Теплопроводность и температурное состояние термобарьерных покрытий охлаждаемых деталей ГТД (газотурбинного двигателя)

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Теплопроводность и температурное состояние термобарьерных покрытий охлаждаемых деталей ГТД

Специальности: 01.04.14 - Теплофизика и теоретическая теплотехника; 05.07.05. - Тепловые, электроракетные двигатели и энергоустановки летательных аппаратов

Басаргин Игорь Владимирович

Казань 2010

Основные обозначения

x, y, z - продольное, по нормали (к стенке) и поперечное направления теплового потока, соответственно; Т_ст.г, Т_ст.охл - температуры поверхностей стенки со стороны горячего газа и охлаждающего воздуха, которые измеряются в опытах; Т_М1, Т_М2, Т_М3 - температуры металлической стенки, на которую наносится ТБП, рассчитанные с учетом перемычек между поровыми полостями; Т_доп - допускаемая температура стенки; q - плотность теплового потока через стенку; л_осн- коэффициент теплопроводности основного материала стенки; N - количество циклов изменения по времени тепловой нагрузки; h_пп - высота поровой полости между микрослоями ТБП; д_ТБП, д_подсл, д_осн толщина собственно ТБП, его подслоя и основного материала (охлаждаемой стенки); h_перем - высота перемычки между микрослоями; ?_пп - длина (ширина) поровой полости, имеющей по расчетной модели в плане форму квадрата; ?_пер - длина (ширина) перемычки между поровыми полостями, имеющими по расчетной модели в плане форму квадрата; t_перем - расстояние между соседними перемычками, а также между соседними поровыми полостями в продольном (поперечном) направлении; F - площадь расчетного элемента; л_МСЛ - коэффициент теплопроводности микрослоя ТБП; е_пр - приведенная степень черноты системы тел (в нашем случае - микрослоев); С₀ - коэффициент излучения абсолютно черного тела; x/s, x/d - относительное продольное расстояние от сечения вдува; s, d - высота щели и диаметр отверстия, соответственно; s - эквивалентная высота щели; b - хорда профиля лопатки.

1. Общая характеристика работы

Актуальность темы. Увеличение температуры газа перед турбиной требует интенсификации систем охлаждения горячих деталей ГТД. Нередко при этом возникают ситуации, когда хорошо отработанные технологически и конструктивно интенсификаторы теплообмена исчерпывают свои возможности и не могут обеспечить требуемого охлаждения стенки. Одним из направлений дополнительного снижения температуры охлаждаемых деталей двигателей является нанесение термобарьерных покрытий (ТБП) на обтекаемые газовым потоком поверхности деталей.

Опыт эксплуатации деталей с ТБП показал, что должен существовать рациональный диапазон толщин наносимых на горячие детали покрытий, отвечающих заданному ресурсу при накоплении малоцикловой усталости от знакопеременных тепловых нагрузок.

В этих условиях представляет практический интерес изменение теплофизических параметров ТБП, и в первую очередь - его коэффициента теплопроводности л_ТБП и термического сопротивления. Эти данные в первом приближении позволяют определить температурное состояние защищаемых от высоких температур и от агрессивных сред поверхностей деталей двигателя. Кроме этого, известно, что монотонное снижение значения л_ТБП в процессе малоцикловых испытаний свидетельствует, как правило, о растрескивании покрытия, а увеличение л_ТБП - о его спекании. Важным и актуальным, в связи с этим, являются термоциклические испытания образцов ТБП в условиях, приближенных к натурным.

Очевидно, что различного рода перемычки, стойки и другие элементы охлаждаемых деталей двигателей и энергоустановок приводит к возникновению температурной неравномерности в детали и делает привлекательным нанесение неравномерного по толщине покрытия на поверхности газового тракта. Особенно остро проблемы, связанные с неравномерностью температурного поля возникают в области отверстий для создания тепловой завесы. В результате участок турбинной лопатки между отверстиями растрескивается, снижая ее ресурс. Кроме этого, при использовании ТБП на рабочих лопатках ГТД возникает проблема, связанная с неминуемым увеличением массы пера лопатки и возрастанием в связи с этим работающих на растяжение лопатки центробежных сил. Поскольку термобарьерные покрытия на основе керамик не сопротивляются действующим центробежным силам, то возникает задача рациональной минимизации необходимой толщины покрытия.

Все это требует микроструктурного подхода к моделированию тепловых процессов в ТБП, диктуемого не только мероприятиями по снижению суммарной массы покрытия на пере рабочей лопатки, но и необходимостью в его перераспределении в соответствии с требованиями минимизации температурных напряжений в стенке любой охлаждаемой детали. Для формулирования требований к облику расчетной модели необходимы термоциклические исследования и данные по микроструктуре ТБП.

Судя по публикациям, в настоящее время в США, Японии и в других промышленно развитых странах проводятся интенсивные исследования по физическому и численному моделированию процессов, происходящих в ТБП, главным образом плазмонапыленных, на основе диоксида циркония ZrO₂. Важное место в этих исследованиях уделено анализу теплопроводности покрытий и расчету их температурного состояния. Однако разработанные модели описаны в литературе фрагментарно, а результаты испытаний ТБП на термоциклирование связаны, главным образом, с поиском оптимального химического состава ТБП с точки зрения парирования или подавления процессов растрескивания и спекания материала термобарьерного покрытия. В отечественных публикациях при расчетах ТБП используется интегральный подход, который не позволяет надежно рассчитать требуемую для заданных условий толщину покрытия.

Таким образом, опубликованные результаты исследований не позволяют разработать научно обоснованный инженерный метод теплового расчета ТБП, отвечающий заданным требованиям. В связи с этим, тема диссертационной работы, посвященной физическому и численному моделированию теплофизических параметров плазмонапыленных в атмосфере термобарьерных покрытий для горячих деталей ГТД, представляется актуальной.

Цель работы состоит в разработке научных основ теплового расчета плазмонапыленных в атмосфере термобарьерных покрытий охлаждаемых деталей ГТД.

Задачи исследования:

1. На базе созданной экспериментальной установки исследовать коэффициент теплопроводности и термическое сопротивление образцов плазмонапыленных в атмосфере термобарьерных покрытий при воздействии на них циклической тепловой нагрузки. На этой основе, а также на базе выполненных исследований микроструктуры ТБП сформулировать требования к разрабатываемой модели.

2. Разработать и верифицировать расчетную модель теплопроводности и температурного состояния термобарьерных покрытий для их численного исследования в составе охлаждаемых деталей ГТД.

3. На основе разработанной модели выполнить сравнительные расчеты распределения толщины ТБП по поверхностям охлаждаемых деталей ГТД с различными системами охлаждения, обеспечивающей заданный уровень температуры стенки.

Научная новизна.

1. Выявлена относительная стабильность во времени значений коэффициента теплопроводности, термического сопротивления и микроструктуры плазмонапыленных в атмосфере ТБП на основе диоксида циркония при испытании их на 1000 циклов знакопеременной тепловой нагрузки в условиях, близких к натурным.

2. Установлено, что из всего исследованного диапазона изменения толщин термобарьерных покрытий от 0,2 до 0,8 мм наиболее стойкими к термоциклическим воздействиям являются образцы толщиной 0,35…0,45мм.

3. Разработана модель теплового расчета термобарьерных покрытий, учитывающая его микроструктуру, теплофизические параметры воздуха, а также закономерности переноса теплоты в микрослоях и микрополостях для конструирования термобарьерных покрытий с программируемым по поверхности охлаждаемой детали тепловым сопротивлением.

4. Численные исследования с помощью разработанной модели теплового расчета ТБП показали возможность снижения температурной неравномерности в стенках охлаждаемых деталей ГТД за счет нанесения на них термобарьерного покрытия переменной толщины. Наибольший положительный эффект выявлен в деталях с одним рядом отверстий для тепловой завесы.

Автор защищает:

1. Результаты экспериментального исследования коэффициента теплопроводности, термического сопротивления и микроструктуры плазмонапыленных в атмосфере ТБП на основе диоксида циркония в условиях знакопеременной тепловой нагрузки, а также рекомендации по выбору оптимальных толщин покрытий с точки зрения сопротивления малоцикловой усталости.

2. Расчетную модель для конструирования термобарьерных покрытий с заданными микроструктурными и теплофизическими параметрами и программируемой толщиной ТБП для охлаждаемых деталей ГТД.

3. Результаты численного моделирования термобарьерных покрытий для деталей высокотемпературных ГТД с различными системами их охлаждения, а также рекомендации по их проектированию.

Практическая значимость. Выработанные в результате проведенных испытаний образцов ТБП рекомендации получены в диапазоне изменения геометрических и режимных параметров, близких к реальным: диапазон изменения толщины термобарьерного покрытия д_ТБП = 0,2…0,8мм; температура потока газа Т^*_г ? 1332…1650 К. Разработанная расчетная модель учитывает микроструктуру покрытия и реальные значения основных теплофизических параметров потока газа и охлаждающего воздуха. Все это позволяет рассчитать и спроектировать плазмонапыленные термобарьерные покрытия, обеспечивающие заданное температурное состояние охлаждаемых деталей ГТД. Полученные научные результаты вошли в отчет о НИР “Исследование структуры и свойств ТБП с разработкой физических и математических моделей системы” (хоздоговор НЧ 205001 от 01.11.2006 г.) Материалы диссертации переданы в виде отчета для использования в ОАО КМПО, г. Казань и ОКБ «Союз», г. Казань.

Достоверность и обоснованность полученных результатов обеспечивается использованием апробированных методов и аттестованных средств измерения физических параметров, расчетом погрешности результатов измерений, удовлетворительным согласованием полученных экспериментальных и расчетных результатов с данными других авторов в сопоставимых условиях.

Личный вклад автора. Соискатель участвовал в проведении опытных исследований, выполнил обработку и анализ полученных опытных данных, разработал и верифицировал расчетную модель ТБП, выполнил численное моделирование теплофизических и геометрических параметров термобарьерных покрытий для деталей ГТД с различными системами охлаждения.

Апробация работы. Основные результаты диссертации доложены и получили одобрение на XVII Школе-семинаре молодых ученых и специалистов академика РАН А.И. Леонтьева “Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках”, г. Жуковский, 2009г.; на XV, XVI, XVII Всероссийских молодежных научных конференциях “Туполевские чтения”, г. Казань, 2007-2009 гг.; на XIX, XX, XXI Всероссийских межвузовских научно-технических конференциях КВАКУ “Внутрикамерные процессы в энергетических установках, акустика, диагностика, экология”, г. Казань, 2007-2009 г.г.; на научных семинарах кафедры “Газотурбинные, паротурбинные установки и двигатели”, г. Казань, 2007-2009 гг.; на VII Всероссийской конференции молодых ученых, специалистов и студентов по проблемам газовой промышленности России, г. Москва, 2007 г.; на XII Нижегородской сессии молодых ученых «Технические науки», г. Нижний Новгород, 2007 г.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 11 работ. Одна работа опубликована в рекомендуемом ВАК журнале.

2. Содержание работы

Во введении диссертации обоснована актуальность темы исследования, отмечены ее научная новизна и практическая значимость.

В первой главе выполнен обзор научно-технической литературы по результатам экспериментальных исследований коэффициента теплопроводности плазмонапыленных в атмосфере ТБП (Zhu D., Miller R. A., Golosnoy I.O., Нагога Г.П. и др.). Проанализированы также результаты разработки расчетных моделей для определения теплофизических параметров термобарьерных покрытий и по численному моделированию коэффициента теплопроводности ТБП (Golosnoy I.O., Lu, T.J., McPherson, R., Kulkarni, A., Трушин В.А. и др.).

Из известных публикаций следует, что в литературе опубликованы результаты исследований термобарьерных покрытий (ТБП), которые широко используются в ГТД, ГТУ и ДВС для снижения уровня температур охлаждаемых деталей газового тракта и замедления процессов их окисления. Причем значительное количество публикаций посвящено именно плазмонапыленным в атмосфере покрытиям на основе диоксида циркония. Связано это с тем, что ZrO₂ имеет близкий к никелевым сплавам коэффициент линейного термического расширения.

Известно, что жаропрочность и жаростойкость деталей с ТБП напрямую зависят от стабильности его структуры. Так, образующиеся в процессе эксплуатации микротрещины с одной стороны повышают тепловое сопротивление ТБП, а с другой - увеличивают вероятность образования макротрещин и проникновения горячего газа к поверхности основного материала детали.

Важным теплофизическим параметром ТБП является коэффициент его теплопроводности - л_ТБП. Он необходим при расчете температурного и теплонапряженного состояния охлаждаемых деталей, на которые нанесено покрытие. Как показывают публикации, по мере увеличения продолжительности знакопеременной тепловой нагрузки (нагрев и охлаждение) при испытаниях ТБП обычно наблюдается немонотонное изменение л_ТБП. Сначала он незначительно увеличивается из-за твердофазного спекания, а в дальнейшем начинает снижаться из-за возникновения и развития в ТБП микротрещин.

Выполненный в первой главе диссертации критический анализ опубликованных работ показал, что значение л_ТБП прямо связано с наличием микро- и макротрещин в покрытии. Из этого следует, что коэффициент теплопроводности ТБП, определенный в процессе термоциклических испытаний образцов, позволяет не только рассчитать температурное состояние охлаждаемой детали в условиях длительной эксплуатации двигателя, но и косвенно оценить структурные изменения в ТБП, предшествующие их разрушению. Одной из основных причин возникновения микротрещин в ТБП и его последующего разрушения является малоцикловая усталость, которая накапливается при нагреве и остывании охлаждаемой детали в процессе запуска и останова ГТД. Поэтому важными критериями, определяющими пригодность ТБП для использования их в двигателях, являются результаты термоциклических испытаний таких покрытий.

Однако такие испытания дороги, особенно при выполнении реальных условий эксплуатации ТБП по давлению охлаждающего воздуха и обтекающего ТБП газа, которые в современных высокотемпературных ГТД достигают, соответственно, значений (30…40)•10⁵ Па и 1600…1800К.

Поэтому для проектирования таких покрытий с заданными микроструктурными и теплофизическими параметрами необходимо разрабатывать расчетные модели, позволяющие определять температурное состояние охлаждаемых деталей с ТБП в реальных условиях их эксплуатации. Использование же существующих расчетных моделей для пористого охлаждения не решает поставленных задач, поскольку модели расчета пористых стенок предполагают использование осредненных параметров, таких, например, как объемного коэффициента теплоотдачи б_V.

Как показал анализ литературных источников, для разработки расчетной модели теплопроводности и температурного состояния ТБП необходимы экспериментальные исследования для того, чтобы обоснованно сформулировать требования к модели. Балансовые соотношения расчетной модели должны учитывать процессы теплопроводности через микрополости и микроперемычки, а также процессы лучистого теплообмена и теплофизические параметры воздуха в микрополостях в реальных условиях.

Отсюда следует, что для конструирования термобарьерных покрытий с заданными микроструктурными и теплофизическими параметрами применительно к охлаждаемым деталям ГТД требуется проведение экспериментальных исследований с последующей разработкой расчетной модели.

В конце первой главы диссертации сформулированы задачи исследования.

Во второй главе приводится описание экспериментального стенда, объектов исследования, методики проведения экспериментов и обработки опытных данных.

Схема экспериментальной установки показана на рис.1. Образец с ТБП 1 установлен с воздушным зазором относительно оправки 2 на асбоцементном основании в виде узкого кольца. Сверху установлена горелка 3, куда от баллонов подаются пропан-бутан и кислород. Снизу образец охлаждается струей натекающего на поверхность воздуха, поступающего от компрессора 4 через трубку 5.

Рис. 1. Схема экспериментальной установки: 1-образец; 2-держатель образца; 3-горелка; 4-воздушный компрессор; 5-неподвижное охлаждающее сопло; 6-подвижное охлаждающее сопло; 7-пирометр; 8-поворотный механизм; 9-мотор-редуктор; 10-термопара; 11-ацетилен и кислород; 12-счетчик-часы; 13-электронный блок; 14-потенциометр; 15-электромагнитный клапан; 16-регулирующие краны

Модели ТБП представляли собой диски диаметром 25мм из никелевого сплава ЭП648 с нанесенным на одну из его поверхностей двухслойным ТБП. Внутренний слой (подслой) представляет собой жаростойкое покрытие состава NiCoCrAl толщиной 80-150 мкм. Толщина внешнего керамического слоя на основе ZrO₂-8%Y₂O₃ варьировалась на различных образцах в диапазоне от 200 до 800 мкм. Оба слоя наносились плазменным напылением в атмосферных условиях по стандартной технологии. Схема образца ТБП и фотография образца, препарированного термопарами, показаны на рис.2.

Регистрация температуры Т_ст.г поверхности образца со стороны горелки осуществлялась в запоминающем устройстве пирометра С-500 «Самоцвет» с последующей записью показаний на компьютере с помощью программы визуализации пирометрических измерений. Температура поверхности образца со стороны охлаждающего воздуха Т_ст.охл измерялась 4-мя поверхностными хромель-алюмелевыми термопарами с разнесенным спаем. Измерение ЭДС термопар производилось с помощью АЦП L-761. Обработка опытных данных выполнена с использованием компьютерной программы «Power Graf».

Рис.2 Схема образца ТБП и его общий вид

Ввиду больших значений удельного теплового потока, создаваемого пропан-бутановым и кислородным пламенем с одной стороны и натеканием охлаждающей воздушной струи - с другой, расчет коэффициента теплопроводности л_ТБП производился в одномерной постановке. По данным измерений пирометром отток теплоты в радиальном направлении к торцам образца был невелик, поскольку образец устанавливался на асбоцементном кольце с воздушным зазором относительно оправки. Тепловые же измерения выполнялись в центральной части образца.

Для расчетной схемы двухслойной стенки (ТБП - основной материал) соотношение для л_ТБП в одномерной постановке запишется так:

л_ТБП = q д_ТБП / (Т_ст.г - Т_ст.охл - д_оснq / л_осн). (1)

В формуле (1) кроме л_ТБП неизвестным является удельный тепловой поток q. Для его определения необходимо знать коэффициент теплоотдачи со стороны охлаждающего воздуха б_охл.

С целью определения б_охл были проведена серия экспериментов на вспомогательном образце основного материала ЭП648 (без ТБП) с известным коэффициентом теплопроводности л_осн при прочих равных условиях. Этот образец был идентичен другим образцам, на которые наносились ТБП для программных экспериментов.

После опытов на этом вспомогательном образце определялось значение q_осн, а далее - коэффициент теплоотдачи со стороны охладителя:

б_охл = q_осн /(Т_ст.охл - T^*_охл). (2)

В отличие от q значение б_охл в опытах с образцами ТБП и основного материала ввиду идентичности гидродинамических условий при натекании на охлаждаемую поверхность потока воздуха одинаково и составляло 620 Вт/(м²К). С помощью полученного значения б_охл определялся удельный тепловой поток через стенку с ТБП по формуле:

q = б_охл(Т_ст.охл - T^*_охл). (3)

Последовательный расчет по соотношениям (3) и (1) позволил определить коэффициент теплопроводности собственно ТБП - значение л_ТБП.

Доверительный интервал определения значения л_ТБП в экспериментах составляет ±9,8 %.

В третьей главе диссертации анализируются результаты опытного исследования теплопроводности и термического сопротивления испытанных образцов термобарьерных покрытий на основе диоксида циркония в условиях знакопеременных тепловых нагрузок. Выбранное количество циклов изменения тепловой нагрузки N=1000 определялось условиями обеспечения гарантийного ресурса авиационного ГТД.

В процессе проведения экспериментов было установлено, что без разрушения термоциклические испытания прошли образцы ТБП толщиной 0,35…0,45 мм.

Анализ полученных опытных данных (рис.3) показал, что практически у каждого образца разброс значений л_ТБП относительно среднего значения не превышает (8…10)%, т.е. находится в пределах доверительного интервала суммарной погрешности определения значений л_ТБП при доверительной вероятности 0,95. Разброс же значений л_ТБП =f(N) между образцами составляет ± (30-35)%, что связано с различием структурных параметров образцов по пористости из-за отклонений в технологии нанесения покрытий на основной материал. Как следует из рис. 4, испытанный массив образцов ТБП охватывает достаточно широкий диапазон значений по термическому сопротивлению д_ТБП?л_ТБП: от 2,5 до 6,5 м²К?Вт. Полученные результаты дают возможность в первом приближении оперативно выбирать для нанесения на поверхность детали требуемую толщину плазмонапыленного термобарьерного покрытия ZrO₂, которая необходима для заданных условий эксплуатации охлаждаемых деталей ГТД.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис.3. Изменение коэффициента теплопроводности ТБП в зависимости от количества циклов N

Полученные экспериментальные результаты иллюстрируют консервативность значений коэффициента теплопроводности термобарьерных покрытий на основе диоксида циркония относительно термоциклических воздействий.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис.4. Изменение термического сопротивления ТБП в зависимости от его толщины (усл. обозначения см. в таблице)

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис.5. К обоснованию двумерного подхода при моделировании теплопроводности и температурного состояния ТБП расчетами с помощью программного комплекса ANSYS

Отсюда можно заключить, что, по крайней мере, при значениях N, не превышающих 1000, испытанные образцы ТБП практически не изменяют свою микроструктуру. Это подтвердил сравнительный микроструктурный анализ ряда исследованных образцов ТБП.

Ввиду трудностей физического моделирования процессов теплопроводности в широком диапазоне изменения структуры ТБП и реальных условий их эксплуатации возникает необходимость в разработке расчетных моделей для прогнозирования температурного состояния термобарьерных покрытий, расчета их коэффициента теплопроводности и требуемой толщины.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис.6. Расчетная схема элемента ТБП

На основании анализа результатов проведенных термоциклических испытаний можно полагать, что для решения поставленных задач применительно к испытанному классу ТБП расчетная модель конструирования термобарьерных покрытий с программируемым по поверхности охлаждаемой детали тепловым сопротивлением может строиться в стационарной постановке.

В четвертой главе диссертации описывается расчетная модель определения коэффициента теплопроводности и температурного состояния ТБП, результаты ее верификации и численного исследования на конкретных примерах охлаждаемых турбинных лопаток и секций жаровых труб камер сгорания ГТД. Демонстрируются и анализируются варианты рассчитанных полей толщин термобарьерных покрытий для деталей с внутренним конвективным и конвективно-пленочным охлаждением.

Анализ температурных полей в охлаждаемых турбинных лопатках и жаровых трубах ГТД показал, что плотность теплового потока в продольном (по ходу потока газа) направлении в подавляющем большинстве примерно на порядок ниже, чем по нормали к стенке. В поперечном направлении (поперек основного потока газа, например, по высоте лопатки или по окружности жаровой трубы камеры сгорания) температурная неравномерность такая же или ниже, чем в продольном направлении.

Однако, как показали результаты методических численных исследований, выполненных с помощью программного пакета ANSYS для характерного элемента ТБП (рис. 5), значения продольных тепловых потоков в плоскости покрытия, образующиеся за счет неодинаковых условий теплообмена в области перемычки и поровой полости, нельзя не учитывать. В дальнейшем это было подтверждено при тестировании модели.

В некоторых случаях, например, при расчете д_ТБП в непосредственной близости от однорядной системы отверстий для пленочного охлаждения (x?d ? 3) требуется учет поперечного (вдоль координаты z) перетекания теплоты. В связи с этим при составлении уравнений теплового баланса для элементарного объема принималось, как это делается в численных методах расчета: теплообмен между соседними элементарными объемами в двух- или трехмерной постановках последовательно рассматривались как процессы одномерной теплопроводности между узлами сетки. В данной модели уравнения теплового баланса составлялись для двух координат: по нормали к плоскости ТБП (по оси y) и в его продольной плоскости (по оси x). Аналогично решалась задача и в плоскости y,z.

Схема характерного элемента ТБП в плоскости x,y, выделенного для составления балансовых уравнений, представлена на рис.6.

Расчетная модель предполагает задание геометрических параметров структуры ТБП (на основе результатов микроструктурных измерений выполненных образцов или в соответствии с техническим заданием). Далее задаются граничные условия теплообмена 1-го рода: T_cт.г и Т_ст.охл, или 3-го рода: T^*_г, б_г (или Т_пл, б_пл) и Т^*_охл, б_охл.

Тепловой поток через ТБП рассчитывается следующим образом.

Тепловой поток по нормали к плоскости ТБП, который через микрослои ТБП передается теплопроводностью, рассчитывается по формуле:

. (4)

Тепловой поток через перемычки запишется уравнением:

. (5)

Уравнение (5) характеризует передачу теплоты через перемычку ТБП теплопроводностью.

Тепловой поток через поровые полости представлен уравнением:

, (6)

где приведенная степень черноты системы .

Первое слагаемое в уравнении (6) характеризует конвективную передачу теплоты через поровую полость, а второе - лучистый тепловой поток.

Тепловой поток через стенку основного металла, на которую нанесено ТБП, передается теплопроводностью:

(7)

Уравнение (8) характеризует тепловой поток в плоскости микрослоя покрытия, возникающий из-за разницы температур Т_М2 и Т_М3:

 . (8)

Тепловой поток через микрослой равен сумме тепловых потоков через поровые полости и перемычки:

. (9)

Рассчитанные по формулам (4), (7) и (9) значения Q в расчетах принимаются одинаковыми, поскольку в модели рассматривается стационарный процесс переноса теплоты.

Полученная система уравнений решается методом последовательных приближений, определяются тепловой поток и температурное состояние ТБП. На границе раздела «ТБП - металлическая основа» значение Т_МСЛ1 приравнивается значению Т_М1, а Т_МСЛ2 - значению Т_М2. Значения Т_М1 и Т_М2 при расчетах не совпадают, но процесс итераций является сходящимся. Поэтому расчет заканчивается, когда с заданной точностью выполняется условие: Т_М1 = Т_М2 .

После выполнения этого условия значение л_ТБП может быть рассчитано по известным к этому времени параметрам с помощью формулы:

(10)

Тепловой поток со стороны горячего газа

. (11)

Тепловой поток со стороны охлаждающего воздуха

. (12)

Верификация разработанной модели выполнялась сравнением с опубликованными в литературе результатами расчетов по моделям И. Голосного и др., всего 4 модели. Результаты их сопоставления продемонстрированы на рис.7. Как видно, отклонение результатов расчета от данных, полученных с использованием моделей

И. Голосного «3d», «TFR» и модели McPherson, дающих практически одинаковые результаты, не превышает 10% во всем диапазоне изменения относительной площади перемычек.

Рис.7. Результаты верификации расчетной модели

По верифицированной модели были выполнены вариантные расчеты коэффициента теплопроводности ТБП при варьировании различных геометрических и режимных параметров. Часть результатов представлена на рис.8. Кроме этого, было получено, что изменение давления воздуха в поровых полостях в диапазоне от 10⁵Па до 40·10⁵Па при значениях температуры ТБП от 1000К до 1300К практически не приводит к изменению значения л_ТБП. В то же время влияние температуры воздуха в ТБП при увеличении его проницаемости возрастает.

В диссертации проанализировано влияние геометрических параметров структуры ТБП на погрешность расчета его коэффициента теплопроводности.

С помощью разработанной модели были выполнены вариантные расчеты для реальных условий работы ТБП на охлаждаемых деталях ГТД. При этом расчет граничных условий теплообмена при конвективном и конвективно-пленочном охлаждении деталей выполнялся по рекомендациям, изложенным в монографии В.И. Локая с соавторами.

Рис. 8. Влияние геометрических и режимных параметров на теплофизические параметры ТБП: а - влияние пористости; б - влияние толщины микрослоя; в - влияние высоты поровой полости; г - влияние толщины ТБП

Расчет значений толщин ТБП для обеспечения заданной температуры охлаждаемой стенки производился путем последовательного выполнения поверочных расчетов температурного состояния ТБП по разработанной в диссертации модели.

На рис.9 показано расчетное распределение толщины термобарьерного покрытия по участку входной кромки турбинной лопатки с внутренним конвективным охлаждением для различных значений Т_Г^*. Из рисунка следует, что увеличение температуры газового потока на 100К требует увеличения толщины ТБП примерно на 0,7…0,8 мм.

Рис. 9. Распределение толщины ТБП по участку входной кромки турбинной лопатки со стороны спинки при различных значениях температуры газа; Т_охл^* =860 К.; Т_доп=1140К; Re_вх.кр = 3,25·10⁵; нумерация участков - от передней критической точки

Как видно на рис.10, при температуре газа перед турбиной Т_Г^* = 1332К и температуре охлаждающего воздуха Т^*_охл = 650К в области входной кромки сопловой лопатки с внутренним конвективным охлаждением толщина покрытия для обеспечения допускаемой (расчетной) температуры стенки должна составлять 0,55мм; на выходной кромке - 0,5мм, а между 2-м и 3-м расчетными участками на спинке лопатки покрытие требуется только для повышения жаростойкости стенки лопатки.

При конвективно-пленочном охлаждении стенки жаровой трубы через один ряд перфораций и использовании в расчетах тепловой завесы эквивалентной высоты щели (рис.11) для обеспечения постоянной температуры стенки со стороны газа толщина ТБП должна изменяется в среднем от 0,1 до 0,55 мм.



Рис.10. Распределение толщины ТБП по спинке турбинной лопатки с внутренним конвективным охлаждением Т_Г^* =1332 К; Т_охл^* =860 К.; Re_b= 1,2·10⁶

Рис. 11. Расчет толщины ТБП для секции жаровой трубы при вдуве воздуха через один ряд отверстий (расчет граничных условий в области завесы выполнен по эквивалентной высоты щели): Т_Г^* =1650 К; Т_охл^* =850 К; s_экв =0,6 мм; Т_доп=1140К; Re_s.охл = 9,16·10³

На рис.12 показаны результаты расчета ТБП для сопловой лопатки с интенсификаторами конвективного охлаждения и вдувом воздуха через двойной ряд перфораций сразу за входной кромкой лопатки. Из рисунка следует, что для принятых режимных параметров при x/s_экв < 9 термобарьерное покрытие требуется только для повышения жаростойкости лопатки. Далее по ходу потока газа значение д_ТБП возрастает от 0,1мм до 0,6 мм.

Рис.12. Толщина ТБП в условиях тепловой завесы с двухрядными отверстиями: Т_Г^* = 1650 К; Т_охл^* = 850 К; s_экв = 0,8 мм; Re_s.охл = 1,75·10⁴

При расчете тепловой завесы за одним рядом отверстий с учетом дискретности вдува распределение толщины ТБП, обеспечивающего условие Т_ст=Т_доп, на участке непосредственно за отверстиями (x/d = 0…3) имеет явно выраженный трехмерный характер (рис.13).

Рис.13. Распределение толщины ТБП на участке тепловой завесы вдувом через один ряд отверстий (расчет граничных условий с учетом дискретности расположения отверстий): Т_г^*=1650К; Т* _охл = 850К; Re_s.охл = 2·10⁴ ; а - с негладкой поверхностью стенки; б - с газодинамически гладкой поверхностью

Как видно на рис.13,а, интенсивность изменения толщины покрытия вдоль ряда перфораций при поперечном шаге отверстий (z/d) = 2 значительно выше, нежели вдоль основного потока газа. Особенно это заметно в непосредственной близости от отверстий для вдува охлаждающего воздуха, что искажает форму газового тракта. На рис. 13,б показан вариант нанесения неравномерного по толщине термобарьерного покрытия с газодинамически гладкой внешней поверхностью.

На рис. 14 продемонстрированы результаты сравнительных расчетов толщины ТБП для охлаждаемой сопловой лопатки ГТД. Показана возможность снижения температурных градиентов на профиле лопатки. В четвертой главе диссертации показана возможность снижения термических напряжений профильной части лопатки при нанесении неравномерного по обводу профиля термобарьерного покрытия.

Рис.14. Двумерное поле температур охлаждаемой сопловой лопатки при Т^*г=1332 К; Тохл= 860 К. а - без ТБП; б - с ТБП постоянной толщины; в - с ТБП переменной толщины

Основные результаты и выводы

1. Проведенные термоциклические испытания плазмонапыленных в атмосфере образцов ТБП на основе диоксида циркония на 1000 циклов показали, что независимо от толщины покрытия значения коэффициента теплопроводности в пределах каждого образца стабильны; диапазон изменения л_ТБП находится в пределах доверительного интервала его суммарной погрешности.

2. Установлено, что стабильность микроструктуры плазмонапыленных образцов ТБП в условиях термоциклических воздействий наблюдается во всем исследованном диапазоне изменения толщин ТБП от 0,2 до 0,8 мм; в то же время без разрушения испытания прошли образцы толщиной 0,35…0,45 мм.

3. Разработана и верифицирована модель расчета коэффициента теплопроводности и температурного состояния ТБП для конструирования термобарьерных покрытий с программируемым по поверхности охлаждаемой детали тепловым сопротивлением.

4. На основе численных вариантных расчетов по разработанной модели показана возможность значительного снижения неравномерности температурного поля в стенках охлаждаемых турбинных лопаток и жаровых труб камер сгорания за счет программирования толщины ТБП, наносимого на их поверхности. Наибольший положительный эффект проявляется для конвективно-пленочных систем охлаждения с одним пояском перфораций.

теплопроводность термический плазмонапыленный покрытие

Основное содержание диссертации опубликовано в работах

1. Басаргин И.В. Теплопроводность термобарьерных покрытий / А.В. Ильинков, А.В. Щукин, Т.А. Ильинкова, И.В. Басаргин, Р.В. Валиев // Изв.вузов. Авиационная техника, - 2009.- №3. - С.54 - 58.

Работы, опубликованные в других изданиях:

2. Басаргин И.В. Численное моделирование теплопроводности термобарьерных покрытий / А.В. Ильинков, И.В. Басаргин // Труды ХVII Школы-семинара молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и теплообмена в аэрокосмических технологиях» М.: МЭИ, -2009., т.2.-С. 194-196.

3. Басаргин И.В. К исследованию теплозащитных покрытий деталей ГТД / А.В. Ильинков, И.В Басаргин // Сборник материалов XIX Всероссийской межвузовской научно-технической конференции “Электромеханические и внутренние процессы в энергетических установках, струйная акустика и диагностика, приборы и методы контроля природной среды, веществ, материалов и изделий”. Часть 2. КВАКУ. Казань, -2007.,-С. 190-191.

4. Басаргин И.В. Теплопроводность термобарьерных покрытий при термоциклических испытаниях. / А.В. Ильинков, Т.А. Ильинкова, А.В. Щукин, И.В. Басаргин, Р.Р. Валиев // Сборник материалов XX Всероссийской межвузовской научно-технической конференции “Электромеханические и внутренние процессы в энергетических установках, струйная акустика и диагностика, приборы и методы контроля природной среды, веществ, материалов и изделий”. Часть 2. КВАКУ. Казань, -2008.-С. 46-47.

5. Басаргин И.В. Расчет толщины термобарьерного покрытия при переменных граничных условиях. / А.В. Ильинков., А.В. Щукин, И.В. Басаргин // Сборник материалов XXI Всероссийской межвузовской научно-технической конференции “Электромеханические и внутренние процессы в энергетических установках, струйная акустика и диагностика, приборы и методы контроля природной среды, веществ, материалов и изделий”. Часть 2. КВАКУ. Казань,-2009. -С. 62-64.

6. Басаргин И.В. Численное моделирование теплопроводности термобарьерных покрытий. / А.В. Ильинков, А.В. Щукин, Р.Ф. Бассариев //Сборник материалов XX Всероссийской межвузовской научно-технической конференции “Электромеханические и внутренние процессы в энергетических установках, струйная акустика и диагностика, приборы и методы контроля природной среды, веществ, материалов и изделий”. Часть 2. КВАКУ. Казань. -2008. - С. 43-44.

7. Басаргин И.В. Расчетная модель температурного состояния термобарьерных покрытий. / И.В. Басаргин, А.В. Кауров // XV Туполевские чтения. Международная молодежная научная конференция. Труды конференции. Том I. КГТУ (КАИ). Казань, -2007. -С. 317-318.

8. Басаргин И.В. Верификация математической модели температурного состояния термобарьерных покрытий. / И.В. Басаргин, А.В. Кауров // XVI Туполевские чтения. Международная молодежная научная конференция. Труды конференции. Том I. КГТУ (КАИ). Казань,-2008. -С. 277-278.

9. Басаргин И.В. Термоциклические испытания термобарьерных покрытий. /Р.Р. Валиев, И.В. Басаргин, А.В. Кауров // XVI Туполевские чтения. Международная молодежная научная конференция. Труды конференции. Том I. КГТУ (КАИ). Казань, -2008. -С. 279-280.

10. Басаргин И.В. Термобарьерные покрытия деталей ГТД. / И.В. Басаргин// Материалы докладов. Нижегородская сессия молодых ученых. Технические науки Секция «Машиностроение»: Н.Новгород №12 -2007. -С.46-47.

11. Басаргин И.В. Термобарьерные покрытия в двигателях ГПА. / И.В. Басаргин // Материалы докладов. VII Всероссийская конференция молодых ученых, специалистов и студентов по проблемам газовой промышленности России «Новые технологии в газовой промышленности», РГУ нефти и газа им. И.М. Губкина г. Москва, -2007. секция 4, подсекция 4.1 -С. 11-12.

Размещено на Allbest.ru

...