопатки со смерчевым охлаждением 286
5.6 Эффективность различных способов интенсификации охлаждения в увеличении долговечности рабочих лопаток газовых турбин 289
6. ТЕПЛОЗАЩИТНЫЕ ПОКРЫТИЯ И НАДЕЖНОСТЬ РАБОЧИХ ЛОПАТОК ТУРБИНЫ 296
6.1 Общие сведения о ТЗП 296
6.1.1 Типы теплозащитных покрытий и методы их нанесения 296
6.1.2. Физико-механические свойства ТЗП 302
6.2 Механизм разрушения ТЗП в условиях работы ГТУ 308
6.3 Разработка методики оценки, теплового состояния оребренной стенки охлаждаемой лопатки с ТЗП 313
6.4 Оценка ресурса лопаточного аппарата ВГТ с ТЗП при длительных статических и циклических нагрузках 318
6.5 Оценка работоспособности лопаточного аппарата ВГТ с ТЗП в условиях интенсивного коррозионно-эрозионного воздействия высокоскоростного газового потока 323
6.5.1 Окисление металлического жаростойкого связующего подслоя 323
6.5.2 Термомеханическое разрушение теплозащитного покрытия 327
6.5.3 Напряженное состояние керамического покрытия 328
6.5.4 Оценка ресурса керамического слоя ТЗП 335
6.6 Оценка эквивалентности испытаний и эксплуатации по критерию исчерпания ресурса слоя ТЗП 339
ЗАКЛЮЧЕНИЕ 345
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 354
Введение к работе
Непрерывное стремление к увеличению экономичности и энергоемкости газотурбинных двигателей авиационного и судового назначения и газотурбинных установок для привода энерготехнологических агрегатов магистральных трубопроводов и электростанций (ГТУ) обеспечивается повышением параметров цикла (температуры газа перед турбиной Тг, степени сжатия воздуха в компрессоре %к ), а также снижением удельной массы. При этом сохраняются, а зачастую становятся еще более жесткими, требования к надежности их работы.
В виду высокой термомеханической и вибрационной напряженности лопатки турбин имеют малые, по сравнению с другими деталями двигателя, ресурсы и в значительной мере ограничивают межремонтный ресурс двигателя. Тенденция такова, что повышение Тг всегда опережает развитие конструкционных сплавов по допустимым температурам, увеличивает, и так уже значительный, дефицит жаропрочности лопаток и дисков турбин и диктует необходимость их принудительного охлаждения воздухом отбираемым из компрессора. Отборы воздуха на охлаждение сокращают полезную работу турбины, принося в жертву надежности и ресурса часть того выигрыша в топливной экономичности и энергоемкости ГТУ, ради которого осуществлялось форсирование цикла.
Затраты воздуха AGf на охлаждение турбины для достижения назначенного ресурса в определяющей степени зависят от теплофизической эффективности используемых способов охлаждения, т.е. фактической для каждого способа и детали связи относительной глубины охлаждения 9=(Т W)/(T Г-Т f) с необходимым, для ее достижения, относительным расходом охлждающего воздуха g=AGf /Gr.
Конструкторские, технологические и эксплуатационные ограничения на реализацию в каналах охлаждения литых лопаток турбины подавляющего большинства известных эффективных приемов интенсификации теплообмена и растущий, с форсированием цикла, дефицит жаропрочности сплавов заставили возникший дефицит охлаждения компенсировать дополнительными ущербными, с точки зрения экономичности, мерами:
- простым увеличением затрат воздуха g из компрессора на охлаждение турбины;
- предварительным снижением температуры охлаждающего воздуха;
- применением заградительных воздушных завес для снижения плотности тепловых потоков от газа в лопатки.
Термодинамические расчеты охлаждаемой газовой турбины и ГТУ в целом, результаты экспериментальных исследований газодинамической эффективности лопаточных решеток с заградительными завесами и статистические данные натурных испытаний реальных ГТУ показали, что каждое совместное повьппение Тг на 100 ° и 7UK 4,5...5,0 единиц заставляют отбирать из компрессора на охлаждение турбины 3...3,5 % воздуха, которые уменьшают эффективность турбины rjT на 0,8...1,0 %, ухудшают удельный расход топлива на 0,9...1,0 % и делают паразитными 30...35 ° из каждых 100 ° повышения температуры газа Тг. Установлено, что при сохранении существующей тенденции в росте потерь, связанных с охлаждением турбины, дальнейшее форсирование параметров цикла ГТУ становится нецелесообразным.
Одним из основных путей решения проблемы является совершенствование способов конвективного охлаждения лопаток турбины - увеличение их относительной глубины охлаждения 0 без увеличения относительного расхода охлаждающего воздуха g. Приемы увеличения 0 относительно ее исходного состояния 0о (лопатка с гладкими каналами охлаждения без интенсификаторов теплообмена) диктуются параметром интенсификации % из аналитической модели конвективного охлаждения лопатки а _ _ _ _ _ / _\0,5 St e=.q-F-St = 4.F.\fiP -Р) -Wt в котором все параметры (расход g, перепад АР и уровень давления охлаждающего воздуха Р; гидравлический диаметр и площадь f проходного сечения каналов охлаждения, площадь теплопередающей поверхности F и теплопередающая эффективность г ее оребрения; коэффициенты турбулентного переноса тепла St и сум марного гидравлического сопротивления Квх+вых+2Тм)+ //с1 в каналах охлаждения лопатки) отнесены к своим исходным значениям в гладкоканальном варианте лопатки (индекс «О»).
Несмотря на большое количество факторов, определяющих уровень интенсификации Fe, возможности конструктора для реализации конвективного охлаждения в литых лопатках весьма ограничены.
Запрещено увеличивать Р и АР, ибо это увеличивает работу на прокачку охлаждающего воздуха через каналы лопаток и утечки в системе охлаждения и противоречит стремлению сократить затраты на организацию охлаждения турбины.
Возможности увеличения поверхности теплосъема F и уменьшения размеров d и f каналов охлаждения уже практически исчерпаны. Они ограничиваются:
- прочностью керамических стержней, формирующих эти каналы в литых лопатках;
- требованием к стабильности охлаждения лопаток в эксплуатации, исключая засорение в течение назначенного ресурса.
В полной мере разрешено лишь увеличивать перенос тепла St гидродинамической интенсификацией теплообмена в каналах лопаток пассивными и активными способами. Гидродинамическая интенсификация теплообмена в соответствии с известной аналогией Рейнольдса и, например, исследованиями [115] сопровождается опережающим ростом трения по закону Ч\= Ч Ч , где 4 1. Однако это обстоятельство не является препятствием для форсирования конвективного теплообмена лопаток турбины. По результатам выполненных исследований современных лопаток с различными схемами размещения охлаждающих каналов (радиально-петлевыми и поперечно-дефлекторными) установлено, что они содержат в себе значительные резервы - только на преодоление сил трения, т.е. на конвективное охлаждение расходуется всего от 10 до 25 % располагаемого перепада давления ДР. Численными исследованиями и испытаниями реальных лопаток показано, что для заданных параметров охлаждающего воздуха Tf и AP/Pf гидродинамическая интенсификация теплообмена в зависимости от реализуемого увеличения st St/Sto способна в 1,4...2 раза со кратить затраты воздуха. При этом в зависимости от сопутствующего роста гидравлического трения Ч\=Ш о относительная глубина конвективного охлаждения лопатки 0 может быть увеличена в 1,5 раза.
На рисунке 1 представлен один из примеров такого исследования для рабочей лопатки с продольным двухходовым расположением каналов в передней и центральной части профиля и с выпуском охлаждающего воздуха в газовый тракт через выходную кромку. Показано, что интенсификация теплообмена в каналах лопатки вдвое (4 =2) позволяет уменьшить g затраты на 40...50 % без изменения глубины охлаждения и температуры оболочки лопатки.
К настоящему времени опубликовано большое количество работ [8], в которых исследованы и предлагаются несколько десятков способов интенсификации теплообмена в каналах. В зависимости от физического механизма и способа его реализации (см. таблицу) они позволяют интенсифицировать теплообмен как от заметных величин 4 =2,0, например, [50] даже без опережающего роста гидравлического трения X (ЧУ IVcl), так и до очень значительных 8=25, например, [7], но с многократно опережающим ростом сопротивления (ЧУЧ 6).
Однако, несмотря на обилие предлагаемых эффективных способов интенсификации теплообмена, разработчикам охлаждаемых лопаток газовых турбин широко удалось освоить всего три:
- струйный обдув внутренней поверхности лопатки через отверстия во вставном дефлекторе, например, [35, 36,50, 54, 95,113];
- упорядоченные решетки цилиндрических турбулизаторов поперек потока в щелевых каналах выходной кромки и части профиля лопатки, например, [6, 85, 114];
- повторяющиеся сегментные полуребра поперек или под углом к потоку на стенках каналов рабочих лопаток, например, [27,48, 101, 115].
Ограниченное применение имеют еще два способа: «вихревой» и «смерчевой» [2, 50, 25, 28], которые и стали предметом дополнительного изучения в настоящей работе, как наиболее перспективные с точки зрения решения интегральной задачи — обеспечения долговечности лопатки, когда:
1. В условиях жестких конструкторских ограничений массы ротора, лопаточной нагрузки на диск и, как следствие, массы рабочей лопатки m и технологических ограничений на возможность уменьшить толщину стенок в ее периферийных сечениях, размещение интенсификаторов теплообмена в каналах охлаждения заставляют в целях сохранения величины m уменьшать несущие площади поперечных сечений оболочек лопатки по ее высоте в зависимости от массы тт и несущей способности срт самих нтенсификаторов (0 фт 1). Это обстоятельство увеличивает примерно в [І І-ф -пі/т ]-1 раза нагрузки на оболочки лопатки и уровень напряжения в них от действия центробежных сил. В результате выигрыш т в исходной оценке долговечности То лопатки, который ожидался от снижения ее температуры Tw на величину ATw=(Tr f )•( 4V 1)-0о, где 4 =0/0(), за счет эффекта интенсификации теплообмена в каналах конвективного охлаждения, сокращается или даже полностью ликвидируется, поскольку часть эффекта ATW вынужденно расходуется на компенсацию ущербного влияния интенсификаторов на напряженность пера лопаток.
Размещение интенсификаторов теплообмена на оболочках лопатки не должно создавать таких концентраторов напряжений и неоднородности температуры, ко торые способны снизить циклическую долговечность и спровоцировать появление термоусталостных трещин. «Вихревой» способ интенсификации теплообмена реализуется в трактах из скрещивающихся под углом 2р компланарных каналов, образованных параллельными ребрами на противолежащих базовых оболочках щелевого канала, сопрягающихся по вершинам этих ребер без взаимного внедрения друг в друга. Тракты ограничиваются в поперечном направлении боковыми поверхностями. Рисунок 1.1 главы 1 дает полное представление о «вихревых» трактах. Применительно к лопаткам газовых турбин скрещивающиеся компланарные каналы формируются наклонными ребрами на внутренних поверхностях корытной и спинной оболочек лопатки, а одна из боковых поверхностей «вихревого» тракта формирует внутреннюю вогнутую поверхность входной кромки лопатки. Ребра, помимо увеличения теплоотводящей поверхности, при небольшом угле наклона к продольной оси обладают несущей способностью в поле центробежных сил, что принципиально важно для рабочей лопатки турбины.
«Смерчевой» способ интенсификации теплообмена реализуется в трактах, теп-лоотдающая поверхность которых формована упорядоченной решеткой сферических углубления (УРСУ). Рисунки 1.6... 1.8 главы 1 дают полное представление о таких поверхностях и трактах охлаждения. Смерчевой способ легко реализуется в щелевых каналах цельнолитых лопаток, причем, в виду относительно малой глубины лунки по отношению к толщине оболочки лопатки, не нагружая несущего сечения пера.
Цель настоящей работы - разработка принципов конструирования, комплексное исследование и создание конструкций цельнолитых охлаждаемых лопаток турбин с «вихревым» и «смерчевым» охлаждением, высокая эффективность каждого из которых позволяет сократить затраты на организацию ресурсного охлаждения, ограничить роль воздушных завес, а интенсификаторы охлаждения которых обладают несущей способностью или не нагружают несущие сечения пера лопатки.
Для достижения указанной цели в работе были поставлены и решены следующие задачи:
- сделан ретроспективный обзор имеющихся публикаций по рассматриваемым способам интенсификации теплоотдачи в каналах трактов охлаждения лопаток высокотемпературных газовых турбин (ВГТ);
- применительно к охлаждению лопаток газовых турбин разработаны надежные критерии для оценок теплогидравлической эффективности рассматриваемых способов интенсификации теплоотдачи и по этим критериям проведено сравнение их между собой и с другими, широко используемыми в каналах трактов охлаждения лопаточных аппаратов ВГТ, способами интенсификации теплоотдачи;
- выполнен анализ полученных результатов и на основании итогов этого анализа намечены дальнейшие направления исследований;
- спроектировано, изготовлено и запущено в работу экспериментальное оборудование для дополнительного исследования теплогидравлических характеристик каналов тракта охлаждения лопаток ВГТ с рассматриваемыми способами интенсификации («вихревым» и «смерчевым»);
- спланированы опытные исследования, определены основные варьируемые в опытах параметры и диапазоны их изменения, проведена оценка погрешностей как непосредственно результатов опытных исследований, так и аппроксимации опытных данных эмпирическими критериальными соотношениями;
- разработаны, спроектированы и изготовлены опытные, а затем и серийные, образцы эффективно охлаждаемых лопаток с исследованными способами интенсификации теплоотдачи;
- разработаны обобщенные критерии для оценки эффективности теплоотдачи в каналах трактов охлаждения лопаточных аппаратов ВГТ, и на базе этих критериев сделано численное и экспериментальное сравнение эффективности применения различных способов интенсификации теплоотдачи в охлаждаемых лопатках.
Необходимо отметить, что исследования осредненных и локальных величин плотности тепловых потоков q, коэффициентов теплоотдачи а и гидравлического сопротивления А,, критериев теплоотдачи Nu и St, показателей теплофизической эффективности и энергетической целесообразности Р для каждого способа интен сификации выполнялись с единых методологических позиций и способов измерения. Достоверность и надежность результатов измерений подтверждались квалификационными испытаниями гладких круглых, прямоугольных и щелевых каналов тех же типоразмеров, что и исследуемых с интенсификацией. Квалификационные испытания предворяли каждую серию опытов и подтверждали, что выбранные способы измерений, потерь давления и коэффициентов гидравлического трения, осредненных и локальных величин плотности тепловых потоков и коэффициентов теплоотдачи обеспечивают высокую точность и сходимость измерений трения и теплообмена с известными из литературы [61, 71, 91, 107] надежными данными для гладких каналов различной конфигурации. Результаты квалификационных испытаний гладких каналов той же конфигурации являлись базой для определений исследуемых эффектов интенсификации теплообмена и трения в них по показателям FSt=St/Sto и Ч,х=Укои =ЧУ81.
Широкое использование теплозащитных покрытий (ТЗП) для защиты сопловых и рабочих лопаток турбин является перспективным направлением повышения ресурса ГТУ.
Развитие методов расчета, исследований физико-механических характеристик и подтверждения эффективности, работоспособности и ресурса ТЗП позволит существенно повысить ресурс, параметры работы и сократить сроки доводки газотурбинных двигателей. В данной работе изложены конструкция, технология нанесения, механизм разрушения и методы расчетной и экспериментальной оценки работоспособности ТЗП, а так же:
- разработаны инженерные методики для оценок эффективности охлаждения лопаток с ТЗП и установлены количественные критерии для определения изменения долговечности охлаждаемых рабочих лопаток ВГТ с ТЗП, в которой учтено изменение несущей способности ТЗП в зависимости от его теплофизических характеристик;
- проведены специальные исследования для определения толщины оксидных пленок, образующихся в результате окисления связующего металлического подслоя
в условиях интенсивного многорежимного коррозионно-эрозионного воздействия высокоскоростного горячего газового потока;
- разработаны расчетные методики для определения термических деформаций, возникающих в результате разности температур ТЗП и поверхности стенки охлаждаемой лопатки, для определения термических напряжений отрыва ТЗП от поверхности лопатки, вызываемых градиентом температур по толщине ТЗП и кривизной элемента ТЗП в направлении касательной к контуру профиля лопатки;
- разработана методика оценок долговечности комбинированного ТЗП, как по критерию окисления жаростойкого металлического подслоя ТЗП, так и по критерию циклической долговечности его керамического слоя, и с использованием этой методики и методов эквивалентного приведения всех видов эксплуатационных циклов к единому (эталонному) установлены коэффициенты запаса по циклической долговечности и по разрушающим деформациям ТЗП при работе ГТУ на всех эксплуатационных режимах.
На основе анализа результатов экспериментальных исследований теплообмена и трения в щелевых каналах созданы, испытаны и внедрены в серийное производство сопловые и рабочие лопатки многорежимных газовых турбин различных типоразмеров с «вихревым» и «смерчевым» способами конвективного охлаждения оболочек профилей, выходных кромок и замковых частей лопаток, которые в совокупности с теплозащитным керамическим покрытием (ТЗП):
- обеспечили в авиационных, судовых и стационарных ГТУ последнего поколения (Тг 1650 К) увеличение ресурса лопаток в 3...9 раз при сокращении затрат охлаждающего воздуха на 25 % и улучшение топливной экономичности ГТУ на 1,5...3,5 %;
- обусловили работоспособность лопаток газовых турбин при форсировании температуры газа в цикле до 1800 К.
Работа выполнялась автором при создании ГТД семейства НК в ОКБ СНТК им. Н.Д. Кузнецова, где автор проработал более 25 лет в качестве инженера-конструктора, ведущего инженера группы охлаждаемых лопаток и начальником бри гады роторов отдела турбин, и при создании стационарных газовых турбин ГТ-009, ГТ-006, ГТ-030 Компании «Энергомаш (ЮК)» в качестве главного конструктора отдела газовых турбин и затем генерального конструктора Инженерного центра по созданию газотурбинных станций.
Автор выражает искреннюю благодарность Г.П. Нагоге, В.Н. Чуйкину, И.С. Копьшову, Б.И. Мамаеву, Д.Г. Федорченко, Ю.А. Ножницкому, В.М. Ширманову, В.А. Рассохину, В.Г. Полищуку за совместную деятельность и поддержку в выполнении настоящей работы.
