Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Задачи совершенствования уплотнительных устройств проточной части тепловых турбин 7
1.1. Способы снижения потерь от протечек рабочего тела через уплотнения в проточной части газовых турбин 8
1.2. Процессы теплообмена в уплотнениях проточной части газотурбинных двигателей 13
1.3. Цели и задачи исследований 26
Глава 2. Методика и средства исследований физических явлений в сотовых уплотнениях 34
2.1. Экспериментальные стенды и объекты исследований 35
2.2. Экспериментальная модель и методика исследований расходных характеристик сотовых уплотнений 38
2.3. Опытные модели и методика исследований влияния вдува охлаждающего воздуха в сотовое надбандажное уплотнение на структуру потока утечки, охлаждение бандажа и
эффективность работы турбинной ступени 40
2.4. Методика обработки и оценка погрешности результатов исследований 43
Глава 3. Экспериментальные исследования физических процессов в сотовых уплотнениях 55
3.1. Исследования расходных характеристик сотовых уплотнений 56
3.2. Особенности охлаждения бандажной полки рабочей лопатки при вдуве охлаждающего воздуха через сотовую структуру надбандажного уплотнения 62
3.2.1. Аэродинамическая структура течения теплоносителей в надбандажном сотовом уплотнении 62
3.2.2. Исследование эффективности охлаждения бандажной полки 72
3.2.3. Влияние вдува охлаждающего воздуха на структуру теплового поля в осевом зазоре 79
Глава 4. Влияние вдува охлаждающего воздуха в сотовое надбандажное уплотнение рабочего колеса на эффективность работы осевой турбинной ступени 94
4.1. Исследования воздействия вдува охлаждающего воздуха на к.п.д. турбинной ступени 95
4.2. Анализ влияния радиального зазора в надбандажном сотовом уплотнении и режима работы ступени на ее к.п.д 100
Заключение 111
Список литературы
- Процессы теплообмена в уплотнениях проточной части газотурбинных двигателей
- Экспериментальная модель и методика исследований расходных характеристик сотовых уплотнений
- Особенности охлаждения бандажной полки рабочей лопатки при вдуве охлаждающего воздуха через сотовую структуру надбандажного уплотнения
- Анализ влияния радиального зазора в надбандажном сотовом уплотнении и режима работы ступени на ее к.п.д
Введение к работе
Уплотнения в проточной части турбомашин используются для снижения потерь от утечек рабочего тела через зазоры между ротором и статором. Эффективность и надежность работы уплотнений определяется конструктивными и геометрическими характеристиками, а также тепловым состоянием отдельных их элементов, например, уплотнительных гребней, бандажных полок. Задевания элементов ротора за статор, выгорание тонкостенных элементов конструкции, коробление корпусных деталей — проблемы, возникающие в процессе эксплуатации газотурбинных установок (ГТУ). Наличие этих проблем может способствовать существенному снижению экономичности и надежности работы двигателя.
Уплотнения с ячеистой (сотовой) стенкой положительно зарекомендовали себя в качестве уплотнений радиальных зазоров проточной части осевых турбомашин. Применение сотовых уплотнений представляется перспективным для уменьшения потерь от утечек рабочего тела, повышения надежности работы агрегата при возможном задевании вращающихся частей ротора за элементы статора. Сотовая структура позволяет организовать охлаждение элементов уплотнения за счет вдува через нее охлаждающего воздуха.
Сотовые уплотнения, являясь разновидностью лабиринтных, имеют ряд специфических свойств, что обуславливает возможность расширения области их применения в конструкциях турбомашин. Работа посвящена экспериментальным исследованиям возможностей комплексного решения задач уменьшения потери от утечки рабочего тела через надбандажное сотовое уплотнение рабочего колеса и снижения температуры бандажа за счет вдува охлаждающего воздуха через уплотнительную сотовую вставку. Исследования проведены для надбандажного сотового уплотнения рабочего колеса осевой турбинной ступени в связи с актуальностью указанных выше задач для этого типа уплотнений.
Процессы теплообмена в уплотнениях проточной части газотурбинных двигателей
Среди наиболее эффективных методов повышения к.п.д. современной ГТУ является увеличение начальной температуры газа. Препятствием этому является сложность выбора конструкционных материалов, способных надежно и продолжительно работать при предельных начальных температурах газа.
Одним из путей, позволяющим в определенной степени преодолеть это затруднение, является использование различных способов принудительного охлаждения наиболее теплонапряженных элементов проточной части турбин. Таковыми являются обечайки, направляющие и рабочие лопатки (особенно их тонкие кромки и бандажные полки рабочих лопаток), обоймы, элементы уплотнений [3,13,15,16,90-92,94,97 и др.]. Большая часть этих элементов расположена на периферии проточной части.
Наиболее эффективным является совместное конвективно-пленочное охлаждение, однако возрастание потерь, свойственных для данного типа охлаждения и связанных с увеличенным расходом хладагента, ограничивает область его применения.
Распространенным и эффективным способом охлаждения периферийных элементов проточной части турбоустановок, как показали исследования большого числа схем охлаждения, является способ воздушного завесного охлаждения.
Для принятия эффективных мер по обеспечению допустимых тепловых нагрузок элементов проточной части высокотемпературных ГТД требуется глубокое изучение физического процесса теплообмена газа и этих элементов. Исследования этого направления ведутся длительное время многими отечественными и зарубежными исследователями, предлагаются различные пути решения проблемы.
В работе [25] представлены результаты исследований теплообмена в лабиринтных уплотнениях, проведенных авторами на статических моделях ступенчатого уплотнения. Траверсирование потока в прямоточном уплотнении по 14 казывает, что в камерах между гребнями вследствие возвратного вихревого течения распределение температуры вне пограничного слоя достаточно равномерное. Иначе говоря, по длине уплотнения изменение температуры является кусочно-постоянным.
В работе указывается на отсутствие влияния геометрической характеристики Slh на число Нуссельта для условия развитого турбулентного течения. Выявлено, что основное влияние на коэффициент теплоотдачи оказывает кри г, о терий Re , как и для пластины в неограниченном потоке. Значительно меньшее влияние оказывает шаг между гребнями, при этом его увеличение снижает коэффициент теплоотдачи. Это можно объяснить большим гашением скорости потока в более длинной камере, т.е. снижением турбулизации потока.
Отмечается, что для ступенчатого уплотнения, в отличие от прямоточного, наблюдается возрастание числа Нуссельта по мере увеличения относительного зазора. При этом, показатель степени при числе Рейнольдса для турбулентного режима течения обладает более низкой величиной. В работе этот факт объясняется влиянием вихрей, обтекающих в ступенчатом уплотнении кормовую и лобовую поверхности выступов, а также часть поверхности между выступами.
Отмечено, что при значениях характеристики S/h 0,17 число Нуссельта оказывается автомодельным по отношению к этому параметру.
Результатами исследований теплообмена в лабиринтных уплотнениях, проведенных исследователями [40] установлено, что средняя величина теплоотдачи для осевых поверхностей каждой ячейки уплотнения в подавляющем большинстве случаев постоянна. Это утверждение справедливо для различных конструкций лабиринтовых уплотнений.
Данные работы дают возможность проанализировать теплообмен в классических лабиринтных уплотнениях. В них устанавливается связь между теплоотдачей и геометрическими характеристиками уплотнения, однако отсутствуют конкретные предложения по решению проблем соблюдения допустимого теплового режима и уменьшению возникающих термических напряжений. Актуальность приведенных выше работ становится понятной из [60], где наглядно показываются величины возможных тепловых деформаций корпусов турбин, дан вариант расчета таких деформаций.
Многие работы, например [2,17,21,22,24,48,53,54,80,83], посвящены изучению влияния на теплообмен интенсификации поверхности луночным рельефом. Работы представляют интерес в связи с наличием некоторого подобия аэродинамических процессов течения потока вблизи интенсифицированной поверхности и сотовой структуры, применяемой в конструкциях уплотнений ряда авиационных и наземных ГТД.
Экспериментальная модель и методика исследований расходных характеристик сотовых уплотнений
Сложность натурного эксперимента определила необходимость моделирования рассматриваемых процессов с соблюдением требований современной теории термодинамического и газодинамического подобия [32,41,44].
Зачастую, необходимость использования в эксперименте моделей увеличенного масштаба приводит к снижению влияния пограничного слоя на картину протекающего физического явления. Учет данного положения необходим для корректного анализа экспериментальных данных. Следует положить в основу анализа, что происходящие в натуре и в модели процессы относятся к одному классу — струйному течению с отрывными и пульсационными явлениями.
Использование в ряде экспериментов плоской модели обусловлено невозможностью моделирования диаметра вала. Однако, аэродинамические свойства струй, движущихся через кольцевую щель с отношением диаметра вала к величине зазора D/6 70 с достаточной точностью совпадают со свойствами плоских настильных струй. Отметим, что при использовании плоской модели не соблюдается тождественность краевых условий, поскольку в натуре одна из поверхностей уплотнения (поверхность ротора) движется. Однако, при окружных скоростях, характерных для исследуемых ступеней, влиянием вращения ротора на процессы в уплотнении допустимо пренебречь, на что указывается в [88].
Полное соблюдение теории подобия требует тождественности критериев Re, М, Eu, Pr, Sr, а также показателя адиабаты к. Практически, в процессе экспериментальных исследований выполнялось равенство критерия Ей при работе уплотнения в области автомодельности по Re (Re Re = 8700).
Для исследования расходных характеристик и взаимного влияния сотовых ячеек на процесс течения газового потока была сконструирована увеличенная модель пакета сотовых ячеек, изображенная на рис.2-3.
Исследования проводились при двух вариантах конструктивного исполнения уплотнения: с тремя уплотнительными гребнями на противолежащей сотам поверхности или с гладкой стенкой. Конструкция сотового пакета пре 39 дусматривала возможность одновременного изменения глубины сотовых ячеек путем выполнения дна каждой из сотовых ячеек в виде поршней, штоки которых закреплены на общей пластине. Перемещение поршней производилось с определенным шагом при помощи координатного устройства с фиксатором, благодаря чему достигалась высокая точность и стабильность установки значений величины относительной глубины ячеек. Специальная конструкция поршней позволяла предотвратить утечку воздуха по контуру контакта поршня со стенкой ячейки. Кроме того, для исключения возможных протечек между поршнем и стенками ячейки перемещение поршней при проведении эксперимента осуществлялось только в одном направлении — сверху вниз.
Конструкция пакета сотовых ячеек позволяла изменять величину зазора 5 в уплотнении за счет перемещения пакета по вертикальным направляющим (см. рис.2-3), фиксировавшим положение пакета и закрепленным в верхней крышке экспериментальной проточной части. Величина зазора в уплотнении устанавливалась при помощи калиброванных пластин и варьировалась от 0 до 20 мм.
Пакет сотовых ячеек изготовлен из жести с толщиной листа 0,2 мм и состоял из 12 ячеек диаметром йя = 40 мм, расположенных в три перпендикулярных потоку ряда. Относительная глубина ячеек изменялась в пределах haI dH = 0...2. При выдвижении поршней в крайнее нижнее положение сотовая стенка уплотнения представляла собой практически гладкую поверхность.
Во избежание утечек по контуру сотового пакета, после выставления необходимой величины зазора 5 осуществлялись мероприятия по уплотнению щелей между сотовым пакетом и верхней крышкой проточной части рабочего участка.
Для изучения влияния вихревых структур, образующихся в ячейках сотовой структуры уплотнения, на противолежащую стенку, имитирующую ротор, в ней устанавливались восемь дренажных отборов статического давления (см. рис.2-3) с выводом их сигналов на манометрический щит. Аналогичный отбор давления устанавливался в центральной области поршня одной из центральных ячеек (выделена на рисунке). Он предназначался для изучения зависимости давления внутри ячейки от изменения ее относительной глубины.
Конструкция экспериментального надбандажного сотового уплотнения для исследования особенностей организации охлаждения при подаче хладагента через ячеистую структуру показана на рис.2-4.
В качестве обоих теплоносителей использовался воздух, что позволило поставить эксперимент зеркально, то есть горячим теплоносителем являлся охлаждающий воздух. Основной теплоноситель подавался в осевом направлении, охлаждающий — через сотовую структуру уплотнения перпендикулярно к направлению движения основного потока.
Особенности охлаждения бандажной полки рабочей лопатки при вдуве охлаждающего воздуха через сотовую структуру надбандажного уплотнения
Снижение величин зазоров в уплотнении, наличие сотовой стенки и вдув охлаждающего воздуха существенно влияют на аэродинамическую структуру потока в канале уплотнения. Различные комбинации указанных факторов значительно отличаются по степени и характеру своего воздействия на процессы в уплотнении [65,66]. Поэтому исследование влияния означенных факторов на физические процессы в надбандажном сотовом уплотнении представляется актуальной задачей.
Аэродинамическая структура потока в канале экспериментального надбандажного сотового уплотнения осевой турбинной ступени при различных соотношениях расходов теплоносителей и разных геометрических характеристиках уплотнения, изображенная на рис.3-6 — 3-9, представлена в виде годографов векторов скорости в траверсированных сечениях. В каждой траверсированной точке изображены два вектора скорости — для случаев без вдува и при вдуве охлаждающего воздуха. Для удобства описания рассматриваемого процесса сечения траверсирования пронумерованы. Сечениям, расположенным над бандажной полкой до второго уплотнительного гребня по ходу основного рабочего тела, заданы номера от 1 до 5. Сечение, расположенное под бандажной полкой, обозначено номером 6. Сечениям, расположенным за вторым ушютнительным гребнем по ходу основного потока присвоены номера 7 и 8. Кроме того, выделены некоторые области в канале уплотнения, аэродинамическая структура потока в которых имеет специфические особенности. Для выявления связи между аэродинамическим и тепловым взаимодействиями потоков теплоносителей в уплотнении, на рисунках нанесены значения глубины охлаждения 0 наиболее теплонапряже иного участка — переднего свеса бандажной полки (на рисунках выделен затемнением). На рис.3-6 представлена картина распределения векторов скоростей потока при равных величинах.зазоров 5/ = 5,?= 1 и 3 мм и при различных величинах коэффициента вдува т. Рассматривается случай вдува охлаждающего воздуха через первую секцию уплотнения.
Выявлено влияние вдуваемого охлаждающего воздуха на расположение векторов скоростей в канале уплотнения, особенно существенное в ряде сечений. Это влияние выражается как в изменении направлений, так и величин векторов скоростей потока при вдуве хладагента по сравнению с вариантом без вдува.
При т = 0,04 для случая 5/ = Ь2 = 1 мм в районе сечений 1 и 2 расходная (осевая) составляющая скорости утечки (совпадающая с направлением течения потока рабочего тела) существенно уменьшается, течение приобретает вихревой характер. Часть энергии потока утечки затрачивается на вих-реобразование, что снижает общую энергию потока. Об этом свидетельствует уменьшение величин скоростей потока при наличии вдува. В камере между гребнями при вдуве охлаждающего воздуха в канал уплотнения наблюдается изменение структуры течения. Вихревая структура внутри камеры меняет направление вращения на противоположное, скорости вращения уменьшаются. Особенно значительно уменьшается скорость потока в области / (см. рис.3-6) на выходе из зазора над первым гребнем в камеру. Такая картина и характер течения потоков, выходящих из уплотнения и из-под бандажа при отсутствии и при наличии вдува (сечение 7), обнаруживают уменьшение эффекта переноса. В сечении 7 заполнение эпюры скорости утечки при наличии вдува существенно уменьшается, интенсифицируется вихревое движение. Это подтверждает мнение, что такой способ вдува охлаждающего воздуха уменьшает величину утечки через уплотнение. Соответственно, большее количество основного рабочего тела попадает в лопаточную решетку под бандажной полкой, что может повысить к.п.д. осевой турбинной ступени. С ростом значения коэффициента вдува дош = 0,06 и более, наблюдается усиление различий в структуре течения в уплотнении при отсутствии и при наличии вдува. В районе сечения 2 при вдуве скорости течения потока близки к нулю. Это является косвенным подтверждением уменьшения утечки основного рабочего тела. Следует отметить существенный (более чем на 15%) рост глубины охлаждения переднего свеса полки. Из этого следует» что такая схема вдува охлаждающего воздуха влияет на структуру теплового поля в канале уплотнения.
В камере между гребнями при вдуве охлаждающего воздуха наблюдается ряд изменений аэродинамической структуры потока. Все особенности проявляются более отчетливо. В области // при вдуве наблюдается перестройка структуры течения потока. Это связано с разрежением в области за вторым гребнем. Причиной разрежения является уменьшение величины протечки через уплотнение при вдуве охлаждающего воздуха. В эту область происходит отклонение потока, выходящего из-под бандажа. В сечении 8 при осуществлении вдува наблюдается интенсификация возвратного вихревого течения. Это доказывает, что рассматриваемая схема организации вдува охлаждающего воздуха эффективно сокращает утечку основного теплоносителя через сотовое надбандажное уплотнение.
Анализ влияния радиального зазора в надбандажном сотовом уплотнении и режима работы ступени на ее к.п.д
Согласно результатам проведенных экспериментальных исследований характер и степень влияния вдува охлаждающего воздуха в надбандажное сотовое уплотнение на аэродинамику потока утечки в канале уплотнения и к.п.д. ступени зависит от следующих факторов: - места осуществления вдува охлаждающего теплоносителя; - величин радиальных зазоров в надбандажиом уплотнении; - режима вдува (параметра т) и режима работы турбинной ступени.
Результаты экспериментальных исследований влияния места организации вдува охлаждающего воздуха на интенсивность охлаждения бандажа рабочих лопаток и аэродинамику потока в канале надбандажного сотового уплотнения представлены в главе 3. Согласно этим результатам и данным других исследователей [13,15,16] значительную глубину охлаждения бандажной полки при допустимом расходе воздуха продемонстрировала схема организации вдува сверху, через отверстия в статоре, или, как в нашем случае, через ячеистую структуру уплотнитель ной сотовой вставки.
Наиболее эффективной схемой вдува охлаждающего воздуха, как по глубине охлаждениия бандажа, так и по снижению утечки рабочего тела, является схема вдува пред уплотнительными гребнями (через секцию №1). При этой схеме вдуваемый поток заполняет сужение канала уплотнения, образованное торцом гребня и сотовой стенкой статора. Дополнительное аэродинамическое сопротивление от наличия уплотнительных гребней далее по потоку препятствует быстрому сносу пелены охлаждающего воздуха и снижает утечку. При этом также снижается размываемость охлаждающей пелены, уменьшается скорость перемешивания вдуваемого воздуха и основного рабочего тела. Это приводит к росту глубины охлаждения бандажной полки и благоприятствует возникновению режима «запирания уплотнения».
Изменением величин радиальных зазоров осуществлялось регулирование величины глубины охлаждения бандажа. При этом происходило принципиальное изменение структуры распределения величины 0 по длине бандажной полки.
При вдуве охлаждающего воздуха перед уплотнительными гребнями режим работы уплотнения определялся главным образом величиной радиального зазора над первым гребнем и относительным расходом охлаждающего воздуха. Радиальный зазор над вторым гребнем создает дополнительное сопротивление для расхода утечки, но величину утечки основного рабочего тела определяют 8/ и т. В зависимости от величины радиального зазора б.? может происходить изменение режима и аэродинамической структуры течения в канале надбандажного сотового уплотнения.
Анализ результатов проведенных нами экспериментальных исследований вдува охлаждающего воздуха в надбандажное сотовое уплотнение рабочего колеса осевой турбинной ступени позволяют сделать следующие выводы: - уменьшение величины радиального зазора в надбандажном сотовом уплотнении рабочего колеса способствует росту к.п.д. турбинной ступени и увеличению глубины охлаждения бандажных полок рабочих лопаток; - увеличение относительного расхода охлаждающего воздуха способствует более интенсивному охлаждению бандажа, но характер влияния вдува на к.п.д. ступени неоднозначен и зависит от режимных условий ее работы и от геометрических характеристик уплотнения.
На рис.4-5 представлены графики зависимости относительного внутреннего к.п.д. турбинной ступени от коэффициента вдува охлаждающего воздуха при различных величинах радиальных зазоров в сотовом надбандаж-ном уплотнении рабочего колеса и значениях и/Со.
При ;[ г = 0,4 мм вдув охлаждающего воздуха приводит к росту к.п.д. ступени, особенно при и/Со = 0,5. Только при и/Со = 0,4 и значениях коэффициента вдува т 0,014 вдув приводит к некоторому снижению к.п.д. ступени, достигающему примерно 0,8%. С ростом относительного расхода охлаждающего воздуха к.п.д. увеличивается и при т = 0,018 для режимов и/Со 0,4 и г//Со = 0,6 значения относительного внутреннего к.п.д. практически сравниваются.
При величине радиального зазора в сотовом надбандажном уплотнении 0,4 мм утечка рабочего тела сравнительно невелика. Поэтому даже при достаточно малых значениях коэффициента вдува охлаждающий воздух эффективно вытесняет основное рабочее тело из канала уплотнения. Как отмечается в [13], при относительном расходе охлаждающего воздуха, достаточном для полного «запирания» уплотнения, часть вдуваемого потока попадает под бандаж в решетку рабочих лопаток. Это до некоторой степени компенсирует потери, связанные со вдувом.
При увеличении радиального зазора до 0,9 мм влияние вдува охлаждающего воздуха в надбандажное сотовое уплотнение рабочего колеса на к.п.д. ступени становится менее однозначным. При т 0,012 вдув снижает к.п.д. Это снижение в представленном случае достигает 1,8...2,2%. По-видимому, причина снижения к.п.д. заключается в размывании и сносе потока вдуваемого воздуха потоком утечки рабочего тела, в результате чего не происходит образования стабильной пелены вдуваемого воздуха в зазоре над первым уплотнителдьным гребнем.
