Особенности теплообмена и теплового режима высокотемпературных огневых стенок энергетических аппаратов при высоких конвективных и лучистых потоках

2. Краткое содержание работы Во введении показана актуальность и новизна решаемой проблемы, ее практическая значимость, кратко изложены основные результаты исследования. В первой главе приведен обзор работ по перспективным конструкциям огневых стенок энергетических аппаратов (МГДГ и ГТУ), работающих при высоких параметрах рабочих тел. Проведен анализ состояния исследований основных процессов, определяющих тепловой режим огневых стенок при вышеописанных теплонапряженных условиях. На основании проведенного анализа определены задачи исследования. Во второй главе рассматривается задача конвективного теплообмена применительно к двум конкретным вариантам: на сильно неизотермической комбинированной огневой стенке и при тангенциальном вдуве на высокотемпературной огневой поверхности. Для исследования обоих вариантов может быть применена одна и та же математическая модель и, соответственно, программа при различных граничных условиях. Приводятся основные системы уравнений и математический аппарат, используемые для создания расчетных алгоритмов. Для решения поставленных задач была разработана программа решения уравнений Навье-Стокса с использованием низкорейнольдсовой модели турбулентной вязкости без пристеночных функций. Применительно к обтеканию сильно неизотермической поверхности с периодической структурой, какой является комбинированная стенка, проведено сравнение результатов расчетов с решением сопряженной задачи при использовании метода суперпозиции для теплового пограничного слоя и уточнены показатели степени в функции влияния для условий, типичных для МГДГ. Полученные результаты были использованы в главе 3 при разработке инженерной методики оценки теплового состояния комбинированной стенки МГДГ. Был проведен анализ теплообмена на высокотемпературной огневой стенке при ее тепловой защите тангенциальным вдувом применительно к жаровым трубам форсирова нных ГТУ (при температуре продуктов сгорания более 1700К в камере сгорания, и температуре огневых стенок около 1300К). При расчетном исследовании защиты высокотемпературной изотермической стенки с температурой, из-за большого вклада излучения значительно превышающей адиабатическую, был выявлен новый эффект роста турбулентности течения на начальном участке в зоне вдува холодного газа, ухудшающий эффективность газовой завесы. Это может быть следствием значительных перепадов плотности вблизи стенки при прогреве вдуваемой пелены с двух сторон. При этом в непосредственной близости от среза щели вдува появляется существенная вертикальная составляющая скорости, возникают микровихри, и, как следствие, растет турбулентная вязкость. На рис. 1 представлено распределение безразмерной турбулентной кинематической вязкости в рассматриваемой расчетной области для типичных условий теплозащиты огневых стенок. Параметры основного потока – продуктов сгорания природного газа в воздухе: P0 =5,2МПа; T0=1960K;; ;;; Rex =1.0*105 -5.0*105 ; Параметры потока вдува: Us= 10м/c; Ts = 720 K; ; Ps = 5,45 МПа; ; Tw = 1300K; s = 1мм. Рис. 1 (слева). Распределение безразмерной кинематической вязкости νt+ в расчетной области при тангенциальном вдуве (x+ - безразмерная продольная координата в зоне вдува; y+ - безразмерная координата в зоне вдува по нормали к стенке, масштабы отнесения см. текст, с.9) Рис. 2 (справа). Распределение теплового потока в зоне вдува (1 – без вдува; 2 – настоящие расчеты; 3 – расчет по [6];) T0 = 1700K; Tw =1300K;Ts =700K; W0 = 60 м/ c; Ws =10 м/ c; P0 = 1,5 МПа; воздух Следствием выявленного эффекта является сокращение протяженности зоны эффективной теплозащиты (рис. 2). В диссертации приводятся обобщенные результаты расчетного исследования и сравнение с экспериментальными данными [7]. Через степень турбулентности основного потока и вдуваемого газа этот эффект сказывается на эффективности тепловой защиты. На рис. 3 представлена зависимость поправочного коэффициента от C (x/sb = 100, s-ширина щели, b – параметр вдува). Эффективность завесного охлаждения существенно зависит от эффективного коэффициента турбулентного перемешивания C и коэффициента турбулентного перемешивания Сt в основном потоке. Здесь: T0, Tw, Ts – температуры торможения, стенки и вдува, соответственно. Поправочный коэффициент учитывает влияние турбулентности и равен . Более сильное, по сравнению с экспериментально полученными результатами [7], где (Tw < Tad) влияние турбулентности на уменьшение эффективности завесного охлаждения может быть объяснено вышеуказанным эффектом увеличения турбулизации вдуваемой пелены и смешивающегося с ней потока газа при нарушении аналогии Рейнольдса на огневой стенке с температурой, существенно выше адиабатической. Обобщение решения задачи о тангенциальном вдуве в рамках классической теории подобия при использовании модели, в случае, когда плотность и вязкость сильно зависят от температуры, и в отсутствие аналогии Рейнольдса, проблематично, поскольку степенные зависимости, описывающие теплофизические свойства, оказываются различными для разных жидкостей и зависят от граничных условий. Рис.3. Сравнение поправочного коэффициента эффективности завесного охлаждения от среднеинтегральной степени турбулентности входного потока С, полученного в данной работе (1) и в [7] – (2); (x/sb = 100). Здесь: s – ширина щели вдува [м], b =– параметр вдува. В то же время, полученные частные решения для одних газов при всей их детальности не могут достаточно обоснованно рассматриваться для течений газов с другими физическими свойствами даже как оценочные, и задача обобщения остается актуальной. Поэтому в изучаемом случае высокотемпературного теплообмена был применен иной подход к обобщению решения, использующий метод характеристических масштабов [5]. Задача рассматривалась при переменных свойствах теплоносителя («несжимаемого» газа), в диапазоне температур 700 - 3000К представленных как функции температуры в виде степенных зависимостей: , ,, и использованных для получения соответствующих масштабов. В частности, для вязкости, температуры, времени и протяженности эти масштабы имеют вид: ; ; ; . При этом все уравнения и соотношения, в том числе уравнения, описывающие перенос энергии турбулентности и скорость её диссипации, приобретают безразмерную и универсальную форму и не содержат констант, связанных с конкретным рабочим телом (газ). При этом подобие существует при тождестве соответствующих безразмерных граничных условий. В третьей главе рассматривается задача о тепловом режиме комбинированной огневой стенки канала МГД - генератора с учетом ряда особенностей: переизлучения с других стенок, специфики радиационно-кондуктивного теплопереноса в ее керамических элементах. Кроме того, отдельный раздел посвящен пересчету измеренных распределений яркостной температуры в распределение истинной с определением степени черноты неизлучающих участков комбинированной стенки в канале МГДГ (экспериментально найденное значение: 0,52 – 0,57). Проведено сравнение с экспериментом; при этом показано, что только при учете комплекса всех вышеупомянутых факторов удается добиться должного соответствия расчетных и экспериментальных данных. Для уравнения диффузии излучения в объеме керамических элементов: получено аналитическое решение в двумерной прямоугольной области слабопоглощающего, сильно рассеивающего материала (характерного для керамического заполнения высокотемпературного элемента стенки). Рассмотрено влияние полусферической отражательной способности границы металл-керамика (rh) . Представлены результаты совместного решения уравнения диффузии излучения и уравнения энергии (где переизлучение внутри керамического массива учтено в соответствии с ПЛТ) для двух характерных типов керамических материалов с разными оптическими свойствами: SiO2 - малое поглощение, большое рассеяние; ZrO2 – большое поглощение, большое рассеяние. На рис. 4 приведено сравнение полученных распределений объемной безразмерной спектральной плотности энергии излучения в керамическом массиве ZrO2 и SiO2 на оси симметрии паза (X = 0) в зависимости от безразмерного расстояния от огневой поверхности при полусферической отражательной способности стенок каркаса (rh = 0). При этом линейный масштаб – полуширина элемента , для объемной плотности энергии – , откуда: ; ; ; ; ; ; H – высота электрода; Dλ – коэффициент диффузии излучения (м); Kλ – коэффициент поглощения (м-1); Решение уравнения диффузии излучения в безразмерных переменных при постоянном коэффициенте поглощения материала в диапазоне длин волн внешнего излучения (0,75 – 0,77мкм) зависит от одного безразмерного параметра – коэффициента затухания излучения (рис. 5). Из рассмотрения распределений объемной спектральной плотности энергии излучения в керамическом массиве материала на основе ZrO2 (с учетом экспериментально полученных значений коэффициентов поглощения и диффузии излучения) следует, что для расчета радиационного теплопереноса внешнего излучения может быть использовано приближение лучистой теплопроводности (ПЛТ), в то время как для материалов типа SiO2 необходимо использовать модель диффузии излучения. Далее приводится инженерная методика расчета сопряженного теплообмена на огневой комбинированной стенке МГДГ с учетом всех вышеуказанных особенностей; дано описание обработки опытных данных, полученных на нескольких экспериментальных установках (в частности результатов фото – и телеметрирования огневой поверхности тенок МГД - канала), обобщение полученных экспериментальных результатов и сравнение с расчетом. Рис. 4 (слева). Распределение безразмерной объемной спектральной плотности энергии излучения U в массиве керамики ZrO2 – (1) и SiO2 – (2) по координате y (x = 0, rh = 0) Рис. 5 (справа). Зависимость потока объемной спектральной плотности энергии от безразмерного коэффициента затухания (на глубине y = 0,4) для оси симметрии паза (x = 0) В четвертой главе рассмотрен тепловой режим комбинированной электродной стенки МГДГ с учетом джоулевой диссипации в объеме высокотемпературных токосъемных керамических элементов. Проведено расчетное исследование её сопряженных теплофизических и электрофизических характеристик. Получены распределения температур, тепловых потоков, а также плотностей тока и потенциалов в объеме элемента стенки (рис. 6). Численные исследования проводились с учетом влияния на распределение плотности тока специального керамического токовывода. Полученные результаты подтверждаются экспериментами в канале МГД – генератора. Показано, что асимметричное расположение токовыводов позволяет избежать концентрации (вследствие эффекта Холла) тока на поверхности и в объеме керамики. Результаты обобщены с помощью метода характеристических масштабов. Масштаб для плотности тока , здесь , где коэффициенты А и В зависят от доли In2O3 в составе токовывода на основе ZrO2-Y2O3--In2O3 ;– ширина паза, – теплопроводность керамики; безразмерная температура ; безразмерная координата . На рис. 6. приведено распределение расчетной плотности тока по огневой поверхности комбинированного электрода в симметричной катодной (1) полярности и при асимметричном положении токовывода: (2) – анода и (3) – катода. При оптимальном асимметричном расположении токовывода наблюдается значительное увеличение равномерности распределения плотности тока. Во второй части главы проведен анализ влияния токов утечки в продольном электрическом поле в тонких проводящих пленках на поверхности комбинированной огневой стенки на её тепловой режим. В частности, был рассмотрен случай пленок в условиях «репленишмента», заметно не меняющих свою толщину и теплофизические характеристики. При этом допустимая толщины пленки «утепления над изолятором (для типичных условий МГДУ) ее толщина должна быть, как показывают расчеты, меньше 1,5 мм. Рис.6 (слева). Распределение, безразмерной плотности тока на огневой поверхности электрода с асимметричным положением токовывода (2 - анод, 3 - катод) и для катода с обычным (симметричным - 1) расположением токовывода при следующих условиях: Рис. 7 (справа). Зависимость безразмерных: температуры поверхности пленки (1), средней электрической проводимости (2) и толщины пленки (3) от параметра Ba (D = 5*10-4; L= 0) Для случая алюмоводородных МГДГ впервые получено обобщенное аналитическое решение уравнений движения и энергии с учетом джоулевой диссипации применительно к текущей пленке из осажденной К-фазы с учетом зависимости вязкости и весьма высокой электропроводности К-фазы от температуры (расплава Al2O3). Показано, что безразмерная толщина пленки h+ и, соответственно, распределение температуры и скорости поперек слоя зависят от трех безразмерных параметров: , и , где – константа для данного сечения при стационарном режиме, как и – интеграл осаждения D; Здесь: – напряжение трения на поверхности раздела газ - пленка; α – коэффициент теплоотдачи в рассматриваемом сечении[8]; λ – коэффициент теплопроводности пленки; β – параметр Холла; B – магнитная индукция; jy – плотность поперечного тока; x – продольная координата; V+ – безразмерная скорость осаждения К-фазы; – продольный градиент давления, T1 – температура торможения в ядре потока и T0 – температура на нижней границе пленки, равная температуре плавления материала пленки; проводимость – . Масштабы протяженности, проводимости, температуры, скорости: На рис. 7 в безразмерной форме представлены обобщенные расчетные зависимости толщины пленки, температуры поверхности пленки, и средней электрической проводимости при L=0) от параметра Ba. На рис. 8 показано (в размерной форме) изменение плотности теплового потока на нижней границе пленки (1) и на ее поверхности (2) и изменение средней плотности продольного электрического тока в пленках К-фазы (3) по длине расчетного канала алюмоводородного МГД - генератора (мощность Pn ≅ 3МВт). Температура поверхности текущей пленки Al2О3 при параметрах указанных на рис. 9 меняется практически линейно по длине канала от 2400 – 2430К до 2500 – 2600К (при изменении Ex от 800 до 2000 В/м). При возрастании температуры поверхности пленки расплава (из-за увеличения плотности электрического тока) уменьшается тепловой поток к ее поверхности (кривая 2 на рис. 8), в то же время, по мере увеличения плотности тока, растет дополнительный тепловой поток за счет джоулева тепловыделения (кривая 1 на рис. 8). Этот поток может в несколько раз превышать тепловой поток к огневой поверхности и достигать 2-3 Мвт/м2. Это обстоятельство помимо увеличения тепловых потерь ставит весьма жесткие (по отводу тепловых потоков) требования к конструкции стенки и системе ее охлаждения. Полученные результаты позволили провести оценку влияния токов утечки по пленкам осаждающимся на изоляционной и электродной стенках К-фазы на локальные характеристики МГДГ. Электрическая проводимость пленок рассматривалась в терминах поверхностной проводимости Масштабы (соответственно – протяженности, напряженности электрического поля, потенциала, плотности тока, мощности), использующиеся при анализе влияния поверхностной проводимости (отличные от масштабов, использовавшихся при анализе течения пленки) на локальные характеристики МГДГ [9]: ; ; ; ; ; Здесь: а - ширина канала; в - высота электродной стенки; ��00 –проводимость плазмы; В - магнитная индукция; U1- скорость потока; безразмерная проводимость пленки определятся как На рис. 9 представлена зависимость локальной безразмерной мощности (Pn) от безразмерной поверхностной проводимости при различных значениях параметра Холла. С увеличением поверхностной проводимости, безразмерная мощность уменьшается нелинейно и весьма быстро. При этом становится весьма проблематичной возможность реализации при достаточно эффективного МГДГ. Причем речь идет о характеристиках МГД - генератора, без учета диссипативных потерь. Рис. 8 (слева). Изменение плотности теплового потока на нижней границе пленки по длине канала – (1) и на ее поверхности – (2); 3 – изменение средней плотности продольного электрического тока в пленках К-фазы по длине канала алюмоводородного МГД – генератора (104A/м2). Х = 1м, Ex = 1200 В/м, на входе:T0 = 3000K, P0 = 0.2МПа, U0 =1900м/c L = 0; D = 5*10-4; Bа = 0,35) Рис. 9 (справа). Зависимость локальной безразмерной мощности (Pn) от безразмерной поверхностной проводимости при различных значениях параметра Холла х = 1м (1 – β = 1; 2 – β = 2; 3 – β = 3) Таким образом, влияние проводящих пленок К-фазы на локальные характеристики МГДГ особенно велико для генераторов малого масштаба.

Похожие:

	Методологические основы математического моделирования гидротермического... Лового режима почв для теплого полугодия. В данной работе рассмотрено формирование водно-теплового режима в холодный период года....		Календарно-тематический план на 2013-2014 учебный год физика 8 класс Знать понятия: тепловое движение, температура. Характеризовать понятие теплового движения, виды теплообмена
	Реферат: Особенности эмо на энергетических и промышленных объектах Специфика современных объектов такова, что устанавливаемая на них электронная аппаратура часто подвергается воздействию высоких уровней...		Других огневых работ в подразделениях мади Настоящая инструкция устанавливает основные требования по организации проведения сварочных и других огневых работ
	Подумайте и напишите внутришкольные факторы, негативно влияют на... Не соблюдение светового, теплового режима в классах, мебель не по размеру учащихся		Глубина промерзания грунтов важнейший фактор водно-теплового режима земляного полотна Использование интерактивной доски Smart Board и программного обеспечения Notebook
	Решение педагогического совета Наличие паспорта учебных кабинетов, актов разрешения на проведение занятий, инструкций по тб и видам деятельности, журналов инструктажей,...		Курсовой проект по технологии нефтехимического синтеза выполняется... Методические указания включают методики расчета материальных балансов всех стадий полимеризации, теплового баланса реактора, расчет...
	Значение мелиорации в повышении продуктивности земель Мелиорация — система организационно-хозяйственных и технологических мероприятий, направленных на коренное улучшение сельскохозяйственных...		Филогения минералогенез при магматических и высокотемпературных послемагматических Рубежный контроль – реферат по генетическим обстановкам формирования предложенных редкометальных и иных минералов (завершение до...
	Программа по формированию навыков безопасного поведения на дорогах... Организация противопожарного режима. Содержание путей эвакуации. Места для курения и использование открытого огня. Особенности соблюдения...		Курс лекций для студентов дневной формы обучения Энгельс 2009 введение Целью курса является изучение основных процессов и аппаратов, применяемых в пищевой промышленности, а также формирование навыков...
	Перечень жизненно необходимых и важнейших лекарственных аппаратов,... Перечень жизненно необходимых и важнейших лекарственных аппаратов, применяемых при оказании стационарной медицинской помощи, а так...		Курсовая работа по дисциплине «эксплуатация судовых энергетических установок» Профиль «Эксплуатация корабельных дизельных и дизель-электрических энергетических установок»
	Инструкция о мерах пожарной безопасности разрабатывается на основе... О противопожарном режиме утверждены новые правила противопожарного режима в Российской Федерации (далее Правила противопожарного...		Отчет научные и научно-педагогические кадры инновационной России... Елями выполнения работы явилось эффективное освоение молодыми исследователями и преподавателями лучших научных и методических отечественных...