Газодинамическое и тепловое взаимодействие струй с поверхностью при воздействии сносящего потока

Солнцев, Михаил Вячеславович

Газодинамическое и тепловое взаимодействие струй с поверхностью при воздействии сносящего потока тема автореферата и диссертации по физике, 01.04.14 ВАК РФ

Солнцев, Михаил Вячеславович АВТОР

кандидата технических наук УЧЕНАЯ СТЕПЕНЬ

Москва МЕСТО ЗАЩИТЫ

2005 ГОД ЗАЩИТЫ

01.04.14 КОД ВАК РФ

Диссертация по физике на тему «Газодинамическое и тепловое взаимодействие струй с поверхностью при воздействии сносящего потока»

Автореферат диссертации на тему "Газодинамическое и тепловое взаимодействие струй с поверхностью при воздействии сносящего потока"

УДК 536.244

На правах рукописи

СОЛНЦЕВ МИХАИЛ ВЯЧЕСЛАВОВИЧ

ГАЗОДИНАМИЧЕСКОЕ И ТЕПЛОВОЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ СТРУЙ С ПОВЕРХНОСТЬЮ ПРИ ВОЗДЕЙСТВИИ СНОСЯЩЕГО ПОТОКА

Специальность 01.04.14 «Теплофизика и теоретическая теплотехника»

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва 2005 год

Работа выполнена в Московском авиационном институте (государственном техническом университете) на кафедре «Авиационная и ракетно-космическая теплотехника»

Научный руководитель Заслуженный деятель науки и техники РФ,

доктор технических наук, профессор ГАЛИЦЕЙСКИЙ Б.М.

Официальные оппоненты доктор технических наук, профессор

ШЕВЧЕНКО И.В. кандидат технических наук, профессор ГОЛУБЕВ В.А.

Ведущая организация ТМКБ «СОЮЗ» г. Москва

Защита диссертации состоится «_» _ 2005 года в «_» час.

на заседании диссертационного Совета Д212.125.08 в Московском авиационном институте (государственном техническом университете) по адресу: 125993 г. Москва, А-80, ГСП-3, Волоколамское шоссе, д. 4, МАИ, Ученый совет, тел. 158-4391.

Отзыв на автореферат в одном экземпляре, заверенный печатью, просьба отсылать по адресу: 125993 г. Москва, А-80, ГСП-3, Волоколамское шоссе, д. 4, МАИ, Ученый совет

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского авиационного института

Автореферат разослан « 20 » мая 2005 года

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук,

доцент Никипорец Э.Н.

длюь -¿г

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность.

Интенсивность отвода или подвода тепла к поверхности является фактором во многом определяющим эффективность и надежность машин и аппаратов современной техники. Одно из первых мест среди наиболее эффективных способов увеличения интенсивности теплообмена при обтекании тел занимает струйный обдув поверхности. Относительно небольшая затрата энергии на его осуществление, простота и гибкость управления этим процессом, возможность достижения высокой интенсификации теплоотдачи на отдельных участках поверхности - все это обеспечивает преимущества струйного на-текания перед другими способами интенсификации теплообмена. Обдув поверхности струями и их системами используется в энергетическом и авиационно-космическом машиностроении, металлургии, химической технологии, системах кондиционирования и многих других областях техники.

В авиационно-космическом и энергетическом машиностроении струйный обдув широко применяется в системах воздушного охлаждения элементов ГТУ и ВРД, в первую очередь лопаток турбин. В осуществленных конструкциях струйный обдув часто используется в сочетании с другими способами охлаждения (например, продольное обтекание), обеспечивая возможность оптимизации температурного поля деталей. Это позволяет, например, снизить температуру лопатки более чем на 450 град по сравнению температурой омывающего ее газа. Развитие газотурбинных двигателей всех типов и назначений характеризуется в первую очередь повышением температуры рабочего тела. В сочетании с ростом степени повышения давления в компрессоре, увеличение температуры газа на входе в турбину является основным направлением их совершенствования, повышением их экономичности. По сравнению с известными способами охлаждения лопаток газовых турбин -открытая схема воздушного охлаждения элементов газовой турбины имеет ряд существенных преимуществ. Главное из них -сравнительная простота и эксплуатационная надежность. Это и сделало ее наиболее распространенной и пока единственно осуществленной схемой охлаждения газовых турбин.

соизмерима с заградительным, а чаще даже превосход

[_е заградительного

охлаждения увеличивает интенсивность охлаждения в конвективно охлаждаемых лопатках, особенно на участках, подверженных более сильному тепловому воздействию или наиболее трудно охлаждаемых изнутри. Этим и объясняется его относительно широкое распространение. Эффективность же конвективно-заградительного охлаждения определяется эффективностью его слагаемых (т.е. внутренним конвективным и внешним заградительным), равномерностью охлаждения отдельных участков и количеством затраченного на охлаждение воздуха.

Поэтому в лопатках конвективно-заградительного охлаждения не только не снижаются требования к эффективности внутреннего конвективного охлаждения, но и продолжается дальнейшее его активное совершенствование. Лопатки с внутренним дефлектором имеют одну из наибольших интенсивностей охлаждения и обладают существенными преимуществами в части тепловых, газодинамических, прочностных и массовых характеристик, а также технологических особенностей.

Эти преимущества, в частности, заключаются в том, что удается:

- максимально сблизить коэффициенты теплоотдачи со стороны воздуха и газа и обеспечить равномерную температуру лопатки

- осуществлять дифференцированное охлаждение участков

- в процессе доводки увеличивать местную глубину охлаждения

- увеличивать общую глубину охлаждения

- увеличивать поверхность теплообмена на внутренней стороне и вводить турбулизаторы (ребра, перемычки)

- использовать дефлектор в качестве демпфера, препятствующего резонансным колебаниям.

Первые три особенности реализуются при организации струйного натекания на внутреннюю поверхность лопатки (из отверстий дефлектора) в условиях воздействия сносящего потока (основного потока) охлаждающего воздуха в поперечных каналах охлаждения.

Все выше сказанное и предопределяет актуальность цели и задач настоящего исследования.

Цель и задачи исследования Целью настоящей работы являлось исследование тепловой защиты поверхности с помощью струйного охлаждения при воздействии сносящего потока и разработка инженерной методики расчета локальных тепловых потоков.

В задачи исследования входило:

1. Установление закономерностей изменения газодинамических характеристик потока, таких как координата критической точки, градиент скорости в области критической точки, скорость на внешней границе пограничного слоя в зависимости от определяющих параметров.

2. Получение данных необходимых для определения локальных значений температуры потока на внешней границе образующегося пограничного слоя по всей поверхности растекания струи.

3. Определение закономерности изменения локальных коэффициентов теплоотдачи, для чего необходимо осуществить измерения локальных тепловых потоков.

4. Разработка и создание экспериментального стенда и экспериментальных моделей с разрешающей способностью достаточной для определения локальных граничных условий теплообмена

.Научная новизна

На основе изучения физического механизма взаимодействия струй с поверхностью при воздействии сносящего потока создана методика расчета параметров течения на внешней границе пограничного слоя. Это позволило, на основании полученных экспериментальных данных, создать систему критериальных уравнений для расчета локальных граничных условий теплообмена справедливую в широком диапазоне изменения газодинамических, теплофизических и конструктивных параметров струйной системы. В ходе решения этой общей проблемы были получены следующие результаты:

1, Выявлено наличие максимума в зависимости, характеризующей изменение градиента скорости в области критической точки от параметра вдува, для различных высот канала. Рассматривая распространение струи в сносящем потоке и ее последующее взаимодействие с поверхностью, предложена модель течения позволяющая объяснить как возникновение максимума, так и его смещение в область больших значений параметра вдува при увеличении высоты канала.

2. Обнаружено, что максимум значения температуры адиабатной (теплоизолированной) поверхности находится ниже по потоку по сравнению с положением критической точки, причем ниже тем значительнее, чем меньше высота канала и параметр вдува. Это также позволяет объяснить предложенная модель течения

Вскрыто, что дальнобойность пристенной струи (координата Х05) на линии растекания струи по поверхности, проходящей через критическую точку в направлении сносящего потока, в данных условиях практически не зависит от параметра спутности, а изменение безразмерных параметров по длине пристенной струи в зависимости от безразмерной координаты X о 5 автомодельно при изменении параметра вдува и высоты канала

Экспериментальные данные по определению коэффициента теплоотдачи в критической точке и на линии растекания струи по поверхности (см. выше), удовлетворительно обобщаются известными критериальными соотношениями

№1И =0.763Яе5;5Рг°4 и

Ыих = 0.0296 • Яе® 8 • Рг® 43

"ад

0,4

соответственно.

5. Получены зависимости для определения локальных значений температуры теплоизолированной поверхности и коэффициента теплоотдачи по всей поверхности растекания струи.

6. Предложен метод учета взаимного влияния двух друг за другом расположенных струй посредством введения понятия эффективного параметра вдува. Под

XV зф понимается такой параметр вдува, при котором первая или вторая струя

отклонится на то же расстояние, что и одиночная.

Достоверность результатов исследования

определяется надежностью методик проведения экспериментального исследования и подтверждена адекватностью экспериментальных и теоретических положений исследований содержащихся в работе.

Практическая значимость Предложены методы и расчетные зависимости для определения значения координаты критической точки, градиента скорости в области критической точки, скорости потока на внешней границе пограничного слоя, температуры теплоизолированной поверхности и коэффициента теплоотдачи при тепловой защите поверхности при помощи струйной системы справедливые в широком диапазоне изменения геометрических и режимных параметров.

Кроме того, на основании результатов исследования указан путь создания эффективных систем струйного охлаждения, т.е. выявлена возможность достижения приемлемой температуры охлаждаемой поверхности возможно меньшим количеством охлаждающего воздуха. Другая очень важная задача, которую бывает необходимо решить при охлаждении поверхностей при помощи струй - достижение равномерного температурного поля охлаждаемой поверхности. Это позволяет решить проблему, порожденную большими нестационарными термическими напряжениями из-за неравномерного поля температуры элементов горячей части тракта современного воздушно-реактивного двигателя или, так называемую, малоцикловую усталость. Что представляется возможным, располагая полученными в настоящей работе зависимостями для расчета локальных граничных условий теплообмена.

Личное участие автора Представленные в диссертационной работе результаты получены при непосредственном участии автора в качестве ответственного исполнителя работ по данной тематике, включая проектирование и создание экспериментального стенда и экспериментальных моделей, постановку задачи и разработку методик исследования и физических моделей, обработку, анализ и обобщение экспериментальных данных. Написание и подготовку к печати научных статей и докладов.

Публикации и апробация работы Материалы работы докладывались на 1 Всесоюзной и 4 международных научных конференциях, комиссии РАН по газовым турбинам, изложены в 6 научных статьях. Список трудов приведен в конце автореферата. Структура и объем работы Диссертация состоит из введения, трех глав, заключения, в котором содержатся общие выводы по работе и библиографии, включающей 107 наименований. Объем диссертации 155 страниц машинописного текста, 113 рисунков, 5 таблиц Основное содержание работы Во введении обосновывается актуальность исследуемой проблемы. Сформулированы цели и задачи диссертационной работы. Перечислены основные новые научные результаты, полученные в настоящей работе, их практическая значимость. Содержатся сведения об апробации работы.

В первой главе приводится анализ современных исследований газодинамического и теплового взаимодействия струй с поверхностью.

В настоящее время фундаментально исследованы процессы газодинамики и теплообмена при натекании затопленных струй на расположенную нормально к их оси плоскую поверхность. Исследования процессов при натекании на поверхность струй в сложных условиях, например, при воздействии ограниченного сносящего потока, содержат крайне ограниченное исследование процессов газодинамического взаимодействия и посвящены в основном изучению среднего теплообмена. Недостаточно исследованным представляется натекание струи на стенку под углом. В опубликованных работах практически tie содержится данных о закономерностях изменения температуры теплоизолированной поверхности, без чего не представляется возможным удовлетворительный анализ и обобщение данных по коэффициентам теплоотдачи. При взаимодействии начального участка затопленной струи с поверхностью в довольно большом диапазоне изменения углов на-текания, давление в критической точке соответствует полному давлению на срезе сопла. Механизм этого явления с трудом поддается физической интерпретации и как следствие не удается достичь удовлетворительного обобщения распределения давления и изменения градиента скорости в критической точке при изменении угла взаимодействия.

При взаимодействии струи с поверхностью в условиях ограниченного сносящего потока задача резко осложняется. В этом случае происходит деформация струи как по направлению траектории, так и в поперечном направлении. Взаимодействие струи с поверхностью осуществляется под переменным углом, изменяющимся в зависимости от соотношения скоростных напоров струйного и сносящего потоков и высоты канала. Однако эти проблемы исследованы явно недостаточно. Практически отсутствуют данные по изменению градиента скорости в области критической точки. Имеются крайне скудные данные по изменению температуры теплоизолированной поверхности. У разных авторов выбирается разнообразная разница температур, к которой относится тепловой поток при определении даже средних по охлаждаемой поверхности коэффициентов теплоотдачи. Поэтому крайне затруднительно достоверно прогнозировать поле температур охлаждаемой поверхности в особенности лопаток газовых турбин, имея в виду значительную величину снимаемого струйной системой теплового потока Таким образом, решение о проведении настоящего исследования представляется оправданным.

Вторая глава посвящена определению цели и постановке задач исследования. Разработке методики исследования и описанию экспериментальной модели и экспериментального стенда. Цель и задачи исследования приведены в начале настоящего автореферата.

Для исследования локальных коэффициентов теплоотдачи при взаимодействии струи с поверхностью в условиях воздействия сносящего потока и удовлетворительного их обобщения помимо параметров сносящего потока и струйного потока на срезе сопла необходимо располагать подробными характеристиками течения в непосредственной близости от поверхности теплообмена. Такими определяемыми непосредственно из эксперимента величинами являются:

- координата точки взаимодействия струи с поверхностью (критической точки);

- скорость на внешней границе пограничного слоя в области градиентного течения в окрестности критической точки;

- температура струи на внешней границе пограничного слоя в области критической точки;

- температура на внешней границе пограничного слоя во всей области взаимодействия струи с поверхностью;

- локальные коэффициенты теплоотдачи от поверхности теплообмена к струйной системе.

Результаты проведенных экспериментальных исследований показали, что закономерности взаимодействия с поверхностью перпендикулярно натекающих струй и струй натекающих под некоторым углом с достаточной точностью определяются природой невязкого течения Изучение процесса взаимодействия струи с поверхностью при наличии сносящего потока позволило заключить, что закономерности газодинамического взаимодействия в области разворота струи у поверхности практически соответствуют закономерностям взаимодействия затопленной струи с препятствием. Влияние сносящего потока проявляется в изменении параметров свободной струи, взаимодействующей со сносящим потоком на удалении от стенки и критической точки.

Поэтому представляется целесообразным использование допущения о невязком характере течения и в настоящем исследовании. Таким образом, скорость на внешней границе пограничного слоя в градиентной области течения в области критической точки можно определить как

к Р*

к-1р„

Р|

к-1 к

, где

р, - статическое давление на стенке, измеренное в точках расположенных в

направлении струйного течения вдоль преграды; р ,р - давление и плотность в критической точке о.

ЮШХ *М1

Координата критической точки, определяется по максимуму статического давления на стенке.

С целью получения универсальных критериальных соотношений для расчета коэффициента теплоотдачи необходимо знать температуру охлаждающей среды на внешней границе пограничного слоя. Эту температуру можно определить экспериментально, смоделировав условия течения при адиабатной поверхности, задавая разные температуры струйного и сносящего потоков. Эксперимент по определению температуры теплоизолированной поверхности проводится при значениях =280К,Т^ =430..,490К.

Возникающие при этом погрешности будут обусловлены:

- теплорастоками по теплоотдающей поверхности;

расположением термопары на поверхности теплообмена противоположной натеканию струи;

- утечками тепла в окружающую среду из-за несовершенства тепловой изоляции.

Погрешность, обусловленную расгоками тепла по поверхности, можно исключить на основании измерения поля температуры теплоизолированной поверхности и количественного учета перетоков тепла по поверхности, что позволит ввести поправку на измеренное

значение Т„, .

ад

Оценка влияния утечек тепла в окружающую среду на температуру теплоизолированной поверхности показала, что она не превышает 2,5°, это является приемлемым при проведении настоящих исследований

Коэффициент теплоотдачи определялся стационарным электрокалориметрическим методом на основании закона Ньютона

а = ■

Т -Т

1 \у 1V/

ад

Согласно закону Джоуля-Ленца тепловой поток, выделяемый элементом теплоотдающей поверхности, определяется из соотношения

Охлаждение поверхности при помощи струйных систем вызывает значительные градиенты ее температуры. Поэтому при обработке экспериментальных данных учитывалось влияния существенно неравномерного температурного поля на величину силы тока, на величину удельного электрического сопротивления материала элемента поверхности теплообмена и величину перетоков тепла по поверхности.

Учет утечек тепла в окружающую среду производился при помощи зависимости Чу, = ^ДТц,), для получения которой был поставлен специальный опыт.

Схема экспериментального участка приводится на Рисунке 1. Экспериментальная модель состоит из двух концентрически расположенных труб. При исследовании газодинамического воздействия струйного потока на поверхность использована толстостенная труба из нержавеющей стали (5=5 мм), а для исследования тепловых характеристик тонкостенная (5=0,3 мм). Внутренний диаметр обеих наружных труб составляет 64 мм. Воздух, для образования сносящего потока, подводится в зазор между внутренней и наружной трубами через улиточный вход и систему отверстий, равномерно расположенных по окружности. Между улиткой и экспериментальной моделью установлена проставка и хонейкомб для обеспечения стабилизации и выравнивания потока воздуха. Для образования струйной системы использовалась внутренняя труба, которая выполнена сменной.

Относительная высота канала Ь составляла 1,67...3,67. Струйная система моделировалась при помощи профилированных по Витошинскому сопел диаметром 6 мм, вставляемых в специально выполненные отверстия внутренней трубы.

Экспериментальная установка оснащена двумя воздушными магистралями для создания сносящего потока и струйной системы, работающими независимо друг от друга, схема которых приведена на. Рисунке 2. Магистрали снабжаются сжатым воздухом от баллонной станции. Давление воздуха в магистрали от баллонной станции к стенду составляет 150... 170 кг/см2 Для понижения давления в магистралях установлены редуктора давления Т622, позволяющие понизить давление до 20 кг/см2. Пропускная способность редуктора на рабочем перепаде давления (при давлении на выходе 60 кг/см2) более 2 кг/сек.

Командное давление задается редуктором Т600. В качестве основных источников энергоснабжения служат однофазные сухие трансформаторы ОСУ- 40 и ОСУ- 80. В цепь нагрузки трансформатора ОСУ- 40 включен экспериментальный участок.

Регулирование подаваемой мощности осуществлялось плавно от нуля до максимума при помощи автотрансформатора РОТ- 25, включенного в первичную обмотку трансформатора ОСУ- 40. В цепь нагрузки трансформатора ОСУ- 80 включен входящий в состав воздушных магистралей стенда электрический подогреватель змеевикового типа для нагрева струйного потока воздуха. Регулирование мощности осуществлялось магнитными усилителями УСО- 80, включенными в первичную обмотку трансформатора ОСУ- 80. Изменение суммарного сопротивления магнитного усилителя производилось при помощи выпрямителей ВСК- 111, регулирующих ток в обмотках управления магнитного усилителя.

Сложность исследуемых газодинамических и теплофизических процессов обуславливает целесообразность изучения на первом этапе наиболее простого случая взаимодействия струи с поверхностью в условиях воздействия сносящего потока, к которому относится истечение из сопла струи с равномерным профилем скорости и температуры и низ

Рисунок 2 Схема экспериментальной установки

кой степенью турбулентности на его срезе, а также реализацию сносящего потока с равномерным профилем скорости и температуры. Это в свою очередь влечет за собой необходимость тщательной доводки экспериментальных участков.

Для получения равномерного профиля скорости на срезе, на входе в сопло были установлены сферическая и двойная плоская сетки, закрепленные тонкостенным кольцом, припаянным к наружной поверхности сопла.

Мероприятием, обеспечившим равномерный профиль температуры на срезе сопла, послужила теплоизоляция. В её качестве использована листовая тонкостенная цилиндрическая вставка (8=0,05 мм) со сферическими выштамповками, установленная во внутренней трубе, для создания воздушного зазора между ней и стенкой трубы Для уменьшения времени фиксации большого количества экспериментальных данных создана автоматизированная система сбора экспериментальной информации.

В третьей главе излагаются результаты проведенного исследования. Представляет интерес сравнение отклонения струи сносящим потоком X = , измеряемое по

А*>

смещению максимума давления на стенке, полученное в настоящем исследовании, с отклонением оси струи в безграничном сносящем потоке. Под X; - подразумевается расстояние от точки на теплоотдающей поверхности, в которую проецируется ось сопла до критической точки, т.е. отклонение критической точки сносящим потоком. № выполненного на Рисунке 3 сравнения следует, что влияние стенки приводит к уменьшению отклонения струи сносящим потоком. Причем отклонение уменьшается тем больше, чем меньше высота канала Ь . Отмеченную особенность можно объяснить эжектированием струей газа находящегося между ней и стенкой. Как следствие этого возникает разница давлений, под действием которой струя прижимается к стенке. На основании проведенных исследований получена зависимость, характеризующая отклонение координаты критической точки при взаимодействии струи с поверхностью в условиях воздействия сносящего потока, в зависимости от параметра вдува и высоты канала. Результаты обобщения экспериментальных данных представлены на Рисунке 3. и зависимостью (1).

По изложенной выше методике на основании экспериментально измеренных распределений р(х) были рассчитаны зависимости и(х) и определен градиент давления в области критической точки р. Обобщающая зависимость |30 () для различных высот канала

приведена на Рисунке 4. Наличие максимума в приводимых зависимостях (50 () связано со сжатием струи в направлении сносящего потока, при увеличении его интенсивности и приобретением поперечным сечением струи формы эллипса, кроме того, при сохранении постоянной скорости в потенциальном ядре струи, происходит интенсивное торможение ее периферийных струек, приводящее к более резкому характеру изменения скорости в поперечном сечении струи по сравнению со случаем истечения затопленной струи. Если принять во внимание значительное уменьшение длины начального участка струи при уменьшении параметра вдува, то с помощью предлагаемой модели течения становится возможным также объяснить смещение максимума зависимости р0 (Ф) в область больших параметров вдува при увеличении высоты канала И.

(1)

-II 1,67 -/ / 2,33 -I / 3,47 РМ^ 1,67 ЛЬ 1,67 ТАО 1,67 гч/г.33 ЛЬ 2,33 ТАО 2,33 И* 3,67 ТАО 3,67

0,01

юоо

Рисунок 3

Аналитически зависимость, обобщающая экспериментальные данные, выглядит следующим образом

Ро =^-б732»Ь3+67471 Ь2-2140бЬ+1975^^ +^-24867?+13362 Ь-14059^=У ^-0.0547Ь2 +0.02972Ь-24212^ ^+^0.0006Ь2 -0.0076Ь+1.0912|

Д, =^76559* -736®? +2264^-2042^=1 -^-25464? +2573 ? -804В Ь+710^= ^20492? -20273? +5936+Ь-44^4Д¿1+^-0.432I? +4^26^-^698

(2)

(3)

Если = -0.6803 Ь2 +11.633-Ь-11.599, то Р0 определяем по формуле (2), иначе

по формуле (3).

Для исследования закономерностей изменения температуры теплоизолированной поверхности необходимо проводить эксперимент при различных температурах струйного и сносящего потоков. Эксперимент проводился при значениях Tf =280К, Т^ =423...490К.

Из рассмотрения данных Рисунка 3 следует, что положение критической точки лежит выше по потоку, чем максимум зависимости (х). Причем тем выше, чем меньше

высота канала и параметр вдува.

Ро

А 11=1,67

О Ь—2,33

• 11=3,67

0,5

0,1

0,2

0,3

0,4

\У

Рисунок 4,

Попробуем объяснить это с использованием предлагаемой в данной работе модели течения в области растекания струи у поверхности при воздействии сносящего потока. Изменение температуры в поперечном сечении струйного пограничного слоя начального участка затопленной струи, в отличие от изменения скорости, носит линейный характер. Вследствие этого изменение температуры в поперечном сечении струйного пограничного слоя начального участка происходит резче по сравнению с изменением скорости. Поэтому смещение положения разделяющей линии тока, приходящей в критическую точку, к

границе струи больше скажется на изменении температуры в критической точке

ад

по сравнению с изменением давления. Кроме того, смещение разделяющей линии тока относительно оси струи приведет к тому, что находящийся на оси струи максимум температуры после разворота струи, по направлению сносящего потока, будет отстоять от стенки на некоторое расстояние. Поэтому вниз по потоку от критической точки будут происходить одновременно два процесса: -первый - это деформация профиля температуры в поперечном сечении формирующейся пристенной струи, вследствие чего максимум температуры приближается к внешней границе нарастающего на стенке пограничного слоя, -второй - перемешивание пристенной струи со спутным (сносящим) потоком. Результаты настоящего исследования указывают на то, что в сечениях недалеко отстоящих от критической точки вниз по потоку обуславливающие деформацию поперечного профиля процессы протекают быстрее, что приводит к росту температуры на внешней границе пристенного пограничного слоя. Результаты исследования смещения координаты максимума температуры теплоизолированной стенки

Хт„Цв1и в зависимости от изменения параметра вдува и высоты канала, могут быть

представлены зависимостью (4)

— I — \ -(о 0243 Ь-1 2336 )

ХТу, =(16.163Ь-11.203]*УГ ' (4)

311 шах

Зависимости безразмерной температуры теплоизолированной поверхности в критической точке (нижние линии) и в точке с Т№ (верхние линии)

ад

Ч>

ад 1 "ад Q _ *Р_Q _ мах

"адкр j* _j» ' w ад щах у* _j* J0 ' J0 f

соответственно, приводятся на Рисунке 5. Результаты обобщения экспериментальных

данных характеризующих изменение величин 0W и 9W в зависимости от па-

ад ад

кр max

раметра вдува и высоты канала могут быть представлены в виде

9W =aW ' +1, где а=-1.7584h+0.2248 (5)

ад

Ч>

0W =aW_1 +1, где а=-2.3166 h+1.809 (6)

ад

max

Анализ закономерностей изменения безразмерной температуры вниз по потоку от точки с Tw и вверх по потоку от критической точки с Tw проводился с использованием приближенной теории распространения струи в спутном и встречном потоках Г.Н.Абрамовича. Рассмотрение экспериментальных данных, приведенных на Рисунках

6, 7. показывает, что зависимость 0, ^Хо 5, ) носит автомодельный характер как по параметру вдува, так и по высоте канала. Зависимости 0,(xos) вниз по потоку от критической точки и вверх против потока от точки с Tw представлены формулами (7) и

0, =-0,0491 Хо5i + 0,338Xosi -0,6245XoSi -0,1747X05i + 1,0065 (7)

0f =-0,0308Хо5i + 0,3157Xosi - 1,2445Xosi +2,3108Xo5, - 1,8361 Xos, -

- 0,0192 Xo s, + 1 (8)

0,9 0.8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 о

Ч;

*Х

ч Л

а'1

А 'V-

я N N

■ 1

1 ■

♦ (1=1,67

■ (1=2,33

■ (1=2,33 ▲ (1=3,67

0,1

0,2

0,3

0,4 _

1/\У

Рисунок 5.

0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 02 0.1

Я<$

» Ж 1

^ -А

я у

Ь=1,67 №63 №33 №15 | №3,1 11=2,33 №221 №35 №10 №5,5 Ь=3,67 №400 №55 №22 №10

0.5

1.5

2.5

Хо5,

е,

Рисунок 6.

0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 о

а ^—

■ 1

-1

♦

0,5

1,5

(1=1,67 \Л/=714 \М=63

■ У\/=33 • \1У=15

■ М=Э,1 (1=2,33

Д УУ=220 О 1Л/=35 О W=10 а W=5,5

(1=3,67 + \Л/=400 X W=55 □ W=22 Ж W=10

Х0 5,

Рисунок 7.

Критерием, характеризующим изменение величин

— х.

является безразмерная координата Хо5,=——, где х0,5 -расстояние, на котором

Х0,5

безразмерная относительная температура теплоизолированной стенки 9 составляет 50% от значения в точке с Тж или с Т, , а х,-текущее расстояние от

ыпии адЧ>

точек с Т„ и Т, . Далее переходим к определению закономерностей из-

"пих МЧ>

менения величины Хо = ■ Зависимость, характеризующая изменение вели-

'о

чины Хо 5(1 от параметра спутности ш вниз по потоку от точки с Тж для

^шах

различных высот канала приводится на Рисунках 8,9. При рассмотрении данных Рисунка 8 обращает на себя внимание слабая зависимость дальнобойности струи

при Ь = 2,33...3,67 от параметра спутности т. Зависимость для расчета дальнобойности струи по направлению сносящего потока Хо (ш): имеет вид при К ш <10

Хо5а =(-0.0009й +0.001 9)ш5+(0.0264 Ь -0.0548)Ш4+(-.2752 Ь +0.5587)Ш3 +(1.1236 Ь -2.1297)т2+(-1.2876 Ь +1,6259)ш+0.8615 К +3.3367 (7)

при т >10

— —0.4436

Х0 5а = 6.1066 Ь (8)

Перейдем теперь к исследованию закономерности изменения зависимости величины Хо за вверх против потока от критической точки от определяющих параметров изображенной на Рисунке 9. Зависимость для расчета дальнобойности струи против направления сносящего потока будет иметь вид

Хо 5 л = (0.0991 • й+ 0.2587) • ш +1.38051п(Ь) - 0.798.

Х0.5,

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

A h=1,67 ♦ h=2,33 ■ h=3,67

X05,

Рисунок 8

/ А р

k ш

л >

i ■

0 1 2 3 4 5 6 7

♦ h=1,67 ■ h=2,33 A h=3,67

Рисунок 9

Нам осталось рассмотреть экспериментальные данные вниз по потоку от критической точки до точки со значением температуры теплоизолированной стенки Tw

ад

шах

В качестве определяемого критерия, характеризующего деформацию профиля температуры в поперечном сечении струи в этой области течения может быть выбран безразмерный комплекс

Т -Т ®i ~®кр _ "ад,

■хр _

= 0:

0шах 0кр TwMmax ^ад^ ^

Тогда в качестве определяющего критерия можно принять безразмерное расстояние

Хтах

*i хкр

Указанная зависимость для различных высот канала и параметров вдува представлена на Рисунке 10.

Аналитически зависимость может быть представлена в виде:

Далее в работе была экспериментально определена температура теплоотдающей поверхности Tw и коэффициент теплоотдачи в зависимости от параметра вдува и высоты канала. Несомненный интерес вызывает рассмотрение зависимости Xamax = f(W,h), описывающей положение точки со значением атах в зависимости от определяющих параметров Результаты ее экспериментального исследования приводятся на Рисунке 3. Из

приведенных для h = 1,67 данных следует, что в диапазоне изменения параметра вдува W = 6... со положение точек с атах и Pw тах совпадает. Начиная со значений W =6 линия, характеризующая положение о^, отклоняется от аналогичной для Pw max и при W = 3 совпадает с линией Twa. , вплоть до W = 1,5, т.е. до границы возможных W . Ана-

^тах

логичная, по сути, картина наблюдается и для значений безразмерной высоты канала h = 2,33. При малых значениях параметра вдува W имеет место асимметрия распределения Р(х) и смещения точки с ßmax вниз по потоку от критической точки, чем и объясняется отклонение линии с атах от линии с Pw гаах При совпадении линий атах и TWM проис-

тах

ходит переход от течения в критической точке к течению струи вдоль стенки. На основании измерений Tw , по изложенной в главе 2 методике, определены коэффициенты теплоотдачи представленные на Рисунках 11...13. Необходимо отметить наличие вторичных максимумов по обеим сторонам от критической точки. Представляется возможным сравнить полученные значения коэффициентов теплоотдачи в области критической точки при натекании струи на поверхность в условиях воздействия сносящего потока с зависимостью, характеризующей теплообмен в критической точке при осесимметричном течении, имеющей, как известно, вид.

из сравнения следует, что зависимость (12) удовлетворительно обобщает результаты настоящего исследования.

(И)

Nuw = 0.763 Re„ Pr

,0 5 „„о 4

(12)

Ч.

0,8 0,6 0,4 0,2 0

Рисунок 10

Представляет интерес зависимость N11^ W) для различных высот канала на Рисунке 14, из которой хорошо видно, что максимум значения N11^,, вызванный соответствующим изменением градиента скорости, смещается в сторону больших значений W при увеличении высоты канала. Суть этого можно объяснить, принимая во внимание, что значение N11 реализуется при натекании на поверхность области струи, в которой раСПОЛО-

^тах

жен конец начального участка. Интерес к закономерности Ыикр( W) вызван еще и тем, что значение N11^ при V/ = оо и XV = 3 очень близки между собой по величине. Из этого факта следует вывод о том, что для эффективного охлаждения поверхности не надо использовать высокоэнергетичные струи с большим значением XV . Еще больше возрастает актуальность этого вывода, если вспомнить о том, что дальнобойность пристенной струи относительно слабо зависит от параметра \У.

Перейдем к рассмотрению изменения коэффициентов теплоотдачи в области его монотонного уменьшения в направлении вниз по потоку от критической точки. Закономерности, определяющие теплообмен в этой области представляется возможным рассмотреть с позиций распространения пристенной спутной струи. В работах Жесткова Б.А. указывается, что зависимостью обобщающей теплообмен для этого класса течений, является критериальное уравнение для расчета теплообмена в пограничном слое, образующемся на плоской пластине Абрамовичем Г.Н. предложены зависимости, позволяющие связать расчет температуры и скорости на оси спутной струи. Результаты исследования скорости на внешней границе пограничного слоя при распространении изобарических струй вдоль стенки в спутном потоке, указывают на то, что влияние образующегося

♦А

ИМ ,67 А №714

• \Л/=63

♦ \ЛМ1

■ «/=4,8 11=2,33

Д \Л/=220 О \М*35 « \Л/=17

о w=1o

■ \«=7,0

Хтш

'кр

h-1.67

W=799 W-77 -W=38 -W=14

- W=S,5

- W=6,3

- W-4,3 W=3,1

N11^

Рисунок 14

на поверхности пограничного слоя на протекание характеризующих изменение скорости и температуры вдоль оси пристенной струи зависимостей при Хд < 50 мало и им можно пренебречь

Таким образом, имея также в виду небольшую дальнобойность струй, можно перейти от температуры на внешней границе пограничного слоя к скорости используя переходный коэффициент

кт=Н21 = -1и = 0.75 Аит Лит

Сравнение коэффициентов теплоотдачи, измеренных в настоящем исследовании, с зависимостью

ч0,4

N11* = 0.0296 • 1*е° 8 • Рг° 43

'у/

Т Vй

(13)

показывает, что удается достичь удовлетворительного обобщения полученных экспериментальных данных.

В качестве примера, результаты проведенного экспериментального исследования закономерности распределения локальных значений температуры теплоизолированной поверхности и коэффициента теплоотдачи в области растекания струи по поверхности

представлены на Рисунках 15,16 в виде зависимостей 9,„ = У;), а, = ¡"(ХьУ, I,

ад, 4 ' 4 '

соответственно, для различных высот канала Ь и параметра вдува XV .

На Рисунке 17 приведены результаты экспериментального исследования отклонения критической точки X = (х/с!) для струйной системы в зависимости от изменения параметра вдува XV для шагов между соплами 1 = (х/сЗ) = 5,10,15,20. Располагая зависимостями Х(\\0 и 9Ищ для одиночной струи, а также зависимостями Х(Ш) для системы

струй, введем понятие эффективного параметра вдува \Уэф. Под \Уэф понимается такой параметр вдува при котором одиночная струя отклонится на ту же величину X , что первая или вторая. Для значения "Мэф можно определить величину 6Ж1Дч) по имеющейся

зависимости для одиночной струи. На Рисунке 18 приводится сравнение определенных таким образом значений с результатами экспериментального исследования тем-

пературы теплоизолированной поверхности и коэффициента теплоотдачи для двух последовательно расположенных струй, представленное в виде 0Иадкр (X).

Заключение

1. На основе изучения физического механизма взаимодействия струй с поверхностью при

воздействии сносящего потока создана методика расчета параметров течения на внешней границе пограничного слоя. Создана система критериальных уравнений для расчета локальных граничных условий теплообмена справедливую в широком диапазоне изменения газодинамических, теплофизических и конструктивных параметров струйной системы.

2. Выявлено наличие максимума в зависимости, характеризующей изменение градиента

скорости в области критической точки от параметра вдува, для различных высот канала. Предложена модель течения позволяющая объяснить как возникновение максимума, так и его смещение в область больших значений параметра вдува при увеличении высоты канала.

3. Обнаружено, что максимум значения температуры адиабатной (теплоизолированной)

поверхности находится ниже по потоку по сравнению с положением критической точки, причем ниже тем значительнее, чем меньше высота канала и параметр вдува.

4. Вскрыто, что дальнобойность пристенной струи (координата Х05) практически не за-

висит от параметра спутности, а изменение безразмерных параметров автомодельно при изменении параметра вдува и высоты канала

5. Экспериментальные данные по определению коэффициента теплоотдачи в критиче-

ской точке и на линии растекания струи по поверхности, удовлетворительно обобщаются известными критериальными соотношениями

У1

И = 1 67

= 18

"л

^ . )

Км _ л у

т л! )// (

2 4 6 8 10 12 14 16 18 2

2 4 6 в 10 12 14 1в 18 20

У;

а, - 18

09 - 14

08 - 12

07 - 10

06 8

05 - 6

03 - 4

- 2

Ь-1 67 —

■— \

ш N

ж > -

2 4 в 8 10 12 14 1в 18 2С

2 4 в в 10 12 14 1в 18 20

Рисунок 16

овин струя Х=5 Т«гад Х-5 теплоот Х"И0 Тжщ Х«10 теплоот Х-15 Т*я Х«15 теплоот Х-20 Т«»яд Х=20 теплоот

Рисунок 17.

о 5 11р75пЛ

♦ ^5ир200пУс ДУй=101)1=75 пУс Л*Ф10ир 75т/с о ^а=15и|=75пУо ■ >№15ир200пй:

♦ Л)=2014=75 т/с

♦ >/й=20и)=200тЬ

Рисунок 18.

= 0.763Яе°5Рг£4 и Ыи, = 0.0296 Яе?8 Рг°43

/ л».4 Т

1 \л/

1 "IV

соответственно.

6. Получены зависимости для определения локальных значений температуры теплоизо-

лированной поверхности и коэффициента теплоотдачи по всей поверхности растекания струи.

7. Предложен метод учета взаимного влияния двух друг за другом расположенных струй

посредством введения понятия эффективного параметра вдува. Под >У эф понимается

такой параметр вдува, при котором первая или вторая струя отклонится на то же расстояние, что и одиночная.

8. Результаты исследования указывают путь создания эффективных систем струйного охлаждения, т.е. выявили возможность достижения приемлемой температуры охлаждаемой поверхности возможно меньшим количеством охлаждающего воздуха

9. Результаты исследования позволяют решить задачу достижения равномерного темпе-

ратурного поля охлаждаемой поверхности, что в свою очередь помогает устранить проблему, порожденную большими нестационарными термическими напряжениями из-за неравномерного поля температуры элементов горячей части тракта современного воздушно-реактивного двигателя, то есть, так называемую, малоцикловую усталость

05-121

Основные результаты диссертации опубликованы в следующих работах.

1 Сочнцев М В , Ноздрин А.А. Экспериментальное исследование газодинамического взаимодейст-

вия стр)и с поверхностью при воздействии ограниченного сносящего потока Ог-дельные задачи тепломассообмена между потоками и поверхностями. МАИ 1986 г

2 Соишев М В Теплообмен струи с поверхностью при наличии сносящего потока (дою OQQ^ 4

союзная научно-техническая конференция МАИ 1986 г. Инв № 141420. -—

3 Солнцев N1 В , Ноздрин А.А. Теплообмен струй с поверхностью при наличии сносяь ^ ^ 72

Тепло- и массообмен в элементах конструкции двигателей Л А. МАИ 199и г. ■1 Солнцев М В , Ноздрин А А. Теплообмен при взаимодействии струй со стенкоП при воздействии сносящего потока. Тепло- и массообмен в элементах конструкции двнгазелеП ЛА МАИ 1992 г.

5 Солниев М В. Теплообмен струи с поверхностью при воздействии сносящего потока (доклад)

Комиссия по газовым турбинам АН СССР. Рыбинск 1993 г.

6 Солнцев М В ГалицеПский Б М., Ноздрин А А С груйное охлаждение поверхности Первая Рос-

сийская научно-техническая конференция по тепломассообмену Москва 1994 г

7 Солнцев М В ГалицеПский Б.М., Ноздрин А А Теплообмен в струйных системах охлаждения

(доклад) 111 Минский международный форум Тепломассообмен ММФ-96 Минск ИТМО 1996 г. т.1, 4.2, с.191-195.

8 Солнцев М В. ГалицеПский Б М, Ноздрин А А., Галкин В.Ю. Heat Transfer in (lie Jet Cooling

System Preprint of the ó^International Symposium on Transport Phenomena in Thermal Engineering Seoul, Korea 1993, v IV, pp 263-273. У Соищев M В ГалицеПский Б М , Ноздрин А А., Галкин В Ю. Investigation of jet System for Gas Turbine Blade Cooling. Proceeding of the First World Conference on Experimental Heat Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics. Honolulu Hawaii USA 1993 pp. 17441751.

10 Солнцев M В ГалицеПский Б.М., Ноздрин А.А , Галкин В.Ю. Investigation of Local Characteristics in the Complex Jet Systems Proceeding of the First World Conference on Experimental Heat Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics Brussels Belgium 1996 Ediziony 1997, vol.3, pp. 1831-1837.

Научные отчеты

1! Солнцев MB ГалицеПский БМ., Ноздрин А А., Меснянкин С.Ю Зуева В.Ю. «Исследование эффективных систем охлаждения газовых турбин», «Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники», подпрограмма 306 «Топливо и энергетика». 2000 г. Государственная регистрация №01200009525

12 Солнцев М В ГалицеПскиП Б М , Ноздрин А А., Меснянкин С10., Зуева В.Ю. «Моделирование

теплообмена в эффективных системах охлаждения газовых турбин» «Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники», подпрограмма 306 «Топливо и энергетика». 2002 г. Государственная регистрация №01200116848.

13 Солнцев М В ГалицеПский Б.М , Ноздрин А А , Меснянкин С.Ю., Зуева В.Ю «Моделирование

тепловой защиты газовых турбин» «Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники», подпрограмма 306 «Топливо и энергетнка».2004 г. Государственная регистрация №01200363855,

Множительный центр МАИ

Зак. от/£ С5"2005"Г. Тир. 75¡K3.

Содержание диссертации автор исследовательской работы: кандидата технических наук, Солнцев, Михаил Вячеславович

ГАЗОДИНАМИЧЕСКОЕ И ТЕПЛОВОЕ ВЗАИМОДЕИСТВИЕ СТРУИ С ПОВЕРХНОСТЬЮ ПРИ ВОЗДЕЙСТВИИ СНОСЯЩЕГО ПОТОКА

ОБОЗНАЧЕНИЯ И СОКРАЩЕНИЯ

ВВЕДЕНИЕ.

1. АНАЛИЗ СОВРЕМЕННЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ГАЗОДИНАМИЧЕСКОГО И ТЕПЛОВОГО ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ СТРУЙ С ПОВЕРХНОСТЬЮ

1.1 .Газодинамическое взаимодействие затопленных струй с поверхностями.

1.2.Тепловое взаимодействие затопленных струй с поверхностью.

1.3.Теплообмен струй с поверхностью при воздействии сносящего потока.

2. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОВОЙ ЗАЩИТЫ ПОВЕРХНОСТИ С ПОМОЩЬЮ СТРУЙНОЙ СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ В УСЛОВИЯХ ВОЗДЕЙСТВИЯ СНОСЯЩЕГО ПОТОКА

2.1.Методика экспериментального исследования струйной системы охлаждения при воздействии сносящего потока.

2.2.Экспериментальные модели для исследования струйной системы охлаждения в условиях воздействия сносящего потока.

2.3.Экспериментальная установка.

2.4.Доводочные эксперименты.

3. ГАЗОДИНАМИЧЕСКОЕ И ТЕПЛОВОЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ СТРУЙ С ПОВЕРХНОСТЬЮ ПРИ ВОЗДЕЙСТВИИ СНОСЯЩЕГО ПОТОКА '

3.1.Исследование газодинамического взаимодействия струи с поверхностью при воздействии сносящего потока.

3.2.Исследование закономерностей изменения адиабатной температуры поверхности при взаимодействии с ней струи в условиях воздействия сносящего потока.

3.3.Исследование закономерностей изменения коэффициента теплоотдачи при взаимодействии струи со стенкой в условиях воздействия сносящего потока.

3.4.Исследование закономерностей распределения локальных коэффициента теплоотдачи и температуры теплоизолированной поверхности при растекании по ней струи в условиях воздействия сносящего потока.

3.4.1. Исследование закономерностей распределения локальной температуры теплоизолированной поверхности.

3.4.2. Исследование закономерностей распределения локальных коэффициентов теплоотдачи по поверхности растекания струи.

3.5.Исследование теплообмена системы струй с поверхностью при воздействии сносящего потока.

3.5.1. Исследование закономерности изменения температуры теплоизолированной поверхности.

3.5.2. Исследование закономерности изменения коэффициента теплоотдачи.

Введение диссертация по физике, на тему "Газодинамическое и тепловое взаимодействие струй с поверхностью при воздействии сносящего потока"

Интенсивность отвода или подвода тепла к поверхности является фактором во многом определяющим эффективность и надежность машин и аппаратов современной техники. Одно из первых мест среди наиболее эффективных способов увеличения интенсивности теплообмена при обтекании тел занимает струйный обдув поверхности. Относительно небольшая затрата энергии на его осуществление, простота и гибкость управления этим процессом, возможность достижения высокой интенсификации теплоотдачи на отдельных участках поверхности - все это обеспечивает преимущества струйного натекания перед другими способами интенсификации теплообмена. Обдув поверхности струями и их системами используется в энергетическом и авиационно-космическом машиностроении, металлургии, химической технологии, системах кондиционирования и многих других областях техники.

Развитие газотурбинных двигателей всех типов и назначений характеризуется в первую очередь повышением температуры рабочего тела. В сочетании с ростом степени повышения давления в компрессоре, увеличение температуры газа на входе в турбину является основным направлением их совершенствования, повышением их экономичности. По сравнению с известными способами охлаждения лопаток газовых турбин -открытая схема воздушного охлаждения элементов газовой турбины имеет ряд существенных преимуществ. Главное из них -сравнительная простота и эксплуатационная надежность. Это и сделало ее наиболее распространенной и пока единственно осуществленной схемой охлаждения газовых турбин.

Из применяющихся схем, конвективно-заградительное охлаждение обладает наибольшей интенсивностью охлаждения. Очевидно, что заградительному охлаждению предшествует конвективное, поэтому в таких лопатках роль конвективного охлаждения соизмерима с заградительным, а чаще даже превосходит его. Введение заградительного охлаждения увеличивает интенсивность охлаждения в конвективно охлаждаемых лопатках, особенно на участках, подверженных более сильному тепловому воздействию или наиболее трудно охлаждаемых изнутри. Этим и объясняется его относительно широкое распространение. Эффективность же конвективно-заградительного охлаждения определяется эффективностью его слагаемых (т.е. внутренним конвективным и внешнем заградительным), равномерностью охлаждения отдельных участков и количеством затраченного на охлаждение воздуха. Поэтому в лопатках конвективно-заградительного охлаждения не только не снижаются требования к эффективности внутреннего конвективного охлаждения, но и продолжается дальнейшее его активное совершенствование. По сравнению с остальными схемами конвективного охлаждения лопатки с внутренним дефлектором имеют наибольшую интенсивность охлаждения и не только в значительной степени свободны от присущих этим схемам недостатков, но и обладают существенными преимуществами в части тепловых, газодинамических, прочностных и массовых характеристик, а также технологических особенностей.

Эти преимущества, в частности, заключаются в том, что удается:

- осуществлять дифференцированное охлаждение участков

- в процессе доводки увеличивать местную глубину охлаждения

- увеличивать общую глубину охлаждения

- увеличивать поверхность теплообмена на внутренней стороне и вводить турбулиза-торы (ребра, перемычки)

-использовать дефлектор в качестве демпфера, препятствующего резонансным колебаниям.

Первые три особенности реализуются при организации струйного натекания на внутреннюю поверхность лопатки (из отверстий дефлектора) в условиях воздействия сносящего потока (основного потока охлаждающего воздуха в поперечных каналах охлаждения). Все выше сказанное и предопределяет актуальность цели и задач настоящего исследования.

Целью настоящей работы являлось исследование тепловой защиты поверхности с помощью струйного охлаждения при воздействии сносящего потока и разработка инженерной методики расчета локальных тепловых потоков.

В задачи исследования для получения инженерной методики расчета справедливой в широком диапазоне изменения определяющих газодинамических, теплофизических и конструктивных параметров входило:

Решение этой задачи целесообразно осуществить с помощью определения зависимости, характеризующей изменение температуры теплоизолированной поверхности от определяющих параметров.

В ходе решения этой общей проблемы были получены следующие научные результаты:

1. На основе изучения физического механизма взаимодействия струй с поверхностью при воздействии сносящего потока создана методика расчета параметров течения на внешней границе пограничного слоя. Это позволило, на основании полученных экспериментальных данных, создать систему критериальных уравнений для расчета локальных граничных условий теплообмена справедливую в широком диапазоне изменения газодинамических, теплофизических и конструктивных параметров струйной системы.

2. Выявлено наличие максимума в зависимости, характеризующей изменение градиента скорости в области критической точки от параметра вдува, для различных высот канала. Рассматривая распространение струи в сносящем потоке и ее последующее взаимодействие с поверхностью, предложена модель течения позволяющая объяснить как возникновение максимума, так и его смещение в область больших значений параметра вдува при увеличении высоты канала.

3. Обнаружено, что максимум значения температуры адиабатной (теплоизолированной) поверхности находится ниже по потоку по сравнению с положением критической точки, причем ниже тем значительнее, чем меньше высота канала и параметр вдува. Это также позволяет объяснить предложенная модель течения

4. Вскрыто, что дальнобойность пристенной струи (координата Хоs) на линии растекания струи по поверхности, проходящей через критическую точку в направлении сносящего потока, в данных условиях практически не зависит от параметра спутности, а изменение безразмерных параметров по длине пристенной струи в зависимости от безразмерной координаты Хо s автомодельно при изменении параметра вдува и высоты канала

Nu,„ =0.763Re0'5 Рг°4 и

Nu = 0.0296 •Re°'-Pr°43 w W w f T T

V "ад ; соответственно.

6. Получены зависимости для определения локальных значений температуры теплоизолированной поверхности и коэффициента теплоотдачи по всей поверхности растекания струи.

7. Предложен метод учета взаимного влияния двух друг за другом расположенных струй посредством введения понятия эффективного параметра вдува. Под W3<j, понимается такой параметр вдува, при котором первая или вторая струя отклонится на то же расстояние, что и одиночная.

Предложены методы и расчетные зависимости для определения значения координаты критической точки, градиента скорости в области критической точки, скорости потока на внешней границе пограничного слоя, температуры теплоизолированной поверхности и коэффициента теплоотдачи при тепловой защите поверхности при помощи струйной системы, справедливые в широком диапазоне изменения геометрических и режимных параметров. Кроме того, на основании результатов исследования указан путь создания эффективных систем струйного охлаждения, т.е. выявлена возможность достижения приемлемой температуры охлаждаемой поверхности возможно меньшим количеством охлаждающего воздуха. Другая очень важная задача, которую бывает необходимо решить при охлаждении поверхностей при помощи струй - достижение равномерного температурного поля охлаждаемой поверхности. Это позволяет решить проблему, порожденную большими нестационарными термическими напряжениями из-за неравномерного поля температуры элементов горячей части тракта современного воздушно-реактивного двигателя или, так называемую, малоцикловую усталость. Что представляется возможным, располагая полученными в настоящей работе зависимостями для расчета локальных граничных условий теплообмена.

Материалы работы докладывались на 1 Всесоюзной и 4 международных научных конференциях, Комиссии по газовым турбинам АН СССР, изложены в 8 научных статьях.

Заключение диссертации по теме "Теплофизика и теоретическая теплотехника"

9. Результаты исследования позволяют решить задачу достижения равномерного температурного поля охлаждаемой поверхности, что в свою очередь помогает устранить проблему, порожденную большими нестационарными термическими напряжениями из-за неравномерного поля температуры элементов горячей части тракта современного воздушно-реактивного двигателя или, то есть, так называемую, малоцикловую усталость

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

4. Вскрыто, что дальнобойность пристенной струи (координата Хо.5) на линии растекания струи по поверхности, проходящей через критическую точку в направлении сносящего потока, в данных условиях практически не зависит от параметра спутности, а изменение безразмерных параметров по длине пристенной струи в зависимости от безразмерной координаты Xo.s автомодельно при изменении параметра вдува и высоты канала

5. Экспериментальные данные по определению коэффициента теплоотдачи в критической точке и на линии растекания струи по поверхности (см. выше), удовлетворительно обобщаются известными критериальными соотношениями

Nuw = 0.763 Re*5 Рг°4 и \0-4

Nuv = 0.0296- Re! 8-Рг°43 T T "ад соответственно.

7. Предложен метод учета взаимного влияния двух друг за другом расположенных струй посредством введения понятия эффективного параметра вдува. Под W^ понимается такой параметр вдува, при котором первая или вторая струя отклонится на то же расстояние, что и одиночная.

8. Указан путь создания эффективных систем струйного охлаждения, т.е. выявлена возможность достижения приемлемой температуры охлаждаемой поверхности возможно меньшим количеством охлаждающего воздуха

Список источников диссертации и автореферата по физике, кандидата технических наук, Солнцев, Михаил Вячеславович, Москва

1. Юдаев Б.Н., Михайлов М.С., Савин В.К. Теплообмен при взаимодействии струй с преградами.

2. М. Машиностроение, 1977,248 с.

3. Дыбан Е.П., Мазур А.И. Конвективный теплообмен при струйном обтекании тел. Киев, Науковадумка, 1982, 303с.

4. Белов И.А. Взаимодействие неравномерных потоков с поверхностями

5. Абрамович Г.Н. Теория турбулентных струй. М. Физматгиз, 1960, 715с.

6. Сычев А.Г. Результаты исследования затопленной турбулентной струи набегающей перпендикулярно на плоскость потолка. ИФЖ, 7, №3, 1964 C.46.53.

7. Волчков А.С. Пристенные газовые завесы. Новосибирск, 1983,239с

8. Schach W. Umbenkung eines frien Flussigkeitstrahles au einer Platte. Ingenier Ar-chiv, 1934, v.4,p245.265.

9. Schauer I., Eustis R., The flow Development and Heat Transfer Characteristics of Plane Turbulent Impinging Jets. Dept. of mechanical Engineering, Stanford University, TR3, Sept 1963

10. Haussler E. Dinamische wasserdrucke auf josbes kenplatten. Die Wasserwirtschaft, Febr. 1966

11. Абрамович Г.Н., Гиршович Т.А., Крашенинников С.Ю., Секундов А.Н., Смирнова И.П. Теориятурбулентных струй. М., Наука, 1984,716с

12. Gautner J., Hrycak P., Livingood J. Experimental flow characteristics of a single turbulent jet impinging on a flat plate. NASA TN D- 5690, 1970, p;l.32.

13. Клестов Ю.М. Распространение турбулентной струи соударяющейся с плоской поверхностьюво внешнем потоке. Изв. АН СССР, МЖГ, 1978, №5.

14. Рубель А. Численный метод расчета набегания струи на плоскую поверхность. РТК, т. 18, №4,1980, C.50.60

15. Гиневский А.С. Теория турбулентных струй и следов. М. Машиностроение, 1969,400с

16. Холлуорт В., Джиро JI. Влияние захвата на теплообмен в натекающей струе. Часть 2. Измерение локальной теплоотдачи. Тр. Ам. О-ва инж. Мех. Теплопередача. 1985. 107. №4, с105.112.

17. Murray R., Nelson L., Hulbard P. Deflection of a jet by a normal wall. Proc ASCE, Aug 1956.

18. Beltaos S., Rajaratnam N. Impinging circular turbulent jets, J. of Hydraulic division, 1974, oct. p. 1313.

19. Davanipour Т., Sani. Short jet impingement, J. of the Hydraulic division, 1977, May, p.557.567

20. Davanipour Т., Sani. Short jet impingement, J. of the Hydraulic division, Luglio, 1978, p. 1107. 1107.

21. Beltaos S., Rajaratnam N. Impinging of axisimmetric developing jets. J. of the Hydraulic Research, 15,1977,4, p.311.,.325.

22. Taunda M. Getti a simmetria assiale e piana deviati da un piano ad essi norma-le,L'Energia Elektrica, 59, '7, 1982, p. 271.280.

23. Tani I., Komatsu Y. Impingement of a round jet on a flat surface. Proc. 2th Int. Cong. Of Applied Mech., Germany, 1946, p.672.676.

24. Donaldson C., Snedeker R. A study of free jet impingement. Part 1. Mean properties of free and impinging jets J. Fluid mech., 1971, l2, p281-319.

25. Jeschar R., Potke W., Modellversuche uber den Warmeubergang zwischen einen iso-termen Strahl und einer ebenen platte.- VDI -Ber., 1970, 446 р.129.136.

26. Perry K. Heat transfer convection from heat jet to plate. Proc. Inst. Mech. Eng. 1954, 168, '30, p775.784.

27. Таниев B.H. Терпинян A.M. Экспериментальная проверка различных формул осевой скорости свободной изотермичной струи круглого сечения. В кн. Теория и расчет вентиляционных струй. Л. ВНИОТ, 1965, с. 56.67.

28. Бондаренко В.В. Влияние начального распределения скорости на характеристики струи. Научные труды Пермского политехнического института, 1976, вып. 188, с 35.38.

29. Ариева Н.В., Ариев А.В., Китаев Б.И. Разработка метода инженерного расчета строения свободных затопленных осесимметричных струй, вытекающих из сопел различного профиля. Металлургическая теплотехника, 1968, №15, с. 134.153.

30. Гиневский А.С. Почкина К.А. Влияние начальной турбулентности на характеристики осесим-метричной затопленной струи. ИФЖ, 1967,12, №1, C.15.19.

31. Дыбан Е.П., Мазур А.И. Теплообмен в окрестности критической точки при натекании турбули-зированной струи на преграду. Теплофизика и теплотехника, 1977, вып. 33, C.6.10.

32. Абросимов А.П. Воронкевич А.В. Влияние профиля на теплообмен круглой импактной струи. ИФЖ, 1988, т.54,№3.

33. Arcsic В. Oka S. Prenos to plate pri upravnow udaru mlaza о ravnu povesinu. Termotechnika. 1977, 3,№4, S.43.54.

34. Gardon R., Cobonpue J. Heat transfers between a flat plate and jets of air impingement on it. In: International development in Heat transfer. Proc. Int. Heat Transfer Conference, New York, ASME, 1961, p.454.460.

35. Hrisak P. Heat transfers from a row of jet impinging on concave semi-cylindrical surface. In: Proc. 6th. Int. H. Transfer Conf. Toronto: Hemisphere pabl. со. 1978, v.2, pap. EC II, p.62.72.

36. Remke K. Untersuchungen zum pulsierenden turbulenten Friestrahl.- In: beitrage zur Turbulenzforschung und Messtechnik. Berlin: Acad. Verlag, 1973, S57.119.

37. Андреев A.A. Исследования теплообмена при натекании плоской турбулентной струи на пластину, расположенную нормально к потоку. Автореферат дисс. канд. тех. наук. М, 1971,16с.

38. Wygnansky I., Fiedler Н. Some measurements in the selfpreserving jet, J. Fluid Mech., 1969, 38, t3, p587.612.

39. Топиев Дж. Богуславски, Macco и теплообмен в импактных струях, формируемых плоским соплом и цилиндрическим насадком-Heat Transfer 1986: Proc. 8th Int. Conf. San-Francisco, Calif., Aug. 17.22,1986, v3, Washington, c.a., 1986, pi 187.1192.

40. Corrsin S., Uberoi M., Further experiments on the flow and Heat transfer in a heated turbulent air jet. NASA TN-1864,1949.

41. Dosdogry G.A. EinfluP des turbulenzgrades auf den Warme- und Stoffbergang in Schlitzdusentrockern. Chem. Ing. Techn., 1972,44, '24, S.1340.1345.

42. Deik W. Luftstrahlendie aus perforierten ebenen ausfliePen. ZAMM, 1972,52, '8, S.430.431.

43. Власов E.B., Гиневский A.C., Каравосов P.K. Исследование волновой структуры течений в начальном участке струй при различных уровнях начальной турбулентности. Ученые записки ЦАГИ. 1978, т.9, №1.

44. Абрамович Г.Н., Крашенинников С.Ю., Секундов А.Н. Турбулентные течения при взаимодействии объемных сил и неавтомодельности. М. Машиностроение, 1975,240с.

45. Ершова Т.И., Кузнецов О.А., Кукес В.И., Ярин Л.П. Исследование структуры турбулентных струй и факела с помощью лазерного анемометра. В кн.: Теория и практика сжигания газа. Ленинград, Недра, 1975, т.6.

46. Щербина Ю.А. О влиянии начальной турбулентности на границы и дальнобойность затопленной струи. Тр. МФТИ, 1961, вып.7, с. 152.157.

47. Gardon R., Akfirat J. The role of turbulence in impinging jets. J. Heat and Mass Transfer, 1965, 8,110, p.1261.,.1272. 39. Gardon R., Akfirat J. The role of turbulence in impinging jets. J. Heat and Mass Transfer, 1965,8, 10, р.1261.1272

48. Таусенд A.A. Структура турбулентного потока со сдвигом. М. Изд-во иностранная литература. 1959. 399с.

49. Corrsin S. Investigation of flow in an axiales symmetric heated jet in air. NACA Wartime Rep., 1943, 94, p. 1. 12.

50. Crow S.C. Champagne F.N. Orderly structure in jet turbulence. J. Fluid Mechanics. 1971, 48, p.3, p.547.591

51. Ко N.W., Devise P.O. The near field Within the potential core of subsonic cold jets. J. Fluid Mechanics, 1971,50, №1, p.49.,.78.

52. Laurence J.C. Intensity scales and spectra of turbulence in mixing region of free subsonic jet. NACA Rep., 1956, №1292 p.l.l2.

53. Donaldson S., Sneaker R., Margolis A., A study of jet impingement Heat Transfer. Pt2., Free jet turbulent structure and impingement Heat Transfer. J. Fluid Mechanics. 1971,45, №3, p.477.512.

54. Livingood J., Hrycak P. Impingement Heat transfer from turbulent air jets to flat plates a literature survas. NASA TM, 1972, X-2657, p.l.23.

55. Jacob M., Some investigation in the field of the Heat transfers. Proc. Phys. Soc., 1947,59,p.5, p.726.754.

56. Ebrachini I., Kleine R. Konzentration felder in isotermen Luft-Freistrahlen. Forsch. Ing-Wes, 1977, v.43,№l.

57. Hoogendoorn C. The effect of turbulence on Heat transfer at a stagnation point. J. Heat and Mass Transfer, 1977,20, 42, р.1333.1338.

58. Дахно B.H. Влияние турбулентности на теплообмен при взаимодействии плоской струи с преградой, расположенной под различными углами к потоку. Автореферат дисс. канд. тех. наук. М, 1972,16с.

59. Белов И.А., Терпигорьев B.C. Учет турбулентности при расчете теплообмена в точке торможения струи, взаимодействующей по нормали с плоской преградой. ИФЖ, 1969, 17, №6, cl 106.1109.

60. Сибулкин М. Теплопередача вблизи передней критической точки тела вращения. Механика: Период. Сборник иностр. статей, 1953. №3. с. 45.47.

61. Хуанг Г. Исследование коэффициентов теплоотдачи для потоков воздуха в круглых струях, ударяющих нормально в теплоотдающую поверхность. Тр. ASME, Теплопередача, 85, №3, C.59.69.

62. Vallis Е.А., Patrick М.А., Wragg А.А. Radial distribution of convective held normal to the flow. In: Proc. 6th. Int. Heat Transfer Conf. Toronto: Hemisphere pabl. Co. 1978, v5, pap. EC(b)- 21, P.297.303.

63. Hoogendoorn C. The effect of turbulence on Heat transfer at a stagnation point. J. Heat and Mass Transfer, 1977,20,12, p.l333.1338.

64. Вулис JI.А., Ершин Ю.А., Ярин Л.П. Основы теории газового факела М., 1968.

65. Прудников А.К., Волынский Н.С., Сагалович В.Н. Процессы смесеобразования и горения в воздушно реактивных двигателях. М. 1971.

66. Флорскутц Л.В., Труман С.Р., Метцгер Д. Е. Характеристики течения и теплообмена при нате-кании пучка струй на поверхность с поперечным течением отработанного воздуха. Теплопередача, 1981, т.103, №2, С178.186.

67. Стой Р., Бен-Хаим В. Распространение струй в ограниченном поперечном потоке жидкости. Теоретические основы инженерных расчетов. 1973, №4, с141.147.

68. Okamoto. Т., Yagyta М. The effects of the exit velocity profile on the flow of a circular jet exhausting normal to the free stream. Bulletin of the Tokyo institute of technology, №14,1973

69. Флорскутц Л.В., Метцгер Д. E. Влияние начальной температуры поперечного потока на охлаждение турбинной лопатки системой струй. Heat and Mass Transfer Rotatmashinery, Berlin, c.a., Washington, 1984, p499.510.

70. Буше Дж.П., Гольдштейн Р.Дж. Отвод тепла от круглой струи, падающей на поверхность при наличии сносящего потока. Int. J. Heat and Mass Transfer, 1975, vl8, p719.730.

71. Сперроу E.M., Гольдштейн Р.Дж., Рауф M.A. Влияние расстояния между соплом и поверхностью на теплоотдачу при падении на поверхность струи, взаимодействующей с поперечным потоком воздуха.

72. Мазур А.И., Дыбан Е.П., Голованов В.П., Давиденко И.Г. Особенности течения воздуха и теплообмен в системе импактных струй с односторонним выходом потока. Теплофизика и теплотехника. 1978, вып. 34, с 64.69.

73. Мазур А.И., Дыбан Е.П., Голованов В.П., Давиденко И.Г. Локальный теплообмен в системе импактных струй с односторонним выходом потока. Теплофизика и теплотехника. 1978, вып. 35, с 13.18.

74. Дыбан Е.П., Мазур А.И., Голованов В.П., Давиденко И.Г. Тепловая эффективность систем импактных струй с односторонним выходом потока. Теплообмен в энергетических установках, 1978, с 3.8.

75. Мазур А.И., Головнев И.Г., Кастелин О.Н. Румянцева И.А. Локальный теплообмен на продольно-обтекаемой поверхности при вдуве одного ряда импактных струй. Промышленная теплотехника, 1981, т.З, №4, с 3.11.

76. Арсеньев Л.В., Митряев И.Б., Соколов И.П. Теплоотдача в плоском канале с однорядной системой струй в сносящем потоке. Изв. ВУЗов. Машиностроение. 1981, №4, с60.64.

77. Арсеньев Л.В., Митряев И.Б., Соколов И.П. Теплообмен на стенке плоского канала при возмущении продольного потока поперечным рядом струй Изв. ВУЗов. Машиностроение. 1978, №12, C82.87.

78. Нарежный Э.Г. Теплоотдача одного ряда струй вытекающего в кольцевой сносящий поток. Энергомашиностроение, 1977, №10, С16.18.

79. Метцгер Д.Е., Корстад Р.Дж. Влияние поперечного потока на теплоотдачу от плоской поверхности при ударе воздушных струй. Энергетические машины и установки, 1972, т.94, №1, C38.45.

80. Правила 27-54 по применению и проверке расходомеров с нормальными диафрагмами и трубами Вентури. М- 1956,167с.

81. Себиси Т., Бредшоу П. Конвективный теплообмен. Мир Москва 1987.592с.

82. Крейт Ф., Блейк У. Основы Теплопередачи. Мир Москва 1983.512с.

83. Кейс В. М. Конвективный тепло- и массообмен. М. Энергия 1972 446с.

84. Петухов Б.С., Генин Л. Г., Ковалев B.C. Теплообмен в ядерных энергетических установках М. Атомиздат. 1974.408с.

85. Гребер Г., Эрк С. Григуль У. Основы учения о теплообмене Л. Изд-во. ИЛ. 1958 566 с.

86. Шандоров Г.С. Истечение из канала в неподвижную и движущуюся среду. ЖТФ, т. XXVII вып. 1, 1957.

87. Солнцев М.В., Ноздрин А.А. Экспериментальное исследование газодинамического взаимодействия струи с поверхностью при воздействии ограниченного сносящего потока. Отдельные задачи тепломассообмена между потоками и поверхностями. МАИ 1986 г.

88. Солнцев М.В. Теплообмен струи с поверхностью при наличии сносящего потока (доклад). III Всесоюзная научно-техническая конференция МАИ 1986 г. Инв.№ 141420.

89. Солнцев М.В., Ноздрин А.А. Теплообмен струй с поверхностью при наличии сносящего потока. Тепло- и массообмен в элементах конструкции двигателей ЛА. МАИ 1990 г.

90. Солнцев М.В. Теплообмен струи с поверхностью при воздействии сносящего потока (доклад). Комиссия по газовым турбинам АН СССР. Рыбинск 1993 г.

91. Палатник И.Б., Темирбаев Д.Ж. Закономерности распространения осесимметричной воздушной струи в сносящем однородном потоке. -В кн.: Проблемы энергетики и прикладной теплофизики. Вып.4. Прикладная теплофизика. Алма-Ата. 1967.

92. Makihata Т., Miyai J., Experiments of the characteristics of multiple jet in a cross flow. Bull. Univ. Pref., 1977, a 26, №2.

93. Stollery J.L., El-Ehwany, Burns W.K. An experimental study of mixing of dissimilar gases with application to film cooling. Fluid Dynamics Transaction, Warzsawa, v4, 1969.

94. Абрамович Г.Н., Крашенинников С.Ю., Секундов A.H., Смирнова И.П. Турбулентное смешение газовых струй. М., Наука, 1987,272с

95. Солнцев М.В. Теплообмен струи с поверхностью при воздействии сносящего потока (доклад). Комиссия по газовым турбинам АН СССР. Рыбинск 1993 г.

96. Солнцев М.В. Галицейский Б.М., Ноздрин А.А. Струйное охлаждение поверхности. Первая Российская научно-техническая конференция по тепломассообмену. Москва. 1994 г.

97. Солнцев М.В., Галицейский Б.М., Ноздрин А.А. Теплообмен в струйных системах охлаждения (доклад). III Минский международный форум Тепломассообмен ММФ-96 Минск ИТМО 1996 г. т. 1,4.2, с.191-195.

98. Солнцев М.В., Галицейский Б.М., Ноздрин А.А., Галкин В.Ю. Heat Transfer in the Jet Cooling System. Preprint of the 6thInternational Symposium on Transport Phenomena in Thermal Engineering. Seoul, Korea 1993, v IV, pp. 263-273.

99. Жестков Б.А. Основы теории и теплового состояния стенок камер сгорания реактивных двигателей. Уфа: УАИ. 1980.

100. Солнцев М.В., Галицейский Б.М., Ноздрин А.А., Галкин В.Ю. Investigation of Local Characteristics in the Complex Jet Systems. Proceeding of the First World Conference on Experimental Heat

101. Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics. Brussels, Belgium, 1996, Ediziony, 1997, vol.3, pp. 1831-1837

102. Солнцев M.B. Галицейский Б.М., Ноздрин А.А., Меснянкин С.Ю. Зуева В.Ю. «Исследование эффективных систем охлаждения газовых турбин», 2000 г. Государственная регистрация №01200009525

103. Солнцев М.В. Галицейский Б.М., Ноздрин А.А., Меснянкин С.Ю., Зуева В.Ю. «Моделирование теплообмена в эффективных системах охлаждения газовых турбин» 2002 г. Государственная регистрация №01200116848

104. Солнцев М.В. Галицейский Б.М., Ноздрин А.А., Меснянкин С.Ю., Зуева В.Ю. «Моделирование тепловой защиты газовых турбин» 2004 г. Государственная регистрация №01200363855

105. Солнцев М.В., Ноздрин А.А. Теплообмен при взаимодействии струй со стенкой при воздействии сносящего потока. Тепло- и массообмен в элементах конструкции двигателей JIA МАИ 1992 г.