CC BY
31
УДК 536.2 4.083; 621.45.038.3; 621.452.3
ТЕПЛОВОЕ ПРОЕКТИРОВАНИЕ РЕКУПЕРАТИВНОГО ТЕПЛООБМЕННИКА
© 2018 А. В. Викулин1, Н. Л. Ярославцев1, С. С. Ремчуков2
1 Московский авиационный институт (национальный исследовательский университет) 2 Центральный институт авиационного моторостроения, г. Москва
Статья поступила в редакцию 10.09.2018
Статья посвящена разработке конструкции и исследованию теплового состояния рекуперативного теплообменника. Приводятся результаты расчетов сходимости теплового баланса, графические зависимости расходных и тепловых характеристик объектов исследования. Ключевые слова: рекуперативный теплообменник, уравнение теплового баланса, расходные и тепловые характеристики.
В процессе создания регенераторов тепла в ГТД и ГТУ одной из основных проблем является разработка высокоэффективных поверхностей теплообмена и конструкций рекуперативных теплообменников. При этом требуется с учетом заданной пропускной способности теплообменника обеспечить максимальный уровень интенсивности теплообмена не только локальный, но и интегральный по всей поверхности теплообменника.
Анализ существующих типов поверхностей теплообмена показал, что наиболее высоким коэффициентом теплопередачи К обладают щелевые тракты с компланарными каналами [1]. Основной геометрической характеристикой таких поверхностей является угол скрещивания 2р ребер. Увеличение этого угла при одном и том же расходе охладителя приводит к значительному росту коэффициентов теплопередачи К, которые достигают максимальных значений при 2b = 120° [2]. Однако тракты теплообменников с такими углами отличаются большим гидравлическим сопротивлением, а также почти полным срабатыванием хладоресурса охладителя на небольшой по протяженности от входа области. Увеличение расхода воздуха в приемлемом для ГТД и ГТУ диапазоне приводит к возрастанию коэффициентов теплопередачи К, но практически не влияет на размеры интенсивно охлаждаемой поверхности.
Для повышения интегрального уровня те-плосъема с поверхности теплообменника необходимы конструкции, которые позволяют Ярославцев Николай Львович, кандидат технических наук, профессор кафедры «Технология производства и эксплуатации двигателей летательных аппаратов». E-mail: [email protected]
Викулин Александр Викторович, кандидат технических наук, профессор кафедры «Технология производства и эксплуатации двигателей летательных аппаратов». E-mail: [email protected]
Ремчуков Святослав Сергеевич, аспирант, инженер. Е-mail: [email protected]
сохранить высокую локальную интенсивность теплопередачи на достаточно большой поверхности [2]. В связи с этим были изучены возможности увеличения интенсивно охлаждаемой поверхности щелевого тракта со скрещивающимися под углом 120°компланарными каналами во внутренней полости [3, 4]. Исследуемыми конструктивными факторами являлись условия подвода и отвода охлаждающего воздуха в теплообменнике.
Разработанные модели в поперечном сечении имеют прямоугольную форму, а в продольном - трапецеидальную. В исследуемых теплообменниках схем М1 и М2, представленных на рисунке 1а, охлаждающий воздух с одинаковыми начальными параметрами подается через боковые поверхности со стороны большего основания трапеции, а отводится со стороны меньшего основания трапеции, также через боковые поверхности. В трактах моделей М1, М2 с компланарными каналами при двухстороннем подводе и отводе охладителя интенсивность теплообмена не изучена, поэтому полученные ранее зависимости нельзя применять без дополнительных исследований. В теплообменнике схемы М3 (рис. 1б) охладитель подается через меньшее основание трапеции, а отводится через большее. При этом расстояние от входного сечения канала до выхода из него должно быть таким, чтобы высокая интенсивность теплосъема сохранялась на всей поверхности теплообменника. Во внутренней полости щелевого тракта установлены перегородки жесткости, расстояние между которыми изменялось от 40-10-3 м (модели М1 и М3) до 80-10-3 м (модель М2). Внутренние поверхности секций представляют собой взаимоскрещивающиеся ребра, расположенные под углом 2Ь=120° с шагом ^ = 2,8-10-3 м и высотой h= 1,35-10-3 м.
Тепловое состояние конструкции теплообменника оценивалось методом калориметриро-
вания в жидкометаллическом термостате [5, 6]. Исследования проводились на сварных секциях из стали Х18Н9Т, зависимость теплопроводности которой от температуры соответствует теплопроводности материалов, используемых при производстве высокотемпературных теплообменников. Это позволяет перенести результаты испытаний на натурный объект без дополнительной корректировки. Боковые поверхности секций (оребренные пластины) изготавливались фрезерованием. Качество сборки отдель-
Таблица 1. Результаты проверки
ных элементов пилонов, отсутствие технологических дефектов охлаждающего тракта и зазора между пластинами контролировалось рентгенографическим способом [7].
После проведения испытаний выполнена проверка сходимости теплового баланса. По уравнению теплового баланса проведен расчет, позволяющий определить изменения температуры воздуха по тракту канала теплообменника. В таблице 1 представлены результаты расчета модели М1 для трех значений расхода воздуха.
сходимости теплового баланса
вв = 1,53 х х10-3 кг/с; ГВ,ВХ = 120 С; Т = 391 °г- В,ВЫХ т = 40 с = «л- * = 81,3.100.1000 = 265 °с Е1 Ов 1000-0,765-40 АТгп = = 84>5-100-1000 = 275,2 °С 1000 0,765-40 АТЭКС = Т в.вых - Т в.вх = 271 °С АТ =АТл1 +АТл11 = 270,3 °С Хер 2
вв = 2,63 х х10-3 кг/с; Т = 75 °Г-Т = 350 °Г-т = 25 с АТЛ = «лг * = 139,2-100-1000 = 264 °с Ов 1000-1,315-25 с"-Т-т АТЛ11 = = 144>6-100-1000 = 274,9 °с ЕП Ов 1000-1,315-25 АТЭКС = Тв.вых - Тв.вх = 272 °С АТЛ =АТл1 +АТл11 = 269,8 °С Хер 2 >
вв = 14,55 х х10-3 кг/с; Тв,вх = 75 °С ; Тв.вых = 400 °С; т = 50 с АТЕ1 = * = 495,2-100-1000 = 2у2 °с л Ов 1000-7,28-50 АТШ = «ли-* = 509,4 100 1000 = °с Е11 Ов 1000-7,28-50 с • — - т ' р 2 АТЭКС = Тв.вых - Тв.вх = 275 °С АТ„ = "» + АТЛ" = 276 °С
а) б)
Рис. 1. Конструктивные схемы исследуемых моделей:
а) М1: 2Ь = 120°, 5=40 мм, гр=2,8 мм; М2: 2Ь=120°, 5=80 мм, ^=2,8 мм;
б) М3: 2Ь=120°, 5=40 мм, ^=2,8 мм; где 2Ь - угол скрещивания ребер;
5 - расстояние между перегородками жесткости; t - шаг между ребрами
При сравнении замеренного и вычисленного значений температуры воздуха на выходе из модели видно, что расхождение не превышает 1,5%, что позволяет считать результаты эксперимента достоверными.
На рисунке 2 представлены графики изменения температуры воздуха по длине модели М3 для трех значений расхода, а также схема модели М3 с разбивкой по контролируемым сечениям.
Гидравлические характеристики моделей получены в результате продувок моделей воздухом в расплаве цинка. Давление воздуха на выходе из модели равно давлению окружающей среды. Замер расхода охлаждающего воздуха производился с помощью стандартного расхо-домерного устройства и образцовых манометров. Перепад давления на шайбе расходомера определялся по высоте водяного столба дифференциального водяного манометра. Температура и давление окружающего воздуха фиксировались термометром и барометром. Температура расплава металла измерялась хромель-алюме-левой термопарой (00,2) и фиксировалась на ленте самопишущего потенциометра КСП-4. Температура воздуха на входе и выходе из моделей определялась с помощью хромель-алю-мелевых термопар (00,2), установленных на соответствующих участках воздушных отводных
450
патрубков моделей, и потенциометром КСП-4. Время продувки контролировалось электронным секундомером, связанным с отсечным электропневмоклапаном воздушной магистрали испытательного стенда.
Результаты эксперимента в расчетных сечениях обрабатывались по известной методике [5, 6]. Для определения локальной плотности теплового потока д на боковых поверхностях использовались осредненные в расчетных сечениях три-четыре значения толщины цинковых корок, полученные при заданных режимных параметрах.
Рабочий диапазон изменения расхода охлаждающего воздуха составлял для моделей М1, М2 вв = (1,5 - 14,77) х 10-3 кг/с а для модели М3 - Ов = (1,7-5,6) х 10-3 кг/с; что характерно для условий эксплуатации натурного рекуперативного теплообменника. Зависимости физического и приведенного расходов воздуха через исследуемые модели представлены на рисунке 3.
Модель М3 обладает на 15-25% большей пропускной способностью, по сравнению с моделями М1, М2 в диапазоне перепадов давления 1,1-3,5.
На рисунке 4 представлены графики изменения плотности теплового потока д для модели М3 по ее горизонтальным сечениям для трех значений расхода воздуха. Анализ результатов показал, что в горизонтальных сечениях наблю-
400
350
300
250
200
150
100
50
ТЕ° с
. -
6Ь = 1:78-10 Гк„ = 50 "С кг/с
^Ешх = 400 "С
СЕ=3.3 10"3 - ГБех = 45->С 71, = ЗЙ*
А/ — "Г
л ХЗЕЫХ
= 5:5б-10_: кг/с
40 °С 370 °С Сечение
Йп г п ш
I I I
0 12 3 4
10
70 60 50 40 30 20 10 О
Рис. 2. Изменение температуры воздуха Тв по длине модели М3 и её схема
100
Т Ств 103 кг\с
• М1 » М2
] - МЗ
Л
80
60
40
20
0
2 ОвпрЮ5 кг\с
• М1 * М2
г ■ МЗ
¡г 7Е
0
1
12 3
Рис. 3. Зависимости физического Ов и приведенного Опр расхода воздуха от перепада давления п для моделей М1; М2; М3
: г п ш
10 20 30 40 50 ЙО 70 30 90100 о
Рис. 4. Изменение плотности теплового потока q для модели М3 по ее горизонтальным сечениям для трех значений расхода воздуха
дается интенсивное снижение плотности теплового потока q по направлению от входного сечения модели М3 к выходному.
На рисунке 5 представлены графики изменения плотности теплового потока q для модели М3 по ее вертикальным сечениям для трех значений расхода воздуха.
Анализ представленных зависимостей показал, что распределение плотности тепловых 10
потоков во входном сечении модели М3 неравномерно и по мере движения от верхней части входного коллектора к нижней достаточно резко снижается. Данный характер кривых связан с неравномерностью потокораспределе-ния воздуха на входе в модель, вызванного его поджатием на входе встречным потоком подогретого воздуха, подаваемого по каналам вихревой матрицы. Не исключено, что этот эффект
7.5
2.5
П - С I !- -Н— 5-1,73 10 кг/с т=51> с
<
д\
.....- ~ / Ш 10* и
1
25
50
75
:оо
15
10
ц Вт/и* -1--- О-=з.з 10 кг/с
■ 1=^5 с
N X*- :
П ш
1— —
20
15
10
4-10 Вх/л I2 0»=5,56 10"3 кг/с *=40е
ш Г
*
* 1
Г" •р 1. ^^ »
\
50
юо
150
: : ::
Рис. 5. Изменение плотности теплового потока q для модели М3 по ее вертикальным сечениям
для трех значений расхода воздуха
обусловлен существенным подогревом воздуха в достаточно протяженном подводном коллекторе. Однако это влияние быстро затухает и уже в среднем сечении модели не ощущается. Распределение тепловых потоков в этой области по высоте модели практически равномерно и не отличается от распределения^ III-ем сечении, смещенном к выходу модели. Только при максимальном расходе воздуха G]ä = 5,56 * 10-3 кг/с различие плотностей тепловых потоков в сечениях II, III становится заметным и достигает- 20%.
На рисунке 8 представлены графики распределения плотности теплового потока q для модели М1 (рис. 9) по горизонтальному и вертикальному сечениям при расходе воздуха G = 14,55 * 10-3 кг/с.
в
Анализ зависимостей, представленных на рисунках 6-8,. показал:
- наиболее интенсивный теплосъем наблюдается на входе в тракт охлаждения модели, который по конструкции аналогичен узкой вихревой матрице с углом скрещивания ребер 120°. Здесь также интенсивно срабатывается хладоресурс воздуха и поэтому значительные д = (120 - 170) х 103 Вт/м2 на входе в модель уже через (20 - 30) х 10-3 м по направлению потока практически сходят на нет;
- только значительное увеличение расхода охлаждающего воздуха до Ов = 14,55 х 10-3 кг/с позволило получить в среднем продольном сечении 2 модели заметный теплосъемд = (8 - 10) х 104 Вт/м2;
Вт/м" Л ■ V ж 15 GB=1:78*10"^. кг/с *
\ 10 1
М0\м ^ --_____ 5 1 / * __________' М03:м
83
40
О
40
83
q*10^= Вт/и2 20
GB= 2=63*Ю"3 = кг/с л
\ 15 /
\ 10 /
\ 5 /
М03.м V,. М03:и
83
40
О
40
83
Рис. 6. Изменение плотности теплового потока д при расходах воздуха О = 1,78х10-3 кг/с и О = 2,63х10-3 кг/с для горизонтального сечения I модели М1
15
10
\\Ч10 \\G.=1 \\ /V f Втh£ 78*10кг/с
\ \ \ 1 I \ \ i 1 L 1 1 \ ) ■U 1 " 1 1
1 1 1 1 1 \ 1 1 1 1 2 34 i67 ^ЮМСГ^ы
20
15
л-10 тт:—г Вт/м lo.viüferc
1с
■
/•10iw
о
40
SO
о
40
80
Рис. 7. Изменение плотности теплового потока при расходах воздуха Ов = 1,78х10-3 кг/с и Ов = 2,63х10-3 кг/с для вертикального сечения I модели М1
Ч-Ю"4Вт м'--- />-- \3 О, \ , = 14.55-10"*кг/с
Ы0®м
10 20 I II III IV
>0 40 60 70
V VI VII VIII IX
Рис. 8. Изменение плотности теплового потока q для модели М1 по горизонтальным и вертикальным сечениям при расходе воздуха О = 14,55 * 10-3 кг/с
Рис. 9. Конструктивная схема модели М1и ее разметка по контролируемым сечениям
- характер изменения q в среднем продольном сечении 2 (рис. 8) равномерный, криваяq = f (I) плавно снижается к периферии от 105 до 104 Вт/м2.
Аналогичные выводы можно сделать и по результатам испытаний модели М2, только при больших расходах воздуха можно увеличить теплосъем в области встречи и разворота воздушных потоков. Однако по мере движения к меньшему основанию трапеции этот всплеск интенсивно затухает.
При выполнении работы разработаны конструктивные схемы трех систем охлаждения теплообменников и исследовано влияние условий подвода и отвода хладагента на их тепловые характеристики.
Для каждого варианта моделей экспериментально получены и исследованы: расходные характеристики каждой модели (Ов = / (я), Опр = / (я)); распределение температуры воздуха по длине модели для трех значений расхода воздуха (Тв = / (I, Ов)); распределение плотности
теплового потока по каждому сечению для трех значений расхода воздуха ^ = /(I, Ов)).
Анализ расходных характеристик показал, что модели М1 и М2 обладают большим гидравлическим сопротивлением, по сравнению с моделью М3; модель М3 обладает большой пропускной способностью (при п=1,1;Ов = 5 х 10-3 кг/с).
Анализ тепловых характеристик показал, что для моделей М1 и М2 наиболее интенсивный теплосъем наблюдается на входе в тракт охлаждения, где также интенсивно срабатывается хладоресурс воздуха и поэтому значительные плотности тепловых потоков q на входе в модель уже через (20 - 30) х 10-3 м по направлению потока практически сходят на нет; для модели М3 подогрев воздуха по длине тракта охлаждения достаточно высок и достигает 350 °С, что говорит о хорошем использовании хладоресурса воздуха. С возрастанием расхода воздуха снижение подогрева не превышает 20 °С.
Экспериментально-теоретические исследования закономерностей теплообмена в рекупе-
ративных теплообменниках с компланарными ребрами показали, что путем двустороннего отвода охладителя можно увеличить протяженность интенсивно охлаждаемой поверхности теплообменника.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Тихонов A.M. Регенерация тепла в авиационных ГТД. М.: Машиностроение, 1977, C. 118.
2. Викулин А.В., Попов В.Г., Ярославцев Н.Л., Чеснова В.А. Анализ возможности расширения диапазона регулирования пропускной способностью каналов сложной конфигурации теплонапряженных конструкций // Авиационная промышленность, 2013, № 2. - C. 20-28.
3. Викулин А.В., Ярославцев Н.Л., Земляная В.А. Исследование теплообмена в системах охлаждения теплонапряженных конструкций // Теплоэнергетика, 2017, № 1. - C. 39-44.
4. Викулин А.В., Ярославцев Н.Л., Чеснова В.А. Диагностика эффективности системы охлаждения малогабаритных теплообменников с компланарными каналами // Известия Вузов. Авиационная техника, 2016., №3, C.94-99.
5. Викулин А.В., Ярославцев Н.Л., Чеснова В.А. Методология теплового проектирования охлаждаемых лопаток газовых турбин газотурбинных двигателей и газотурбинных установок // Научная мысль, 2016, № 1. - C. 86-105.
6. Попов В.Г., Викулин А.В., Ярославцев Н.Л., Сундуков А.А., Чеснова В.А., Побежимовский Е.В. Калориметрический метод теплового контроля теплона-пряженных деталей ГТД и ГТУ // Научные труды (Вестник МАТИ), 2011, № 18 (90). - C. 50-56.
7. Викулин А.В., Попов В.Г., Чеснова В.А. Совершенствование конструкции охлаждаемых лопаток высокотемпературных газовых турбин с целью
повышения надежности и ресурса работы современных авиационных ГТД и энергетических ГТУ // Вестник Рыбинской государственной авиационной технологической академии им. П.А. Соловьева, 2012., № 2 (23). - C. 7-11.
REFERENCES
1. Tikhonov A.M. Heat recovery in aircraft goods declaration. M.: Build machines. 1977. Pp. 118.
2. Vikulin A.V., Popov V.G., Yaroslavtsev N.L., Chesnova V.A. Analysis possibilities for expanding the range of channel bandwidth management of complex configuration of heat-stressed structures//Aviation industry. 2013. № 2. - Pp. 20-28.
3. Vikulin A.V., Yaroslavtsev N.L., Zemlynay V.A. Study heat transfer in cooling systems of heat-stressed structures//Heat-and-power engineering. 2017. № 1. - Pp. 39-44.
4. Vikulin AV., Yaroslavtsev N.L., Chesnova V.A. Diagnosis efficiency of cooling system of small-sized heat exchangers with coplanar channels//New Universities. Aviation equipment, 2016. № 3. Pp. 94-99.
5. Vikulin A.V., Yaroslavtsev N.L., Chesnova V.A. Methodology of thermal design of air-cooled gas turbine blades of gas turbine engines and gas turbines//Scientific thought, 2016. № 1. - Pp. 86-105.
6. Popov V.G., Vikulin A.V., Yaroslavtsev N.L., Sundukov A.A., Chesnova V.A., Pobezhimovskij E.V. Calorimetric method for thermal control of heat-stressed parts of GTE and GTP//Scientific papers (Messenger of MATI), 2011, № 18 (90). - Pp. 50-56.
7. Vikulin A.V., Popov V.G., Chesnova V.A. Improving the design of cooled blades for high-temperature gas turbines to improve the reliability and life of modern aviation GTE and energy of GTP// Messenger Rybinsk State Aviation Technological Academy named after P.A. Soloviev, 2012. № 2 (23). - Pp. 7-11.
THE THERMAL STATE OF THE RECUPERATIVE EXCHANGER
© 2018 A.V. Vikulin1, N.L. Yaroslavtcev1, S.S. Remchukov2
1 Moscow Aviation Institute (National Research University) 2 Central Institute of Aviation Motors, Moscow
The article is devoted to the design and research of the thermal state of the recuperative exchanger. The results of calculations of convergence of thermal balance, graphic dependences of consumables and thermal characteristics of the objects of research.
Keywords: recuperative exchanger, heat balance equation, consumables and thermal characteristics.
Nikolay Yaroslavtsev, Candidate of Technics, Professor of the Department «Technology of Production and Operation of Aircraft Engines». E-mail: [email protected] Alexander Vikulin, Candidate of Technics, Professor of the Department «Technology of Production and Operation of Aircraft Engines». E-mail: [email protected] Svyatoslav Remchukov, Postgraduate Student, Engineer. E-mail: [email protected]
