Файл: Зысина-Моложен, Л. М. Теплообмен в турбомашинах.pdf

ных данных, можно приближенно выразить комплексным пара-

метром /:

1

Щ

Здесь wlt w2— скорости на входе и на выходе из решетки; х — криволинейная координата, отсчитываемая по средней линии меж­ профильного канала; Aw2— разность квадратов локальных зна-

Рис. 76. Теплообмен на торцовой стенке межпрофилы ных каналов для различных решеток

чений скоростей в сходственных точках на спинке (wt сп) и на во­ гнутой стороне профиля (йУ;вогн), сходственные точки определяются как точки касания вписанных в межпрофильный канал окруж­

ностей; Aw2— то же для относительных скоростей:

На рис. 77 приведены значения сл и ст для различных решеток при различных значениях I. Как видно, зависимости получаются однозначными и могут быть аппроксимированы соотношениями:

197

Параметр I при наличии эпюры скоростей вдоль обвода про­ филя определяется с помощью элементарных расчетов.

В работе Сидун 1 приводится следующая эмпирическая фор­ мула для расчета теплоотдачи на торцовой стенке межпрофильного канала:

где р — угол поворота потока в канале; t — шаг решетки; b —

тических параметров. При этом наряду с требованиями повы­ шения мощности единичных агрегатов и параметров их рабочих тел возникает дополнительное требование повышения мане­ вренности машины. Следовательно, очень серьезным становится вопрос обеспечения надежности машины не только на номиналь­ ном, но и на переменных режимах работы, в связи с чем большое значение приобретает проблема правильного расчета темпера­ турных напряжений в элементах статора и расчета перемещений вследствие нагрева или охлаждения близлежащих конструктив­ ных элементов, разделенных фиксированными зазорами. Основой для решения этой задачи является расчет температурных полей в элементах статора и ротора. Для того чтобы найти распределе­ ние температуры в каком-либо теле, недостаточно рассматривать только дифференциальное уравнение теплопроводности Фурье, которое устанавливает связь между пространственными и вре­ менными изменениями температуры. Для решения задачи необ­ ходимо задать исходное температурное состояние для каждой

1 Институт технической теплофизики АН УССР,

198

точки поля; кроме того, для элементов пространства, располо­ женных на границе поля и непосредственно контактирующих с внешней средой, необходимо задать совокупность простран­ ственно-временных граничных условий, т. е. совокупность зна­ чений коэффициентов теплоотдачи на омываемых потоком тепло­ воспринимающих или теплоотдающих поверхностях рассматривае­ мого конструктивного элемента. Очевидно, что точность решения задачи о температурном поле в ряде случаев в одинаковой мере зависит как от точности метода решения уравнения тепло­ проводности, так и от точности задания граничных условий.

Методы решения задач теплопроводности будут рассмотрены в гл. VIII. В настоящем параграфе рассмотрим вопросы, связан­ ные с заданием граничных условий теплообмена применительно

кэлементам конструкции корпуса турбины.

Внастоящее время в паротурбостроении все большее распро­ странение приобретают двухстенные конструкции корпусов, обес­ печивающие уменьшение их тепловой инерции. Значительное место в этих конструкциях занимают различные камеры: межцилин­ дровые пространства, через которые пропускаются различные расходы пара (от небольшой доли всего потока пара, проходящего через проточную часть турбины, в так называемых прямо­ точных конструкциях до полного расхода в петлевых конструк­ циях), а также камеры отбора, выхлопа, камеры паровпуска. Ана­

логичного типа камеры начинают появляться и в некоторых кон­ струкциях газовых турбин. В этих камерах происходит очень сложное движение основного потока пара, что связано с наличием выступов, поворотов, неровностей на стенках, с наличием встреч­ ных, боковых потоков и т. п.

Экспериментальные исследования теплоотдачи на моделях в межцилиндровых пространствах ЦВД и ЦСД современных мощ­ ных турбин, описанные в работах [73, 77], показали, что тепло­ обмен в межцилиндровом пространстве определяется взаимодей­ ствием вынужденной и естественной конвекции. На рис. 78 при­ ведены картины течения, полученные с помощью теневого прибора ИАБ-451 в плоских моделях трех типов межцилиндровых про­ странств.

Стрелками показано направление движения основного потока. Рабочий участок первой модели (рис. 78, а) соответствует прямо­ точной конструкции, рабочие участки второй (рис. 78, б) и третьей (рис. 78, в) моделей соответствуют петлевым конструкциям. В пер­ вой модели режим течения в пограничном слое был переходный, во второй и третьей — турбулентный. Визуальные исследования показали, что при различных соотношениях чисел Gr и R или возникают интенсивные флуктуации, связанные с преобладающим влиянием естественной конвекции, причем в этом случае наблю­ дается асимметрия процессов турбулентного обмена на нижней и верхней стенках, или эти флуктуации подавляются вынужден­ ной конвекцией и картина течения становится симметричной,

199

или имеет место взаимодействие влияний вынужденной и есте­ ственной конвекции.

Основные исследования были проведены на объемных моделях, плоские оптические модели в основном применялись не для коли­ чественных, а для качественных исследований.

В этих исследованиях установлено, что главными параметрами, определяющими интенсивность теплообмена в межцилиндровых пространствах, являются числа Рейнольдса R, Грасгофа Gr и отношения Gr/R; Д7787\ где АТ — разность температур противо­ лежащих стенок; бТ — разность температур стенки и потока.

Рис. 79. Зависимость интенсивности теплообмена в межцилиндровом простран стве от параметра GrA/R x

Если число Грасгофа рассчитывается по разности темпера­ тур АТ и по расстоянию б между наружной и внутренней стенками межцилиндрового пространства, оно обозначается GrA. В области значений 677ДГ > 1,5 при GrA/R* ^ 3 влияние этого параметра на интенсивность теплообмена практически не обнаруживается и

где п = 1,15 для переходного режима течения в пограничном слое и п = 0,8 для турбулентного режима. Число Рейнольдса R* рассчитывается по средней расходной скорости и координате х, отсчитываемой от входа в межцилиндровое пространство, при этом коэффициент v рассчитывается по температуре потока.

При G^/R^ > 3 начинается заметное возрастание интенсив­ ности теплообмена. Из приведенных на рис. 79 данных виден характер изменения комплексов

соответственно в турбулентном и переходном режимах.

201

При значениях GrA/R* > 2 • 103, достигнутых в опытах [77] только на переходном режиме течения в пограничном слое, на­ мечается стабилизация комплекса А п (около 0,47), причем возра­ стание этого комплекса по отношению к его значению в первой автомодельной области (при GrA/RA- ==£; 3) достигает примерно двух порядков. Этот факт может иметь очень существенное зна­ чение на режимах пуска и остановки, когда возможны большие значения параметра GrA/RA. Кроме того, в области этих режимов

диапазон колебаний А„ составляет примерно 300% (от 0,006 до 0,015). Так как такие колебания сопряжены с возникновением температурных колебаний в стенке и связанных с ними дополни­ тельных усталостных напряжений, то, очевидно, следует избегать

режимов с < 1 при работе машины на нерасчетных режимах.

Обработка опытных данных, полученных в работах [77, 73], позволила получить следующее соотношение для расчета тепло­ отдачи в межцилиндровом пространстве:

(V.60)

Эмпирические коэффициенты а 0, т, п имеют следующие числен­ ные значения: при турбулентном режиме течения в пограничном слое межцилиндрового пространства (линия АТ на рис. 79) п =

нок, ориентированных так, что направление теплового потока

руются формулой

(V.61)

В случае GrA/RA> 2 -1 0 3 при переходном режиме течения наступает вторая область стабилизации, в которой

(V.62)

Сравнение этой зависимости с опытными данными ХТГЗ [77 ] по измерению интенсивности теплообмена в межцилиндровом про­

202

странстве ЦВД турбины К-300-240 при натурных испытаниях дало удовлетворительное соответствие данных. Формулы (V.59)—(V.61) справедливы в исследованном диапазоне изменения определяю­ щих параметров:

Полученные зависимости следует использовать только для оценки порядка величин коэффициентов теплоотдачи в межци­ линдровых пространствах ЦВД и ЦСД, так как в реальных тур­ бинах эти пространства имеют более сложную конфигурацию, связанную с наличием дополнительных выступов и поворотов потока в проточной части. Кроме того, некоторые данные говорят о возможности закрутки потока на входе. В связи с этим для на­ дежной апробации формул необходимо проведение опытов по измерению теплоотдачи на натурных турбинах непосредственно.

Для межцилиндровых пространств ЦНД мощных турбин, где возможно возникновение дисперсных влажнопаровых потоков и

бора, выхлопа и паровпуска. Наиболее распространенной кон­ струкцией камер отбора и выхлопа является кольцевая замкну­

свводом потока через эксцентричный параллельный оси патрубок

ивыхлопом через концентричную кольцевую щель.

Результаты исследований ЦКТИ характера течения и интен­ сивности теплообмена в таких типовых камерах показали, что они определяются характером ввода и вывода потока из камеры.

Параметры, определяющие интенсивность теплообмена в пре­ делах камеры одного типа, оказались теми же, что и в случае межцилиндрового пространства, т. е. и в этом случае имело место совместное действие естественной и вынужденной конвекции. При кольцевом вводе в камерах отбора и выхлопа (при отводе в пер­ вой через один патрубок, а во второй — через два) интенсивность

203