автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.12, диссертация на тему:Моделирование сопряженного теплообмена в проточных частях газотурбинных установок с секционированным пористым вдувом охладителя

На правах рукописи УДК 536.24:621.375.826

Гущин Александр Владимирович

МОДЕЛИРОВАНИЕ СОПРЯЖЕННОГО ТЕПЛООБМЕНА В ПРОТОЧНЫХ ЧАСТЯХ ГАЗОТУРБИННЫХ УСТАНОВОК С СЕКЦИОНИРОВАННЫМ ПОРИСТЫМ ВДУВОМ ОХЛАДИТЕЛЯ

05.04.12 - Турбомашины и комбинированные турбоустановки 01.04.14 - Теплофизика и теоретическая теплотехника

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва-2005

Работа выполнена в МГТУ им. Н.Э.Баумана на кафедре "Газотурбинные и нетрадиционные энергоустановки".

Научный руководитель - заслуженный работник высшей школы РФ,

КТ.Н., профессор Осипов М.И.

Официальные оппоненты - доктор технических наук,

профессор КУСТАРЕВ Ю.С.

кандидат технических наук, доцент БУРКАЛЬЦЕВ В.А.

Ведущая организация - ФГУП ММПП "САЛЮТ'

Защита диссертации состоится " /Г- М£2.р ТС1 2005 г. в ' " час. На заседании Диссертационного Совета Д 212.141.09 в Московском Государственном Техническом Университете им. Н.Э.Баумана по адресу: 105005, Москва, Рубцовская наб., д. 2/18, Учебно-лабораторный корпус, ауд. № 947.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МГТУ имени Н.Э.Баумана.

Ваши отзывы на автореферет в 2-х экземплярах, заверенные печатью, просьба высылать по адресу: 107005, Москва, 2-я Бауманская ул., д. 5, МГТУ им. Н.Э.Баумана, ученому секретарю диссертационного совета 05.04.12.

Автореферат разослан ЧО'фВ&раЛЛ 2005 г.

Актуальность проблемы. Одним из путей улучшения эффективности газотурбинных двигателей и энергетических установок является повышение уровня температуры рабочих процессов с соответствующим ростом степени повышения давления в цикле, что невозможно без совершенствования тепловой защиты конструкционных элементов энергетических установок -сопловых и рабочих лопаток, камер сгорания и сопел газотурбинных двигателей и установок, а также стенок электродуговых плазмотронов при приемлемых значениях расходов охладителя и потерь энергии.

Одним из самых перспективных направлений тепловой защиты высокотемпературных газотурбинных установок является распределенный вдув охладителя в пограничный слой через пористую стенку, что отражено в работах Кутателадзе С.С. и Леонтьева А.И., Романенко П.Н., Харченко В.Н., Мугалева В.П., Мотулевича В.П., Кудрявцева В.П., Галицейского Б.М., Волчкова Э.П., Совершенного В.Д., Поляева В.М., Осипова М.И., Гольдштейна Р., Моффата П., Кейса В. и др.

Наряду с применением распределенного вдува через непрерывную пористую стенку эффективными и рациональным в силу конструктивно-технологических причин является использование вдува через пористые секции секционированной стенки. При этом создание равномерного распределения температуры по длине стенки всей конструкции и умеренного градиента температуры в стенке достигается при регулируемых расходах охладителя в каждой секции.

Для теплового и термопрочностного расчетов систем охлаждения проточных частей ГТУ с пористыми элементами необходимы данные о механизме и интенсивности теплопереноса, распределения коэффициентов трения и теплообмена при течениях рабочей среды, распределения температуры в секционированной стенке, включающей пористые элементы и непосредственно примыкающие к ним участки из непроницаемых материалов. Распределение параметров в пограничных слоях, тепловых потоков в стенку и тепловое состояние секционированной стенки можно получить, решив задачу сопряженного тепломассообмена при учете краевых условий, определяемых стыком пористых и непроницаемых секций.

Таким образом, исследование проблемы охлаждения конструкционных элементов газотурбинных двигателей и энергетических установок посредством вдува охлаждающего газа в пограничный слой через пористые секции стенки является одной из актуальных научно-технических задач.

Работа выполнялась на кафедре "Газотурбинные и нетрадиционные энергоустановки" МГТУ им. Н.Э. Баумана в соответствии с госбюджетными НИР по фантам РФФИ (00-15-99074 и 96-15-98143).

Цель исследования. Целью настоящей работы является дальнейшее развитие теоретического и экспериментального исследования комплексного сопряженного теплообмена, поставленного и проведенного на кафедре Э-3 МГТУ им. Н.Э Баумана, усовершенствование метода и разработка

программы расчета сопряженной задачи теплообмена для секционированной стенки со вдувом охладителя в пограничный слой применительно к проточным частям газотурбинных и энергетических установок.

Для достижения указанной цели поставлены следующие задачи:

• Разработка физической и математической моделей сопряженного тепломассообмена в стенке с секционированным вдувом охладителя в пограничный слой;

• Математическое моделирование в сопряженной постановке распределения тепловых потоков, локальных коэффициентов теплообмена и трения на секционированной стенке с пористым участками, а также теплового состояния секционированной стенки;

• Экспериментальные исследования сопряженного теплообмена при течении на стенках со вдувом через секции, изготовленные из высокотемпературных пористых материалов.

Научная новизна.

• Моделирование сопряженной задачи теплообмена для секционированной стенки с пористым вдувом при учете теплоизолированности или теплового сопротивления на стыках проницаемых и непроницаемых участков;

• Сопряжение внешней и внутренней задачи теплообмена на пористых участках по тепловому потоку и определяющей температуре наружной поверхности стенки, которая вычислялась как температура смешения газов из внешнего потока и охлаждающего воздуха из пористой матрицы на наружной поверхности стенки;

• Показана немонотонность распределения теплового потока, разности температур матрицы и охладителя на наружной поверхности пористой стенки и распределения температуры в пористых и непроницаемых участках в зависимости от интенсивности вдува, теплофизических свойств материалов, толщины стенки, скорости внешнего потока (при

), шероховатости поверхности и различных граничных

условий.

Практическое значение и реализация результатов. Предложенный метод расчетов процессов теплообмена в секционированной стенке с охлаждаемой пористой секцией и выполненные эксперименты дают возможность:

V Моделировать процессы переноса импульса и энергии, распределения локальных коэффициентов трения и теплообмена, прогнозировать тепловое состояние элементов проточной части энергетических установок с пористым охлаждением.

> Применить предложенную методику к широкому классу пористых материалов, элементам различной геометрии и для различных режимов течения.

> Обосновать возможность применения пористых материалов и композитов с целью обеспечения повышения КПД и удельной мощности газотурбинных двигателей и энергетических установок за счет

уменьшения отборов воздуха за компрессором для тепловой защиты проточной части.

На защиту выносятся:

> Моделирование и методика расчета сопряженной задачи теплообмена и трения в двумерной постановке для секционированной стенки с пористой секцией и вдувом охладителя в пограничный слой.

> Результаты численных расчетов теплового состояния для секционированной стенки с пористой секцией, выполненных для различных значений интенсивности вдува, теплофизических параметров пористой матрицы и непроницаемых секций, а также различных краевых условий и геометрии стенки.

> Результаты экспериментов, полученных на специальном высокотемпературном стенде кафедры ЭЗ МГТУ им. Н.Э. Баумана и специально спроектированных экспериментальных участков, изготовленных из пористых материалов.

> Результаты, показывающие эффективность применения секционированного пористого охлаждения в газовых турбинах.

Апробация работы. Материалы диссертационной работы были доложены на:

s Всероссийской Межвузовской Научно-технической конференции Газотурбинные и Комбинированные установки и двигатели, посвященной 150-летию Н.Е. Жуковского (г. Москва, 1996 г.); S Всероссийском научно-техническом семинаре им. проф. Уварова, г. Москва, 1997 г., 2003 г.;

* Второй Российской национальной конференции по теплообмену (г. Москва, 1998 г.);

^ Всероссийской Межвузовской Научно-технической конференции Газотурбинные и Комбинированные установки и двигатели (г. Москва, 2000 г.);

* Int. Conference on Heat Exchangers for Sustainable Development, Portugal, 1998;

S Millenium Int. Symposium on Thermal and Fluid Sciences (Thermal & Fluid 2000), China, 2000.

Диссертационная работа была заслушана и одобрена на заседании кафедры "Газотурбинные и нетрадиционные энергоустановки". МГТУ им. Н.Э.Баумана (2003 г.)

Публикации. Материалы диссертации опубликованы в 5 печатных работах.

Объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, выводов, списка использованной литературы и приложения. Она содержит 138 страниц основного текста, 90 рисунков, 5 таблиц и 4 страницы со списком использованной литературы, включающим 62 наименования.

Содержание работы. Во введении приведено обоснование актуальности проблемы, как результат анализа влияния эфективности системы охлаждения и расхода охладителя на К.П.Д. и мощность энергетических ГТУ открытого типа, используемых в промышленности. Показано, что для ГТУ мощностью 24,7 МВт (типа GT10B, itk=14, Тг*=1385 К)

з

уменьшение расхода воздуха на охлаждение с 16 до 6% приводит к увеличению К.П.Д- до 36,0% (на 1,4% абс.) и мощности до 28,6 МВт (на -16%). Для ГТУ мощностью 30,5 МВт (типа GT10C, як=18, Тг'=1417 К) уменьшение расхода охладителя с 18% до 7% повышает К.П.Д. до 37,6% (больше на 1,3% абс.) и мощность до 38,2 МВт (на -25%). На примере сравнения эффективностей охлаждения, реализованных в лопатках газовых турбин с системами охлаждения различных типов, подтверждено существенное преимущество распределенного вдува через проницаемую стенку в пограничный слой по сравнению с другими системами охлаждения (включая конвективно-пленочное охлаждение).

Формулируются цель и задачи исследования, характеризуется научная новизна, достоверность и практическая значимость полученных результатов, указываются вопросы, которые выносятся на защиту.

В первой главе рассматривается история вопроса и анализируются работы в области сопряженного теплообмена, внешней и внутренней задачи расчета теплообмена для пористой секции, методы определения коэффициента внутреннего теплообмена в пористой стенке и расчета гидравлических характеристик пористых материалов. Исследованиям в области сопряженной задачи теплообмена посвящены работы Никитенко

H.И., Эммонса Г.В., Перельмана Т.Л., Лыкова А.В., Дорфмана А.Ш., Аккуратова Ю.Н., Купцовой B.C., Цыганка А.П., Карвинена П., Эккерта Е.Р.Г., Чо Х.Х., Леонтьева А.И., Полякова А.Ф., Осипова М.И., Битюрина В.А., и др. Отмечено отсутствие работ по сопряженному теплообмену на секционированной пористой стенке при отсутствии теплоизоляции между пористыми и непроницаемыми участками.

В результате анализа работ в области сопряженного теплообмена сделаны следующие выводы:

I. Сопряженная задача для секционированной стенки с пористым участком и вдувом охладителя в пограничный слой в двумерной постановке требует дополнительного исследования;

2. Сопряженную задачу теплообмена для секционированной стенки со вдувом следует решать с разделением на две краевые задачи и с выполнением условия сопряжения на границе контакта.

3. Для внешней задачи возможно использование численного и интегрального метода расчета пограничного слоя.

4. Решение внутренней задачи теплообмена необходимо выполнять при совместном расчете течения охладителя и теплообмена в матрице (двух-температурная модель).

5. Корректные краевые и граничные условия исключительно важны для достоверности расчетов.

6. Необходимы дополнительные теоретические и экспериментальные исследования, подтверждающие преимущества системы охлаждения с секционированным пористым вдувом.

Во второй главе обоснована постановка задачи сопряженного теплообмена, которая предусматривает решение внешней и внутренней задач теплообмена при соответствующих граничных условиях и решение комплексной задачи теплообмена с учетом сопряжения внешней и

4

внутренней задач для секционированной стенки. Физическая модель задачи сопряженного теплообмена приведена на рис. 1.

Рис. 1. Физическая модель задачи сопряженного теплообмена, где 8Т и 6, соответственно толщины теплового и динамического пограничного

слоев

Для пограничного слоя на плоской стенке расчет проводится дифференциальным и интегральным методами.

ду{

дУ

дТ ду

ас

дх дУ

р-с,

г дх *

д У

\1

ду

(1)

дС

У ду

д_ ду

дС ду

Р V у

где осредненные и пульсационные скорости потока по и

Система дифференциальных уравнений в форме (1) является незамкнутой, что обуславливает использование моделей турбулентности. Численный метод решения внешней задачи с применением в качестве замыкания модификации модели турбулентности ОДвк-е, предложенной Беллеттре, использовался для тестовых расчетов пограничных слоев на гладкой секционированной стенки со вдувом и не может распространяться на течение с учетом шероховатости.

При обосновании способа решения внешней задачи интегральным или дифференциальным методом, в качестве основного метода был принят интегральный, позволяющий с достаточной точностью учитывать комплексное влияние на тепломассообмен возмущающих факторов: неизотермичность, сжимаемость, градиентность течения, шероховатость и вдув газа в пограничный слой. Интегральные соотношения импульса, энергии и диффузии представлены в виде:

Л К.е

Л X

¿Т

Щс

й X

£

- * ¿'»оКв + *г)

('-«!) - Я* I-» АО ^ ЪО +Ьс)

1 ¿АГ ЬТ Л X *

1 ¿лс.

Л'-

С

I ¿К.

(2)

А € Л X

* х

00 ±

где влияние возмущающих факторов сжимаемости, неизотермичности,

градиента давления, шероховатости и вдува определяются

относительными законами трения, теплообмена и диффузии.

Учет влияния неизотермичности, сжимаемости и градиентности

течения выполнен по относительным законам трения и теплообмена

Кутателадзе С.С. - Леонтьева А.И., а комплексное влияние вдува и

шероховатости учитывались по относительным законам трения и

теплообмена, полученным Осиповым М.И.:

\2

1 Ш5

1-

где Ч>

Ш

■ Г

6'

Распределение скорости в пограничном слое на проницаемой шероховатой стенке принималось в следующем виде:

где - профиль скорости на непроницаемой шероховатой стенке.

Помимо предвключенного непроницаемого участка и участка со вдувом охладителя в пограничный слой расчет теплообмена (газовая завеса) на непроницаемом участке за пористой секцией выполнялся с помощью методов, предложенных Волчковым Э.П. и Лебедевым В.П.

Система уравнений внутреннего теплообмена включала: Предвключенный непроницаемый участок:

ат

дТ

МО

(3)

Пористые участки со вдувом. уравнения конвективно-кондуктивного теплообмена для проницаемой стенки со вдувом:

а* м

дТ,

дТ,

ду

М

д г 8

М ду

д

(4)

Непроницаемые участки за пористой секцией:

где - температура непроницаемого участка перед и за

а* м 1 дх ' ду м\

проницаемой секцией, пористого участка и охладителя соответственно; ЯщО, Ящ, А-м! - теплопроводность непроницаемого участка перед пористой секцией, проницаемого участка и участка за пористой секцией; оц. объемный коэффициент теплоотдачи от матрице к охладителю; ]=Р(УС удельный расход вдуваемого газа; Ср - удельная теплоемкость вдуваемого газа; qy - объемное тепловыделение в пористом каркасе.

Для вычисления объемного коэффициента теплоотдачи а» от матрицы к охладителю принята аппроксимация Белова СВ. и др.

объемного коэффициента теплоотдачи а», предложенный Галицейским, Поляевым и Можаевым, учитывающий режим течения в проницаемой стенке. Трение внутри пористой стенки учитывались согласно уравнениям сохранения количества движения (обобщенный закон Дарси).

Граничные условия для внутренней задачи: для торцевых поверхностей непроницаемых участков и пористой матрицы - граничные условия второго рода, для внутренних и внешних поверхностей - граничные условия третьего рода. Для охладителя - граничные условия второго рода для торцевых поверхностей, граничное условие третьего рода на наружной и первого рода (температура) на внутренней поверхности (с учетом прогрева охладителя до входа в стенку согласно методике Поляева В.М. и Сухова А.В.).

Сопряжение внешней и внутренней задачи выполнялось по температуре стенки и тепловому потоку. При анализе методов расчета определяющей температуры стенки на пористых участках сделан вывод, что наиболее физически корректной представляется методика, предложенная Осиповым М.И., где для вычисления определяющей температуры стенки совместно решаются интегральные уравнения импульса, энергии и диффузии.

В третьей главе "Математическое моделирование сопряженной задачи теплообмена и анализ результатов расчетов" рассматривается конечно-элементный метод Галеркина, используемый для решения внутренней задачи. Область решения разбивается на множество трехузловых непересекающихся треугольных подобластей (201x51 узловых точек) двух типов (см. рис.2). Конечные элементы окружают узловую точку ] (см. схему на рис 3).

т{р!а)

и метод вычисления

М

N

№

ь I *

п

я

ЭТИ я

Рис. 3. Конечные элементы и узловая точка

Рис. 2

Интегрированием по области (рис. 3) выполнена аппроксимация искомых дифференциальных уравнений внутренней задачи в алгебраические. Для решения внешней задачи в интегральной постановке использовался конечно-разностный метод.

Рис. 4. Физическая модель расчетов Расчеты выполнены для высокотемпературного турбулентного течения на секционированной стенке, состоящей из предвключенного непроницаемого участка, пористой секции и непроницаемого участка, а также для стенки, включающей чередующиеся непроницаемые и пористые участки, что моделирует стенку камеры сгорания, секционированную сопловую лопатку или элементы статора.

Условия расчетов соответствуют расчетным и экспериментальным параметрам, близким к реальным условиям в проточных частях ГТУ. Начало развития динамического и теплового пограничных слоев задается исходя из конструкции проточной части стенки, либо оно соответствует началу предвключенного непроницаемого участка. Режим течения на пористой секции соответствует 103<Rei"<10 (OsRer"<10A для расчетов с начальным динамическим участком). Анализируется течение на гладкой стенке и на стенке с заданной шероховатостью, соответствующей реальным условиям технологии изготовления металлических и керамических пористых материалов. В расчетах принимался уровень шероховатости поверхностей соответствующий Ks=10 мкм. Температура торможения газа в ядре потока (начальное сечение) в расчетах составляла 1773-1873 К, скорость по оси ОХ 50,400 и 100 - 400 м/с, полное давление 2 МПА. Пористость проницаемой секции - 40%, диаметр пор - 60 мкм. Интенсивность вдува по длине пористых участков задавалась постоянной 7= const и варьировалась от J=o,oooi до o,oos . Толщина стенок варьировалась в диапазоне 1, 5, 20 мм, что определяется геометрией различных элементов проточной части газовых турбин. Длина непроницаемых и пористого участка либо задавалась неизменной - 20 мм, либо варьировалась

Анализ результатов расчетов для секционированных стенок (рис. 5-8) позволяет отметить следующие особенности. Большая неравномерность критерия St и распределения температуры по длине секционированной стенки характерна для секционированной стенки с теплоизолированными участками (рис. 5). Особенно это заметно на стыках пористой секции и непроницаемых участков. У секционированной стенки с теплоизоляцией значение St и температура на стыках изменяется

скачкообразно, тогда как в стенке без теплоизоляции изменение и температуры стенки на стыках достаточно плавно. Установлено: более равномерное распределение температуры в продольном направлении секционированной стенки и увеличение температуры пористого участка достигается при отсутствии теплоизоляции между участками за счет перетоков тепла между пористой секцией и непроницаемыми участками.

«•« т. к

ПРЕДВКЛЮЧЕННЫЙ УЧАСТОК

РАСПРЕДЕЛЕНА тагемтуя>|

МАТРИЦ

1400 УЧАСТОК ЗА ПОРИСТОЙ СЕКЦИЕЙ

1Й0 1000

-- моо 1100 <700

(100 "

1300

ь.-35ВД»К) г чап :

ЧЧОВДАК) ¡«в И 5вв«»11/(« С)

^■аавгцмк)

».И0Вт/|1»К] ияМЮи)с

опии—Iи.успж а„»2000ВЦы'к) снютучалтяпооктоИсммА

зр:

тедмегсип

Рис

5. Распределение 01/2 и температуры стенки и охладителя по длине секционированной стенки с начальным охлаждаемым участком при теплоизоляции боковых стенок участков и с охлаждаемым начальным участком

0.006

0.000

0X102 0Л01 -—■

ПРЕДВКЛЮЧЕННЫЙ УЧАСТОК

РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ МАТРИЦА

0.00 Х.М

УЧАСТОК ЗА ПОРИСТОЙ СВОК&

1чр,= ШВДмК) I гООСП ,

*м=10Вт/(ыК) М И.58Мвв/(мс) 1е=0.03ВтАм.К) Тип =1773 К 1«.=10В1*(»К1 ияМ00мй с иеот. лисмл. и «часта л тоетой кщией Теплоизоляцииуддусеиням нет Гладшскш

Рис. 6. Распределение 01/2 по длине секционированной стенки и распределение температуры в секциях и охладителе при отсутствии теплоизоляции между участками и с неохлаждаемым начальным участком

Рис. 7. Распределение 31, 01/2 и температуры стенки и охладителя по длине секционированной стенки при отсутствии теплоизоляции между участками и с охлаждаемым начальным участком

ОЛЗ 044

РИСПРЕЙСПНС ТЕМГЕРДТШ1

пидиключенный участок матрица учклокмпатстойсадей

0.К Х.М

Ч =а.аз Bifiwig

I =0001

fvd ч моиеЛи'с) Tw »1773 К

ОХЛАДИТЕЛЬ

снп&лптатпшягошпЯопип* Тютппячимвпупиммнг Гчмспна

Рис. 8. Распределение St, Cf/2 и температуры стенки и охладителя по длине секционированной стенки при отсутствии теплоизоляции между участками и с неохлаждаемым начальным участком, скорость внешнего потока изменяется линейно от 100 до 400 м/с Установлено, что толщина стенки и ее теплопроводность при J= const практически не влияют на температуру наружной поверхности (см. рис. 9). Это подтверждает вывод, сделанный ранее в работах кафедры Э-3, что температура наружной поверхности стенки зависит прежде всего от интенсивности вдува, в то время как толщина и теплопроводность стенки влияют намного слабее. В то же время толщина стенки и теплопроводность пористой матрицы очень существенно влияют на температуру внутренней поверхности стенки и на распределение температуры по толщине пористой матрицы и охладителя. Это влияние наиболее существенно при 6 от 1 до 5 мм.

Ттз=1372К ТГП2-1361К

1600 /1800 Т'к 1773/

Рис. 9. Распределение температур по толщине проницаемой стенки в зависимости от коэффициента теплопроводности (Хм) и толщины стенки Т*г=1773К Анализ влияния шероховатости поверхности стенки на Б!, тепловой поток и дТст на наружной поверхности показал (рис. 10-12), что при эквивалентной песочной шероховатости (<5=10 мкм Б!, тепловой поток и разность температур матрицы и охладителя на наружной поверхности (ДТ) шероховатой стенки превосходят те же параметры для гладкой стенки

11

при7*0.001 на ~70 + 90% для на ~20 +60% для теплового потока и на ~5 + 65 % для разности температур лТп-. Несущественное отличие тепловых потоков (до -5%) в области ] =0.0001- 0.0005 для шероховатой и гладкой стенок объясняются тем, что температура наружной поверхности шероховатой стенки выше, чем у гладкой при 7 = йе« ■ Это приводит к тому, что более высокий коэффициент теплоотдачи на наружной поверхности шероховатой стенки компенсируется меньшей по сравнению с гладкой стенкой разницей температуры между ядром потока и поверхностью стенки дт=тщ~т„.

Разность температур на наружной помрхности дТ=Т|гТс

Т„=1773К

Р„»2МРЛ

и„=400гп/»

5.»5тт

Хо^О.25

П=40%

Рис. Ю.Разностьтемпературы АТ=Ти -Тс на наружной поверхности для

пористой стенки толщиной 5 мм в сечении 7=0.25, в зависимости от интенсивности вдува

Рис. 11. Тепловой поток в пористую стенку толщиной 5 мм в сечении Х=0.25, в зависимости от интенсивности вдува

Рис. 12. Число на наружной поверхности пористой стенки толщиной 5 мм в сечении X =0.25, в зависимости от интенсивности вдува

Анализ результатов зависимости разности температуры на поверхности пористой стенки от теплового параметра вдува подтверждает вывод сделанный ранее в исследованиях ИТ СО РАН и кафедры Э-3 МГТУ им. Н.Э. Баумана: максимальная разность температур на наружной поверхности и тепловой поток в пористые стенки соответствуют определенному значению Ьу в интервале-1-1,5 (рис. 13).

Рис. 13. Разность температуры на наружной поверхности для гладкой пористой стенки толщиной 5 мм в сечении Х=0.25, в зависимости от теплового параметра вдува В четвертой главе приведены описание экспериментальной установки (рис. 14), экспериментальной модели, свойства керамических материалов, и основные результаты экспериментальных исследований, выполненных на

кафедре ЭЗ МГТУ им. Н.Э.Баумана при участии автора в соответствии с госбюджетными НИР по фантам РФФИ 00-15-99074 и 96-15-98143 (рис. 15).

Рис. 14. Пневмогидравлическая

схема экспериментального стенда

Рис. 15. Распределение температуры по поверхности и по

толщине каркаса и охладителя

Эксперимент (рис. 15) проведен при температуре газа в ядре потока -1923 К, скорости газа - 550 м/с, удельном расходе охладителя -0.2 кгДм^С), давлении газа по заторможенным параметрам в камере сгорания -0.20 МПа, материал исследуемой пористой стенки - "ПС+ПВг (8=5мм, /=70 мм, а=32 ММ). При отсутствии вдува температура матрицы Тм на внутренней поверхности в конце пористого участка -700 К выше, чем в начале. При вдуве температура Тм на внутренней поверхности примерно постоянна. Установлено, что при наличии вдува температура наружной поверхности по длине пористого участка падает на -100 К. Сравнение результатов экспериментального исследования с численными расчетами подтвердило адекватность и приемлемую точность разработанной методики численного решения сопряженной задачи.

Приведенная оценка погрешности экспериментального исследования показывает, что значение предельной погрешности измерения температуры: ЫК=±\А'С.

1. Обоснована физическая модель, разработана математическая модель и программа численного моделирования сопряженного теплообмена и трения при турбулентных течениях на секционированных стенках с пористыми участками вдува охладителя в пограничный слой, позволяющая анализировать тепловое состояние стенок при учете интенсивности вдува, теплофизических свойств материалов секций, шероховатости поверхности, градиентности течения, краевых условий.

2. Показано, что при секционированном вдуве охладителя в пограничный 14

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ:

слой распределение критерия Стэнтона, локального коэффициента трения и температуры в секционированной стенке немонотонны и зависят от интенсивности вдува, свойств материалов секций, наличия или отсутствия теплоизоляции между секциями стенки, внутреннего охлаждения и ряда других факторов.

3. Установлено, что максимальная разность температур матрицы и охладителя на внешней поверхности пористой стенки и максимальный тепловой поток в пористую стенку соответствует параметру вдува

4. Проанализировано влияние отсутствия теплоизоляции между секциями стенки, которое приводит к изменению распределения критерия Стэнтона, тепловых потоков и выравниванию температуры по длине и толщине секций стенки, изменению фактора неизотермичности по длине стенки, а также повышению температуры поверхности стенки и уменьшению разности температуры матрицы и охладителя.

5. Показано, что в ускоренных течениях в сравнении с l/„ = const меняется характер изменения температуры стенки каждой секции и тепловое состояние стенок.

6. Экспериментально подтвержден характер распределения температуры по толщине пористой стенки при изменении теплопроводности матрицы и толщины стенки. Корректность разработанной методики расчета сопряженного тепломассообмена для секционированной стенки с пористым участком и вдувом охладителя в пограничный слой подтверждена экспериментом.

7. Установлено, что учет комплексного влияния шероховатости при интенсивности вдува приводит к увеличению на для St и на для теплового потока в пористую секцию.

8. Показано преимущество применения секционированного вдува с использованием высокотемпературных пористых материалов, обеспечивающего повышение КПД энергетических ГТУ при температуре газа перед турбиной Т*г=1385 - 1417К И Яц=14 -18 на 1.3 -1.5% абс. из-за снижения расхода воздуха на охлаждение проточной части ГТУ в 1.53 раза по сравнению с существующими системами конвективно-пленочного охлаждения.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНО В

СЛЕДУЮЩИХ РАБОТАХ:

1. Осипов М.И., Гущин А.В., Чиненова И.В. Теоретическое и экспериментальное исследование теплообмена в высокотемпературной пористой керамике элементов ГТУ // Газотурбинные и комбинированные установки и двигатели: Сборник докладов 10-ой Всероссийской научно-технической конференции, посвященной 150-летию Н.Е. Жуковского -М., 1996.-С. 91-92.

2. Осипов М.И., Гущин А.В., Дадонова Р.Н. Сопряженный тепло и массообмен в пористой стенке со вдувом охладителя // Сборник трудов 2-ой Российской национальной конференции по теплообмену - М., 1998. -Т.2.-С.200-207.

3. Osipov M.I., Gushchin A.V. The conjugate problem of heat and mass transfer in a porous media section with blowing of coolant // Proc. of Int. Conference on Heat Exchangers for Sustainable Development. - Lisbon (Portugal), 1998. - V.1.-P.497-504.

4. Osipov M.I., Gushchin A.V. The investigation of conjugate heat and mass transfer on a wall with porous section // Millenium Int. Symposium on Thermal and Fluid Sciences (Thermal & Fluid 2000). - Beijing (China), 2000. - V.1. -P. 86.

5. Осипов М.И., Гущин А.В. Сопряженный теплообмен на стенке с поперечным и тангециальным секционированным вдувом // Газотурбинные и комбинированные установки и двигатели: Сборник тезисов докладов 11-ой Всероссийской научно-технической конференции. - М., 2000. - С. 60.

Отпечатано в 00 0 «Компания Спутник+» ПД № 1-00007 от 25.06.2000 г. Подписано в печать 13.01.2005 Тираж 100 экз. Усл. печ. л. 1 Печать авторефератов 730-47-74, 778-45-60

in

ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ И СОКРАЩЕНИЯ.

ВВЕДЕНИЕ.

Глава 1. ОБЗОР ЛИТЕРАТУРЫ.

1.1 Сопряженная задача тепломассообмена.

1.2 Внешняя задача.

1.3 Внутренняя задача.

1.4 Объемный коэффициент теплоотдачи.

1.5 Гидравлические характеристики пористых материалов.

Глава 2. ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ СОПРЯЖЕННОЙ ЗАДАЧИ ТЕПЛООБМЕНА НА СТЕНКАХ С

СЕКЦИОНИРОВАННЫМ ПОРИСТЫМ ВДУВОМ.

2.1 Постановка задачи.

2.2 Основные уравнения и метод решения внешней задачи.

2.3 Основные уравнения и метод решения внутренней задачи.

2.4 Условия сопряжения внешней и внутренней задачи.

Глава 3. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ СОПРЯЖЕННОЙ ЗАДАЧИ ТЕПЛООБМЕНА.

3.1 Конечно-элементный метод и аппроксимация дифференциальных уравнений.

3.2 Алгоритм программы для ЭВМ.

3.3 Результаты численного моделирования сопряженной задачи теплообмена.

Глава 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ СОПРЯЖЕННОГО ТЕПЛООБМЕНА И ПРЕИМУЩЕСТВА ПРИМЕНЕНИЯ СЕКЦИОНИРОВАННОГО ПОРИСТОГО ОХЛАЖДЕНИЯ В ГТУ.

4.1 Установка и оборудование.

4.2 Описание экспериментальной модели.

4.3 Основные результаты экспериментальных исследований и их сравнение результатами расчетов.

4.4 Перспективы применения секционированного пористого охлаждения в энергетических ГТУ.

ВЫВОДЫ.

Актуальность проблемы. Одним из путей улучшения эффективности газотурбинных двигателей и энергетических установок наряду с усовершенствованием цикла является повышение уровня температуры рабочих процессов (рис.В.1), что невозможно без совершенствования тепловой защиты конструкционных элементов энергетических установок - лопаток газотурбинных двигателей, камер сгорания и сопел двигателей, стенок и каналов МГД-генераторов, электродуговых плазмотронов и т.д. при сохранении приемлемых значениях расходов охладителя и потерь энергии.

U-о О о со" о. о. (D

1871 (3400)

1538 (2800)

1204

2 (2200) (U

870 (1600)

Энергетические ГТУ большой мощности

ГТЭ-160 — ГТЭ-180. GT26 чГсус1опе «-Г "V94 ЗА

•ГТУ малой мощн.

Уровень температуры не требующий охлаэдения лопаток

1950 1960 1970 1980 1990 2000 ГОД

Рис. В.1. Уровень температуры перед турбиной в зависимости от года начала серийного производства ГТУ:

ГТУ фирмы ALSTOM Power: GT26-262 МВт.

ГТУ фирмы Siemens Westinghouse:

Typhoon - 4.35/4.7/5.05/5.25 МВт; Tornado - 6.75 МВт; Cyclone - 12.7 МВт; GT35 - 17 МВт; GT10C - 29 МВт; GTX100 - 43 МВт; V64.3A - 70 МВт;

V94.2 - 159 МВт; V84.3A - 180 МВт; V94.2A - 190 МВт; V94.3A - 265 МВт.

ГТУ фирмы ОАО "ЛМЗ":

ГТЭ-160 - 160 МВт; ГТЭ-180 - 180 МВт.

ГТУ фирмы ОАО "Сатурн":

ГТЭ-110-110 МВт.

Тенденции повышения температуры рабочих процессов газотурбинных двигателей и установок различных типов [1], а также энергетических ГТУ на примере ведущих западных фирм и отечественных компаний ОАО "ЛМЗ", ОАО "Сатурн" (см. рис. В.1), "Салют" и СНТК им. Кузнецова подтверждают, что новые технологии в области высокотемпературных материалов и систем охлаждения проточной части стали не только основой совершенствования газотурбинной техники, но также фундаментом, на котором базируется развитие крупнейших мировых производителей ГТУ.

Для газотурбинных установок безрегенеративного цикла повышение температуры перед турбиной по соображениям термодинамической эффективности должно сопровождаться увеличением степени повышения давления в цикле. В этом случае величина отборов воздуха от компрессора для целей тепловой защиты проточной части становится фактором, очень существенно влияющим на эффективность установки в целом, так как повышение температуры воздуха за компрессором в цикле без регенерации обуславливает также необходимость охлаждения воздуха, отбираемого для охлаждения элементов проточной части.

Влияние расхода воздуха, отбираемого после компрессора, для охлаждения проточной части ГТУ на эффективность установки в целом можно проиллюстрировать на примере ГТУ: GT10B (25МВт) и GT10C (30МВт) компании Сименс. Для расчета приняты варианты ГТУ с различной температурой перед турбиной.

Мощность в зависимости от расхода охл. воздуха

45 & 40 gq S

Л 35 5 0

1 зо о S

25 20

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Расход охл. воздуха, %

GT10B, Тг=1385К —»—GT10C, Тг=1417К —A—GT10B, Тг=1623К —*—GT10C, Тг=1623К

Рис. В.2. Изменение мощности установок GT10B и GT10C в зависимости от изменения расхода воздуха для охлаждения проточной части

К.п.д. в зависимости от расхода охл. воздуха

39,00 1 38,50 -38,00 gg 37,50 -% 37,00 -J 36,50 -^ 36,00 -35,50 -35,00 34,50 -34,00

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Расход охл. воздуха, %

GT10B, Tr=1385K -«-GT10C, Тг=1417К ^a-GT10B, Tr=1623K ^-GT10C, Тг=1623К

Рис. В.З. Изменение к.п.д. установок GT10B и GT10C в зависимости от изменения расхода воздуха для охлаждения проточной части

Приведенные графики показывают очевидное значительное влияние расхода охлаждающего воздуха на выходную мощность и К.П.Д. указанных газотурбинных установок. Для GT10B при 16% расходе воздуха на охлаждение и температуре перед турбиной 1385 К мощность составляет 24.7 МВт, а К.П.Д. 34,6%. В тоже время при сокращении расхода воздуха на охлаждение проточной части ГТУ до 6%, ее мощность при неизменной температуре перед турбиной составит 28.6 МВт (больше на ~16% отн.), а К.П.Д. 36,0% (больше на 1.4% абсолютных). Для установки GT10C, у которой более высокие степень повышения давления (7Гк=18) и температура за камерой сгорания (Тг*=1417 К), влияние уменьшения расхода воздуха охлаждающего воздуха на мощность и К.П.Д. более значительно. Если при расходе воздуха Goxn= 18% мощность и К.П.Д. GT10C составляет 30,5 МВт и 36,3% соответственно, то при сокращении расхода воздуха на охлаждение проточной части ГТУ до 7% мощность и К.П.Д. возрастают до 36,0 МВт (больше на -18% отн.) и 37,7% (больше на 1.4% абсолютных) соответственно.

Таким образом, перед конструкторами стоит задача создать системы охлаждения, рассчитанные на более высокий уровень температуры в цикле при обеспечении приемлемых расходов охлаждающего воздуха, необходимых для тепловой защиты проточной части ГТУ. Одним из самых перспективных направлений для решения данной задачи является использование высокоэффективных систем охлаждения на основе конвективно-пленочных систем с термозащитными покрытиями и пористых систем охлаждения, а также высокотемпературных керамических материалов с температурой поверхности 1600-1900К.

На рис. В.4. представлено сравнение эффективностей охлаждения лопаток газовых турбин различных схем и эффективность пористого охлаждения, в зависимости от относительного расхода охлаждающего воздуха, полученные Богомоловым Е.Н.

Зависимость средних эффектйвностей охлаждения, реализуемых в лопатках различных схем от относительного расхода охлаждающего воздуха:

1-лопатка с поперечным цилиндрическим оребрением; 2,8-лопатки с мелкими радиальными каналами; 3-трехканальная лопатка 1 с петлевым течением охладителя; 4-усовершенствованная лопатка 1 с выдувом охладителя через кромки; 5-трехканальная лопатка с выпуском охладителя в радиальный зазор и выходную кромку; 6,9-бездефлекторные перфорированные лопатки с комбинированным охлаждением; 7,10- дефлекгорные неперфорированные лопатки; 11-13 - многоканальные перфорированные лопатки, 14-пористые лопатки

Рис. В .4

Из рис. В.4 видно, что наиболее перспективным и эффективным способом тепловой защиты стенок является распределенный вдув охлаждающего газа1 в пограничный слой через перфорированные или пористые стенки. Способ охлаждения посредством вдува охлаждающего газа в пограничный слой через пористую стенку считается особенно перспективным, т.к. обладает рядом преимуществ по сравнению с вдувом через перфорированную стенку, что отражено в работах Кудрявцева В.М., Кутателадзе С.С., Леонтьева А.И., Галицейского Б.М., Волчкова Э.П., Совершенного В.Д., Поляева В.М., Осипова М.И. и др. Одним из основных достоинств вдува охладителя через пористую стенку является чрезвычайно высокая интенсивность теплообмена между

Эффективность системы охлаждения при использовании воды и пара не рассмотрены 4 проницаемой матрицей и протекающим сквозь нее теплоносителем вследствие очень развитой контактной поверхности. К другим достоинствам следует отнести более равномерное распределение охладителя на поверхности защищаемой стенки, меньшее влияние на пристенную область проточной части (по сравнению со вдувом охладителя через перфорацию), более высокую температуру охлаждающего газа (жидкости) на горячей поверхности при малых интенсивностях вдува и как следствие меньшее переохлаждение основного потока. Также следует отметить, что при распределенном нерегулируемом вдуве по всей защищаемой поверхности с постоянной интенсивностью вдува, низком температурном факторе, использовании металлических материалов, и как следствие достаточно высокого уровня расхода охлаждающего газа структура пограничного слоя изменяется, увеличиваются профильные потери, что в основном связано с потерями энергии основного потока на разгон охлаждающего воздуха, и также возможен отрыв пограничного слоя. Несмотря на то, что уже созданы первые образцы лопаток с пористыми оболочками, в силу конструктивно-технологических причин применение секционированного вдува представляется более рациональным, так как позволяет обеспечить тепловую защиту стенок при регулировании интенсивности вдува по длине секционированной стенки. Вдув охладителя через пористые секции создает газовые завесы на последующих непроницаемых участках и, таким образом, в сочетании (или без) с другими способами тепловой защиты (например, конвективное охлаждение внутренней поверхности непроницаемой стенки воздухом) позволяет обеспечить приемлемый уровень температур непроницаемых участков. Условия практического применения распределенного вдува и газовых завес при секционированном вдуве характеризуются, как правило, воздействием на пограничный слой таких возмущающих факторов, как неизотермичность и сжимаемость газового потока, градиентность течения, шероховатость стенки, нестационарность пограничного слоя и др.

Практическая реализация рассматриваемого способа охлаждения стала возможной после появления новых конструктивных решений и технологий изготовления пористых материалов, наиболее перспективными из которых являются пористые или перфорированные материалы на основе высокотемпературных металлических сплавов, керамик и композитов на основе А1203, Si3N4, SiC, TiC и боридов (TiB2). Использование таких материалов позволит существенно повысить температуру рабочих процессов энергетических установок без увеличения потерь на охлаждение.

Для расчетов трения и теплообмена при течениях рабочей среды, теплового и термопрочностного расчетов компонентов проточной части газовых турбин с пористыми элементами необходимо располагать информацией об интенсивности теплопереноса, распределении температурных полей в пористых элементах, охладителе и непосредственно примыкающих к этим пористым элементам участкам из непроницаемых материалов. Эту информацию можно получить из решения задачи сопряженного теплообмена для стенки с пористыми секциями и секционированным вдувом охладителя в пограничный слой.

Таким образом, исследование систем охлаждения посредством вдува охладителя в пограничный слой секционированной стенки через пористые секции является одной из актуальных научно-технических задач применительно к проточным частям ГТУ.

Данная работа выполнялась на кафедре "Газотурбинные и нетрадиционные энергоустановки" МГТУ им. Н.Э. Баумана в соответствии с госбюджетными НИР по грантам РФФИ (00-15-99074 и 96-15-98143).

Целью настоящей работы является дальнейшее развитие теоретического и экспериментального исследования комплексного сопряженного теплообмена, поставленного и проведенного на кафедре Э-3 МГТУ им. Н.Э Баумана, усовершенствование метода и разработка программы расчета сопряженной задачи теплообмена для секционированной стенки со вдувом охладителя в пограничный слой применительно к проточным частям газотурбинных и энергетических установок.

Для достижения указанной цели поставлены следующие задачи:

1. Разработка физической и математической моделей сопряженного тепломассообмена в стенке с секционированным вдувом охладителя в пограничный слой;

2. Математическое моделирование в сопряженной постановке распределения тепловых потоков, локальных коэффициентов теплообмена и трения на секционированной стенке с пористым участками, а также теплового состояния секционированной стенки;

3. Экспериментальные исследования сопряженного теплообмена при течении на стенках со вдувом через секции, изготовленные из высокотемпературных пористых материалов.

Научная новизна.

1. Моделирование сопряженной задачи теплообмена для секционированной стенки с пористым вдувом при учете теплоизолированное™ или теплового сопротивления на стыках проницаемых и непроницаемых участков;

2. Сопряжение внешней и внутренней задачи теплообмена на пористых участках по тепловому потоку и определяющей температуре наружной поверхности стенки, которая вычислялась как температура смешения газов из внешнего потока и охлаждающего воздуха из пористой матрицы на наружной поверхности стенки;

3. Показана немонотонность распределения теплового потока, разности температур матрицы и охладителя на наружной поверхности пористой стенки и распределения температуры в пористых и непроницаемых участках в зависимости от интенсивности вдува, теплофизических свойств материалов, толщины стенки, скорости внешнего потока (при F„,=const и Vx2 > FMl), шероховатости поверхности и различных граничных условий.

Достоверность результатов. Расчетная модель основана на использовании уравнений переноса импульса и энергии, численных расчетов турбулентных пограничных слоев и предельных законах асимптотической теории. Для численных расчетов применен метод конечных элементов и конечных разностей, хорошо зарекомендовавшие себя в мировой практике при решении задач подобного класса. Адекватность математической модели подтверждается приемлемой точностью результатов численных расчетов при сравнении экспериментальными данными, полученными на высокотемпературном стенде кафедры Э-3 МГТУ им. Н.Э.Баумана.

Практическое значение и реализация результатов. Предложенный метод расчетов процессов теплообмена в секционированной стенке с охлаждаемой пористой секцией и выполненные эксперименты дают возможность:

1. Моделировать процессы переноса импульса и энергии, распределения локальных коэффициентов трения и теплообмена, прогнозировать тепловое состояние элементов проточной части энергетических установок с пористым охлаждением.

2. Применить предложенную методику к широкому классу пористых материалов, элементам различной геометрии и для различных режимов течения.

3. Обосновать возможность применения пористых керамических материалов и композитов с целью обеспечения повышения КПД и удельной мощности газотурбинных двигателей и энергетических установок за счет уменьшения отборов воздуха за компрессором для тепловой защиты проточной части.

На защиту выносятся:

1. Моделирование и методика расчета сопряженной задачи теплообмена и трения в двумерной постановке для секционированной стенки с пористой секцией и вдувом охладителя в пограничный слой.

2. Результаты численных расчетов теплового состояния для секционированной стенки с пористой секцией, выполненных для различных значений интенсивности вдува, теплофизических параметров пористой матрицы и непроницаемых секций, а также различных краевых условий и геометрии стенки.

3. Результаты экспериментов, полученных на специальном высокотемпературном стенде кафедры Э-3 МГТУ им. Н.Э. Баумана и специально спроектированных экспериментальных участках, изготовленных из пористых материалов. 4. Результаты, показывающие эффективность применения секционированного пористого охлаждения в газовых турбинах.

Апробация результатов исследований проводилась на Всероссийской Межвузовской научно-технической конференции "Газотурбинные и комбинированные установки и двигатели", посвященной 150-летию Н.Е. Жуковского (г. Москва, 1996 г.), Всероссийском научно-техническом семинаре им. проф. Уварова (г. Москва, 1997 г.), Второй Российской национальной конференции по теплообмену (г. Москва, 1998 г.), Всероссийской Межвузовской Научно-технической конференции Газотурбинные и Комбинированные установки и двигатели (г. Москва, 2000 г.), Международной конференции по теплообменному оборудованию (Португалия, 1998 г.), Международном симпозиуме по теплообмену и механике жидкости и газа (Китай, 2000 г.) докладывалась и обсуждалась на заседаниях кафедры Э-3 факультета Энергомашиностроение МГТУ им. Н.Э.Баумана (1997-2002 гг.). Диссертационная работа была заслушана и одобрена на заседании кафедры "Газотурбинные и нетрадиционные энергоустановки". МГТУ им. Н.Э.Баумана (2003 г.)

Автор выражает глубокую благодарность научному руководителю, заведующему кафедры Э-3 МГТУ им. Н.Э. Баумана, Заслуженному работнику высшей школы РФ, к.т.н., профессору Осипову Михаилу Ивановичу за постановку задачи и помощь при подготовке этой работы.

17

ВЫВОДЫ

1. Обоснована физическая модель, разработана математическая модель и программа численного моделирования сопряженного теплообмена и трения при турбулентных течениях на секционированных стенках с пористыми участками вдува охладителя в пограничный слой, позволяющая анализировать тепловое состояние стенок при учете интенсивности вдува, теплофизических свойств материалов секций, шероховатости поверхности, градиентности течения, краевых условий.

2. Показано, что при секционированном вдуве охладителя в пограничный слой распределение критерия Стэнтона, локального коэффициента трения и температуры в секционированной стенке немонотонны и зависят от интенсивности вдува, свойств материалов секций, наличия или отсутствия теплоизоляции между секциями стенки, внутреннего охлаждения и ряда других факторов.

3. Установлено, что максимальная разность температур матрицы и охладителя на внешней поверхности пористой стенки и максимальный тепловой поток в пористую стенку соответствует параметру вдуваb-f=l -Ь 1.5.

4. Проанализировано влияние отсутствия теплоизоляции между секциями стенки, которое приводит к изменению распределения критерия Стэнтона, тепловых потоков и выравниванию температуры по длине и толщине секций стенки, изменению фактора неизотермичности по длине стенки, а также повышению температуры поверхности стенки и уменьшению разности температуры матрицы и охладителя.

5. Показано, что в ускоренных течениях в сравнении с Ux- const меняется характер изменения температуры стенки каждой секции и тепловое состояние стенок.

6. Экспериментально подтвержден характер распределения температуры по толщине пористой стенки при изменении теплопроводности матрицы и толщины стенки. Корректность разработанной методики расчета сопряженного тепломассообмена для секционированной стенки с пористым участком и вдувом охладителя в пограничный слой подтверждена экспериментом.

7. Установлено, что учет комплексного влияния шероховатости при интенсивности вдува j >0.001 приводит к увеличению на ~70 -н 90 % для St и на ~ 20 4-60 % для теплового потока в пористую секцию.

8. Показано преимущество применения секционированного вдува с использованием высокотемпературных пористых материалов, обеспечивающего повышение КПД энергетических ГТУ при температуре газа перед турбиной Т*г=1385 - 1417К и 7tk=14 - 18 на 1.3 - 1.5% абс. из-за снижения расхода воздуха на охлаждение проточной части ГТУ в 1.5-3 раза по сравнению с существующими системами конвективно-пленочного охлаждения.

1. Теория проектирования газотурбинных и комбинированных установок / Ю.С. Елисеев, В.Е. Михальцев, Э.А. Манушин и др. М.: Машиностроение, 2000. - 485 с.

2. Никитенко Н.И. Основные виды сопряженных задач тепло- и массообмена // ИФЖ. 1983. - Т. 44, №4. - С.676 - 678.

3. Эммонс Г.В. Нестационарный аэродинамический нагрев пластины // Проблемы пограничного слоя и вопросы теплопередачи: Сб. науч. тр. — М.: Госэнергоиздат, I960. С.329 - 337.

4. Перельман T.JI. Теплообмен в ламинарном пограничном слое при обтекании тонкой пластины с внутренними источниками // ИФЖ. 1961. — Т. 4, № 5. -С.54-61.

5. Лыков А.В. Тепломассообмен. — М.: Энергия, 1978. 480 с.

6. Дорфман А.Ш. Теплообмен при обтекании неизотермических тел. — М.: Машиностроение, 1982. 189 с.

7. Аккуратов Ю.Н., Михайлов В.Н. Решение двумерной сопряженной задачи стабилизированного теплообмена при ламинарном течении жидкости в канале // ИФЖ. 1983. - Т. 44, № 1. - С.41 - 44.

8. Купцова B.C. Об общем принципе постановки сопряженных задач естественной конвекции // Труды МЛТИ. 1977. - Вып. 97. - С. 117-119.

9. Цыганок А.П. Исследование нестационарных температурных полей лучеобменивающихся тел (сопряженная задача): Дис. канд. техн. наук. -Томск, 1971.- 135 с.

10. Леонтьев А.И., Пузач В.Г., Пузач C.B. Особенности теплового состояния проницаемой стенки, обтекаемой высокотемпературным потоком газа // Известия Академии Наук. Энергетика. 1997. - №2. - С. 106 - 113.

11. З.Леонтьев AM., Поляков А.Ф. Условия конвективного теплообмена на поверхности пористой проницаемой стенки // Известия Академии Наук. Энергетика. 1998. - №6. - С. 120 - 144.

12. Кутателадзе C.C. Три проблемы теории теплообмена и физической гидрогазодинамики // ИФЖ. 1980. - Т. 38, № 6. - С. 1115 - 1136.

13. Тепловая защита стенок плазматронов / А.И. Леонтьев, Э.П. Волчков, В.П. Лебедев и др. Новосибирск: Институт теплофизики СО РАН, 1995. - 336 с.

14. Avelino М., Su A., Freire S. An analytical near wall solution for the к-с model for transpired boundary layers flows // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1999. -V.42, № 16. - P. 3085 - 3095.

15. Andersen P., Kays W., Moffet R. Turbulent boundary layer on a porous plate: an experimental study of the fluid mechanics for adverse free-stream pressure gradients // Rep № HMT-15. Thermosciences Division D.M.E. Stanford Univ. -1972.-P. 121-145.

16. Bellettre J., Baetaile F., Lallemad A. A new approach for the study of turbulent boundary layers with blowing // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1999. — V.42, №16.-P. 2905-2920.21 .Spalding D.B. Методика численных расчетов PHOENIX // www.cham.co.uk.

17. Pohlhausen К. Differentialleichung der laminaren Reibungs-schicht // ZAMM. -1921.-№1.-S. 252-268.

18. Кутателадзе C.C., Леонтьев А.И. Тепломассообмен и трение в турбулентномпограничном слое. М.: Энергоатомиздат, 1985. - 320 с.

19. Абрамович Г.Н. Теория турбулентных струй. -М.: Физматтиз, I960. 715 с.

20. Основы теплопередачи в авиационной и ракетной технике / B.C. Авдуевский, Ю.И. Данилов, В.К. Кошкин и др. М.: Оборонгиз, 1960. - 390 с.

21. Глазков В.В., Гусева М.Д., Жестков Б.А. Течение при струйном охлаждении пластины // Изв. АН СССР, Механика жидкости и газа. 1979. - №4. - С. 56 -61.

22. Бородачев В.Я. Теоретическое и экспериментальное исследование воздушно-заградительного охлаждения плоской пластины. М.: Оборонгиз, 1956.-39 с.

23. Сполдинг Д.Б. Основы теории горения. М. - Л.: Госэнергоиздат, 1959. -319 с.

24. Гартнетт Дж. Р., Экерт Е.Р., Биркебак Р.Г. Анализ основных характеристик турбулентного пограничного слоя с подачей воздуха через тангенциальные щели // Теплопередача. 1961. - Т. 83, № 3. - С. 80 - 98.

25. Кутателадзе С.С., Леонтьев А.И. Тепловая завеса при турбулентном пограничном слое газа // ТВТ. 1963. - Т. 1, № 2. - С. 281 - 290.

26. Либрицци Дж., Кречи Р. Пористое охлаждение осесимметричных сопел при турбулентном режиме течения в пограничном слое // Ракетная техника и космонавтика. -1964. № 4. - С. 35 - 44.

27. Эккерт Э.Р. Пленочное охлаждение в газовой среде // ИФЖ. 1970. - Т. 19, № 3. - С. 426 - 440.

28. Nishiwaki N., Hirata M., Tsuchida A. Heat Transfer on a Surface Covered by Cold Air Film// Trans. ASME. Sect. A. - 1961. - Pt. IV. - P. 675 - 681.

29. Кэкер C.K., Уайтло Дж. X. Некоторые свойства плоской турбулентнойпристенной струи, находящейся в движущемся потоке // Тр. амер. об-ва инж.-мех. Сер. Е. Прикл. мех. - 1968. - Т. 35, № 4. - С. 19 - 30.

30. Лебедев А.В., Швайковский Ю.В. Экспериментальное исследование распределения скорости и турбулентных характеристик в газовой завесе // ТВТ. 1965. - Т. 3, № 4. - С. 569 - 576.

31. Волчков Э.П., Левченко В .Я. Эффективность газовой завесы в турбулентном пограничном слое // ПМТФ. 1965. - № 5. - С. 142 - 146.

32. Партасарати К., Заккей В. Экспериментальное исследование вдува через щель в турбулентный пограничный слой при числе Маха 6 // Ракетная техника и космонавтика. 1970. - № 7. - С. 146 - 153.

33. Себан Р., Бэк Л. Профили скоростей и температур в турбулентном пограничном слое с подачей воздуха через тангенциальную щель // Теплопередача. 1962. - Т. 84, № 1. - С. 58 - 69.

34. Мотулевич В.П. Система уравнений ламинарного пограничного слоя с учетом химических реакций и различных видов диффузии // Физическая газодинамика, теплообмен и термодинамика газов высоких температур. — М.: Изд-во АН СССР, 1962. С. 204 - 214.

35. Поляев В.М., Майоров В.А., Васильев Л.Л. Гидродинамика и теплообмен в пористых элементах конструкций летательных аппаратов. М.: Машиностроение, 1988. - 168 с.

36. Полежаев Ю.В., Поляков А.Ф. Параметрический анализ тепловых режимов пористой стенки при проникающем охлаждении // Теплофизика высоких температур. 1997. - Т. 35, №4. - С . 605 - 613.

37. Dae-Young Lee, Kambiz Vafai. Analytical characterization and assessment ofsolid and fluid temperature differentials in porous media // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1999. - № 42. - P. 423 - 435.

38. Rees D.A.S., Pop I. Free convective stagnation-point flow in a porous medium using a thermal nonequilibrium model // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1999. — V.26, №7. - P. 945 - 954.

39. Zhao T.S., Song Y.J. Forced convection in a porous medium heated by a permeablewall perpendicular to flow direction: analyses and measurements // Int. J. Heat and Mass Transfer. 2001. - V.44, № 17. - P. 1031 - 1037.

40. Magyari E., Keller В.,Pop I. Exact analytical solutions of forced convection in a porous medium // Int. J. Heat and Mass Transfer. 2001. - V.28, № 2. - P. 233 -241.

41. Marcos H.J. Pedras, Marcelo J.S. de Lemos Macroscopic turbulence modeling for incompressible flow through undeformable porous media // Int. J. Heat and Mass Transfer. 2001. - V.44. - P. 1081 - 1093.

42. Fujio Kuwahara, Mitsushiro Shirota, Akira Nakayama. A numerical study of interfacial convective heat transfer coefficient in two-energy equation model for convection in porous media // Int. J. Heat and Mass Transfer. 2001. - V.44, JVk 17.-P. 1153-1159.

43. Liang X.-G., Qu W. Effective thermal conductivity of gas-solid composite materials and the temperature difference effect at high temperature // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1999. - V.42. - P. 1885 - 1893.

44. Frand J., Kingery W.D. Experimental investigation of effect of porosity on thermal conductivity // J. of American Ceramic Society. 1954. -V.37. - P. 99 — 107.

45. Поляев B.M., Галицейский Б.М., Можаев А.П. Теплообмен в неоднородных пористых структурах// Вестник МГТУ. Сер. Машиностроение. — 1995. — №3. С. 109-119.

46. Numerical modeling of turbulent flow in porous media using a spatially periodic array. F. Kuwahara, Y. Kameyama, S. Yamashita, A. Nakayama // J. Porous Media. 1998. - V. 1. - P. 47 - 45.

47. Patankar S.V., Spalding D.B. A calculation procedure for heat, mass and momentum transfer in tree-dimentional parabolic flows // Int. J. Heat and Mass Transfer. 1972. -№ 15. - P. 1787 - 1806.

48. Осипов М.И., Леонтьев А.И. Тепломассобмен и защита стенок канала и диффузора МГД-генератора // МГД-преобразователи энергии: Труды 8-ой Международной конференции. М., 1983. - Т.2. - С. 95 - 101.

49. Теория тепломассообмена / Под ред. А.И.Леонтьева. М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1997. - 683 с.

50. Бендат Дж., Пирсон А. Измерения и анализ случайных процессов. М.: МИР, 1974.-309 с.

51. Осипов М.И., Гущин A.B. Сопряженный теплообмен на стенке с поперечным и тангециальным секционированным вдувом // Газотурбинные и комбинированные установки и двигатели: Сборник докладов 11-ой

52. Всероссийской научно-технической конференции. М., 2000. - С. 60.

53. Гущин А., Дудко А. Газотурбинные технологии компании АЛЬСТОМ // Газотурбинные технологии. 2001. - №4. - С. 17-22.

54. Теплообменные аппараты и системы охлаждения газотурбинных и комбинированных установок / А.И. Леонтьев, Э.А. Манушин, М.И. Осипов и др. М: Машиностроение, 2002. - 600 с.

55. Horvat A., Catton I. Modeling of forced convection in an electronic device heat sink as porous media flow// Proceedings of 2002 ASME International Mechanical Engineering Congress and Exposition. New Orleans (LA). 2002. - P. 1 - 6.

56. Садовников Г.С. Сопряженный расчет параметров теплообмена на передней кромке гиперзвукового летательного аппарата при организации пористого охлаждения. С.-Петербург: Академия гражданской авиации, 1997. — 62 с.

57. Поляков А.Ф. Сопряженные задачи теплообмена и газодинамики при пористом проникающем охлаждении передней кромки обтекаемого тела // Теплообмен в современной технике: Сборник работ отдела теплообмена ИВТ РАН. М., 2000. - С. 100 - 107

58. Секундов А.Н. Газовая динамика. М.: Физматлит, 2001. - Т.2. - С. 455 — 463.

59. Green L., Duwez P. Fluid flow through porous metals // J. Appl. Mech. — 1951. — Vol.18, N.l.-P. 18-29.

60. Майоров В.А. Течение и теплообмен однофазного охладителя в пористых металлокерамических материалах // Теплоэнергетика. — 1978. — № 1. — С. 64-70.

61. Поляков А.Ф, Стратьев В.К, Сухорученко С.Ю. Структура и обобщенные гидравлические характеристики оболочек из пористых сетчатых материалов // Изв. Академии наук, сер. Энергетика. 2000. - №3. - С. 118 - 129.

62. Зейгарник Ю.А., Поляев В.М. Теплообмен в пористых структурах: современное состояние и основные направления исследований // Теплоэнергетика. 1996. -№1.- С. 62 - 70.

63. Зейгарник Ю.А., Иванов Ф.П. Пористые структуры: эффективен ли поиск универсального геометрического размера // ТВТ. 2004. - №6. С. 12 - 18.

64. Ergun S., Orning A.A. Fluid flow through randomly packed columns and fluidized beds // Ind. Eng. Chem. 1949. - Vol.41. - P. 179.

65. Ergun S. Fluid flow through packed columns // Chem. Eng. Prog. 1952. -Vol.48.-P. 89.

66. Burke S.P., Plummer W.B. Gas flow through packed columns // Ind. Eng. Chem. -Vol.20.-P. 196.

67. Morcom A.R., Fluid flow through granular materials // Transaction Inst. Chem. Eng. 1946. - Vol.24. - P. 30.