Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Обзор литературы 14
1.1. Главные циркуляционные насосные агрегаты, используемые в контурах АЭС 14
1.2. Физика течения в проточной части осевых насосов воды и ТЖМТ
1.2.1. Исследование картины течения на воде 16
1.2.2. Специфика течения в проточной части насоса жидкометаллического свинца 21
1.2.3. Влияние наличия газовой фазы на характеристики насоса 23
1.3. Методы расчета и проектирования осевых насосов 25
1.3.1. Классические методы проектирования 25
1.3.2. Расчет и проектирование проточной части осевых насосов на основе двумерных методов 32
1.3.3. Использование трехмерных методов расчета течения для проектирования проточной части осевых насосов
1.3.4. Оптимизация проточной части осевого насоса методами программного комплекса Ansys CFX 40
1.3.5. Влияние параметров проточной части на гидравлические качества и форму напорной характеристики осевого насоса 42
1.4. Объект исследования 44
ГЛАВА 2. Определение параметров математической модели для расчета трехмерного вязкого течения в проточной части осевого насоса 48
2.1. Создание расчетной модели осевого насоса низкой быстроходности 48
2.2. Исследование на сеточную независимость решения 56
2.3. Влияние на расчетные интегральные параметры модели турбулентности 60
2.4. Исследование влияния параметров программного комплекса Ansys CFX на сходимость результатов расчета 63
2.5. Исследование влияния типа сетки на результаты расчета 68
2.6. Исследование влияния свойств перекачиваемой жидкости на интегральные характеристики насоса 70
2.7. Результаты представленных в Главе 2 исследований 74
ГЛАВА 3. Проектирование и расчетные исследования проточной части гцна ру брест од-300 76
3.1. Проектирование лопастной системы осевого насоса низкой быстроходности с использованием программного комплекса САПР ЛС 76
3.1.1 Исследование влияния на параметры насоса геометрического угла атаки 77
3.1.2 Основные параметры спроектированных проточных частей осевого насоса низкой быстроходности 82
3.2 Расчетные исследования спроектированных вариантов проточной части с использованием программного комплекса Ansys CFX 89
3.2.1 Создание расчетной области проточной части 89
3.2.2 Учет объемных и механических потерь 92
3.2.3 Расчет вязкого течения и прогнозных характеристик проточной части на условия ее испытаний на водяном стенде 94
3.2.4 Расчет вязкого течения и прогнозных характеристик проточной части на условия ее испытаний на стенде с ТЖМТ–свинец 105
3.2.5 Расчет характеристик ГЦНА на условия его размещения в контуре реакторной установки 112
3.2.6 Исследование влияния геометрических параметров лопастной системы на форму напорной характеристики 117
3.2.7 Исследование кавитационных показателей спроектированных проточных частей 129
3.2.8 Проектирование проточной части с улучшенными антикавитационными качествами 137
3.3. Выводы по Главе 3 145
ГЛАВА 4. Экспериментальные исследования спроектированных вариантов проточной части 149
4.1 Описание экспериментальной установки (водяной стенд ЦКБМ) 149
4.2 Результаты экспериментальных исследований на водяном стенде 1709 153
4.3 Описание экспериментальной установки ФТ-4 для исследований на ТЖМТ – свинец 158
4.4 Прогнозирование характеристик осевого насоса, работающего на жидкометаллическом свинце 164
4.5 Кавитационные исследования проточной части на ТЖМТ 172
4.6 Выводы по Главе 4 177
Заключение 178
Список литературы .
- Специфика течения в проточной части насоса жидкометаллического свинца
- Влияние на расчетные интегральные параметры модели турбулентности
- Основные параметры спроектированных проточных частей осевого насоса низкой быстроходности
- Описание экспериментальной установки ФТ-4 для исследований на ТЖМТ – свинец
Введение к работе
Актуальность темы. В настоящее время разрабатываются реакторные установки (РУ) на быстрых нейтронах со свинцовым теплоносителем. Циркуляция теплоносителя через активную зону реактора должна осуществляться насосами осевого типа. В России созданы и эксплуатируются центробежные и диагональные насосы, работающие на жидкометаллическом натрии и эвтектике свинец-висмут для РУ на быстрых нейтронах. Опыт создания и эксплуатации осевых насосов, перекачивающих тяжелый жидкометаллический теплоноситель (ТЖМТ) свинец отсутствует. В связи с этим вопросы, связанные с проектированием осевых насосов, работающих на жидкометаллическом свинце, являются актуальными.
Цель и задачи работы. Целью работы является создание
высокоэффективной проточной части осевого насоса низкой быстроходности, работающего на тяжелом жидкометаллическом теплоносителе – свинец.
Для достижения данной цели были сформулированы следующие основные задачи:
-
Рассмотреть специфику течения свинцового ТЖМТ в проточной части осевого насоса. Проанализировать используемые методы расчета, проектирования и оптимизации проточной части осевых насосов. Сформулировать основные требования к лопастной системе, работающей на ТЖМТ.
-
Определить параметры математической модели для расчета вязкого трехмерного течения, локальных и интегральных характеристик проточной части осевого насоса низкой быстроходности с использованием пакета Ansys CFX. Установить возможности и точность математической модели.
-
Исследовать влияние геометрических параметров лопастной системы и конструктивных элементов проточного тракта на прогнозные интегральные параметры и форму напорной характеристики осевого насоса низкой быстроходности (ns=580).
-
C использованием двумерных и трехмерных гидродинамических методов создать методику проектирования проточной части осевого насоса, обеспечивающую требуемые напор, КПД в расчетной точке и незападающую форму напорной характеристики в диапазоне рабочих режимов.
-
Выполнить численную оптимизацию геометрии проточной части насоса.
-
Предложить методику обеспечения антиэрозионных качеств осевого насоса, работающего на высокотемпературном ТЖМТ и создать проточную часть с требуемыми антиэрозионными качествами без ухудшения формы напорной характеристики.
7. Провести верификацию расчетных и экспериментальных энергетических и кавитационных характеристик спроектированных вариантов проточной части с результатами испытаний на воде и ТЖМТ.
Объект исследования. Проточная часть осевого насоса низкой
быстроходности ( ), работающего на высокотемпературном тяжелом
жидкометаллическом теплоносителе - свинец.
Методы исследования. Поставленные в диссертационной работе задачи решены на основе использования совокупности методов вычислительной гидродинамики, оптимизации, обработки и анализа данных.
Научная новизна.
На основе расчета трехмерного вязкого течения в проточной части осевого насоса создана методика расчета и проектирования осевых насосов низкой быстроходности, работающих на жидкометаллическом теплоносителе, в том числе:
численно определено влияние геометрических параметров лопастной системы и конструктивных элементов проточного тракта на энергетические характеристики насоса.
даны рекомендации по выбору параметров лопастной системы, которые позволяют обеспечить насосу, работающему на ТЖМТ, требуемые параметры в рабочей точке и незападающую форму напорной характеристики.
показано, что при создании осевого насоса, работающего на ТЖМТ, можно применять методики проектирования на рабочей жидкости - вода.
даны рекомендации по величине коэффициента кавитационного запаса насоса на воде, который должен обеспечить отсутствие эрозионных разрушений поверхностей проточной части, работающей на ТЖМТ.
обоснована возможность получения энергетических характеристик моделей проточных частей осевых насосов, предназначенных для работы на ТЖМТ, при проведении их испытаний на воде.
Теоретическая и практическая значимость диссертационной работы.
Определены параметры математической модели для анализа течения и прогнозирования характеристик проточной части осевого насоса низкой быстроходности. Определено влияние гидродинамических и конструктивных параметров проточной части на энергетические и кавитационные показатели осевого насоса. Даны рекомендации по проектированию проточных частей осевых насосов с высокими энергетическими и антиэрозионными показателями и незападающей формой напорной характеристики. Обоснована возможность получения энергетических характеристик насоса, предназначенного для работы на ТЖМТ, путем его численного и экспериментального исследования на воде.
Результаты расчетов и проектирования подтверждены при экспериментальных исследованиях на различных рабочих жидкостях.
Достоверность результатов. Достоверность результатов теоретических исследований и проектирования с использованием двух- и трехмерных методов подтверждена хорошей сходимостью с результатами экспериментов, проведенных с участием автора, на воде и ТЖМТ – свинец.
Личный вклад соискателя. В научных публикациях, которые раскрывают основные результаты работы, автору принадлежат:
постановка задачи по расчету течения и проектированию проточных частей осевого насоса низкой быстроходности;
апробация методики расчета характеристик осевых насосов низкой быстроходности с использованием двухмерных и трехмерных гидродинамических методов;
создание методики проектирования осевого насоса низкой быстроходности с незападающей напорной характеристикой, высокими энергетическими и антиэрозионными качествами;
уточнение программы-методики проведения экспериментальных испытаний, измерений и обработки результатов испытаний на водяном стенде и стенде с ТЖМТ;
участие в модельных испытаниях спроектированных проточных частей;
создание методики прогнозирования энергетических и кавитационных характеристик насоса.
Апробация работы. Основные материалы диссертационной работы
докладывались и обсуждались на конференциях: МНТК «Гидравлические
машины, гидропневмоприводы и гидропневмоавтоматика. Современное
состояние и перспективы развития», СПб, СПбПУ, 2012, 2014, 2016; МНТК
«Инновационные проекты и технологии ядерной энергетики», г. Москва, АО
«НИКИЭТ», 2014; МНТК «Гидравлические машины, гидропневмоприводы и
гидропневмоавтоматика», г. Москва, МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2014; XVIII МНТК
студентов и аспирантов "Гидромашины, гидроприводы и
гидропневмоавтоматика", Москва, НИУ «Московский энергетический институт», 2014; МНТК ECOPUMP-RUS’2015 «Энергоэффективность и инновации в насосостроении. Импортозамещение и локализация производства в России», Москва, 2015.
Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 16 научных работ (в т.ч. 7 работ в журналах, рекомендованных ВАК).
Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения и библиографического списка литературы из 77 наименований. Основное содержание работы изложено на 185 страниц (включает 154 рисунка и 22 таблицы).
Специфика течения в проточной части насоса жидкометаллического свинца
Главные циркуляционные насосные агрегаты обеспечивают постоянную циркуляцию теплоносителя в реакторе, тем самым транспортируют тепло из активной зоны РУ в парогенераторы. ГЦНА работают в особых условиях и к ним предъявляют целый ряд специальных требований [13, 37, 39] – отсутствие западающего участка на напорной характеристике (при параллельной работе нескольких насосов и регулировании частоты вращения); обеспечение бескавитационного и безэрозионного режимов обтекания проточной части; высокая ресурсная надежность (срок службы АЭС составляет 40 лет, а наработка на отказ современных ГЦНА достигает 70.000 часов); ремонтопригодность и др. Высокие технические требования и сложность ГЦНА определяют их уникальность, высокую стоимость (до 5% от стоимости всего оборудования РУ) и большие сроки проектирования (до 6 лет).
При использовании жидкометаллического теплоносителя, выбор типа насоса определяется компоновкой оборудования первого контура РУ. ГЦНА может располагаться до теплообменника (на горячей ветке) или после теплообменника (на холодной ветке). Возможны различные гидравлические схемы циркуляции теплоносителя, как сверху-вниз, так и снизу-вверх. Практика использования натриевых насосов показала, что расположение насоса на холодной ветке имеет больше преимуществ, но требует повышенного давления инертного газа находящегося над уровнем теплоносителя. Это вызвано увеличенными потерями (гидравлическим сопротивлением) всасывающего участка гидравлического контура и ухудшением кавитационных условий работы насоса.
Обзор работ [13, 37, 39] показывает, что в качестве ГЦНА на АЭС чаще применяют лопастные насосы центробежного и диагонального типов. Осевые насосы используют достаточно редко. Однако данный тип насосов имеет свои преимущества, так как является более эффективным, с меньшими габаритными размерами, массой и стоимостью (цена ГЦНА осевого типа в 22,5 раза ниже стоимости центробежного насоса).
В работе [9] отмечается, что тип насосов для перекачки тяжелого жидкометаллического теплоносителя очень ограничен, что объясняется спецификой теплоносителя. В настоящее время все разработанные отечественные насосы на ТЖМТ (для РУ типа БН, РУ АПЛ и исследовательских стендов) по конструкции являются лопастными и, в основном, имеют рабочие колеса центробежного типа, лишь в некоторых случаях (при габаритных ограничениях) – рабочие колеса диагонального типа. Насосы, работающие на ТЖМТ, классифицируют по следующим признакам.
1. По схеме создания противокавитационного подпора: насосы погружного типа; насосы с щелевым уплотнением вала. В насосах погружного типа противокавитационный подпор обеспечивается суммой давления газа над свободной поверхностью теплоносителя и давления столба жидкого металла (от свободного уровня до входного сечения в рабочее колесо) (см. п. 4.5).
В насосах с щелевым уплотнением вала противокавитационный подпор на входе в рабочее колесо обеспечивается за счет перепада давления теплоносителя в щели.
2. По способу герметизации проточной части насоса от внешней среды: герметизация общей газовой системы насоса и электродвигателя; установка уплотнения вала насоса (торцевого, сальникового, манжетного); использование уплотнения с застывшим слоем металла вокруг вала (замерзающее уплотнение).
3. По схеме приводного двигателя: электропривод (постоянного или переменного тока); турбопривод с редуктором.
4. По способу поддерживания вала насоса: с гидродинамическим подшипником; с гидростатическим подшипником [6].
У насосов с гидродинамическим подшипником, подшипник располагается вне и выше жидкометаллического теплоносителя (консольные насосы).
У насосов с гидростатическим подшипником скольжения, подшипник располагается внизу и работает в среде теплоносителя.
По результатам проведенного обзора литературы можно констатировать, что в современной отечественной и зарубежной практике насосостроения отсутствует опыт создания высокоэффективных осевых насосов, работающих на жидкометаллическом теплоносителе. Однако в инновационных проектах РУ на быстрых нейтронах, в связи с большими подачами и малым гидравлическим сопротивлением циркуляционного движения жидкометаллического теплоносителя, коэффициент быстроходности насоса превышает ,- 500. Для данного диапазона коэффициента быстроходности рекомендуется использовать лопастные насосы осевого типа [33, 42, 67]. При этом накопленный опыт показывает, что проектирование низконапорной проточной части осевого насоса с заданными энергетическими параметрами, требуемой крутизной и формой напорной характеристики, высокими антикавитационными качествами, является, по сравнению с лопастными насосами других типов, более сложной задачей.
Физические основы работы осевого насоса базируются на циркуляции скорости вокруг лопасти в решетке профилей и подробно описаны в работах [33, 40, 42, 47, 67, 71]. Для упрощения построения теоретической схемы обтекания все авторы используют основное допущение – отсутствие радиального перемещения потока в области рабочего колеса. То есть, предположении, что течение в осевом насосе происходит по цилиндрическим линиям тока и движение в каждом цилиндрическом слое не оказывает влияния на остальные. Таким образом, в осевом насосе центробежные и кориолисовы силы не учитываются, а принцип действия насоса основан на создании приращения давления только за счет преобразования кинетической энергии в диффузорном потоке проточной части рабочего колеса и выправляющего аппарата. Допущение о цилиндричности течения жидкости в осевом насосе позволяет представить его работу в виде обтекания потоком плоской бесконечной решетки профилей (рис. 1.1).
Влияние на расчетные интегральные параметры модели турбулентности
Созданная геометрическая твердотельная модель сохраняется в одном из распространенных графических форматов и передается в программу генерации расчетной сетки. Построение расчетной сетки – это процесс разбиения области ПЧ на множество отдельных дискретных элементов-ячеек. Ячейки сетки представляют собой пространственные элементы – гексаэдры, тетраэдры, призмы или пирамиды. Точки внутри многогранника, либо на его кромке, представляют собой узлы расчетной сетки. Именно в этих точках и определяются искомые параметры течения жидкости. Используют два варианта сеток: структурированные и неструктурированные (см. п.2.5). Структурированную сетку получают разбивкой расчетной области на блоки, внутри которых строится сетка, узлы которой однозначно описываются номерами 3-х мерного массива. Преимуществом такой сетки является возможность решателя программного комплекса применять наиболее экономичные алгоритмы расчета, но требуют больших временных затрат на процесс построения самой сетки. Из-за сложности формы проточной части насоса чаще используют неструктурированную сетку, узлы которой разбрасываются в пространстве случайным образом. Недостатком этой сетки является значительное увеличение требуемых вычислительных ресурсов. Проведенные в работе [3] исследования течения в проточной части центробежного насоса, показали незначительную разницу в величине интегральных параметров, рассчитанных для моделей со структурированной и неструктурированной сетками. На номинальном режиме расхождение по напору составило 0,8%, а по КПД – 0,3%. В п. 2.5 настоящей работы автором проводился анализ влияния типа сетки на результаты расчета течения в проточной части осевого насоса низкой быстроходности, который также показал совпадение интегральных параметров на режимах близких к номинальному. Поэтому в данной работе с большим количеством вариативных расчетов проточной части, для ускорения процесса создания сеток, в чаще создавались неструктурированные сетки. При решении задач оптимизации геометрии лопастной системы на основе оптимизационных алгоритмов (п.1.3.4), обязательным являлось использование экономичных сеток блочно-структурированного типа.
Неструктурированная сетка должна быть достаточно густой, особенно в местах быстрого изменения параметров течения – входная и выходная кромки РК, места сопряжения лопасти со втулкой и ободом, стенки проточной части. Поэтому, чтобы разрешить противоречие между достижением необходимой точности расчета за счет увеличения густоты сетки и экономией вычислительных ресурсов, густота сетки делалась переменной, с ее увеличением в местах больших градиентов параметров течения. Кроме того, автор предварительно провел исследование на сеточную независимость решения (см. п. 2.2). Это позволило выявить, начиная с какого количества узлов, получаемое решение, практически перестает зависеть от густоты расчетной сетки. Также, для увеличения достоверности моделирования течения в области пограничного слоя вблизи твердых стенок проточной части создавались слои призматических элементов. За счет варьирования высоты начального слоя, коэффициента пропорции и количеством слоев достигалось, чтобы общая толщина призматических слоев охватывала весь вязкий пограничный подслой. Исследования расчетных параметров программного комплекса Ansys CFX показали, что на сходимость результатов расчета большое влияние оказывает качество сетки, в том числе плавность перехода между толщиной последнего призматического слоя и размером ячейки основного элемента сетки. Критерием корректности построения расчетной сетки может служить безразмерный параметр $% (см. п. 2.4).
При расчетах проточной части осевого насоса одним из общепринятых допущений является предположение об установившемся и периодическом течения потока. Поэтому для экономии вычислительных ресурсов в расчетную область часто включают лишь по одному межлопастному каналу рабочих органов насоса. Тем самым предполагая, что в других каналах течение периодически повторяется. Такой подход позволяет создать в отдельном канале более густую расчетную сетку. Однако использование данного условия должно быть обосновано. Правомерность использования модели с условием периодичности была исследована автором в п. 2.1.
Для создания расчетной сетки можно использовать либо генераторы сеток, входящие в состав программных комплексов Ansys CFX, Fluent, Star CD, Numeca и др., либо специализированные программы. В настоящей работе автором для построения тетраэдных неструктурированных сеток применялась программа ICEM CFD [75], а для получения гексаэдральных блочно-структурированных сеток – Ansys TurboGrid [76].
На следующем шаге расчетные сетки областей проточной части в совместимом формате передаются в программный комплекс для определения граничных условий, вида рабочей жидкости, режима течения, модели турбулентности, условий сопряжения. Проточная часть лопастного насоса представляет собой совокупность вращающихся роторных элементов и неподвижных статорных. Поэтому существует несколько подходов в задании их условий сопряжения. Элементы проточной части могут рассчитываться отдельно друг от друга, каждый в своей системе координат: подвод, выправляющий аппарат, отвод – в неподвижной системе координат, а рабочее колесо – в системе координат, вращающейся вместе с РК. Это значительно упрощает картину течения, но позволяет быстро провести качественную оценку параметров насоса. Для точных расчетов используют подход, когда расчетная область представляет собой всю проточную часть. Расчет выполняется совместно в подводе, рабочем колесе, выправляющем аппарате и отводе, соответственно, в подвижной и неподвижной системах координат. Поэтому, получаемые в результате расчета скорости являются относительными. Задаваемое на поверхностях интерфейса условие сопряжения, определяет учет взаимного влияния этих элементов проточной части друг на друга. В программных комплексах реализованы три вида условий сопряжения: Stage Averaging (осреднение по окружности) – на поверхности сопряжения (интерфейса) программа выполняет осреднение параметров течения в окружном направлении; Frozer Rotor («замороженный» ротор) – вращающиеся элементы проточной части фиксируются в определенном угловом положении относительно неподвижных статорных элементов и True Transient – полностью нестационарный анализ течения жидкости, при котором моделируются все нестационарные эффекты, происходящие на поверхностях интерфейса лопастных систем, без применения упрощающих допущений. Использование того или иного условия должно быть обосновано приближенностью к реальной картине течения.
Программные комплексы Ansys CFX, Fluent, Star CD, Numeca и др. позволяют проводить моделирование различных граничных условий (условие прилипания или проскальзывания, модели турбулентности, режимы потока, свойства жидкости и др.), а также сложных физических процессов (течение с кавитацией, с теплообменом, течение смеси нескольких жидкостей, течение с химическими реакциями и т.д.). Некоторые особенности задания граничных условий отражены в работе [30, 44, 48], но в целом в литературе недостаточно информации о влиянии граничных условий на результаты расчетов течения в проточной части осевого насоса низкой быстроходности. В Главе 2 представлены исследования с целью определения параметров математической модели для расчета трехмерного вязкого течения в проточной части осевого насоса низкой быстроходности с целью точного прогнозирования ее интегральных характеристик.
При этом автору рациональным видится подход, когда геометрия проточной части ступени проектируется на основе традиционных двумерных методов (п.1.3.2), а оценка ее энергокавитационных качеств и доводка лопастной системы, осуществляется с использованием трехмерных 3D-методов. Это позволяет сочетать высокую скорость получения результатов расчета по 2D-методам и полного учета особенностей пространственного течения в ПЧ насоса в 3D-методах.
Основные параметры спроектированных проточных частей осевого насоса низкой быстроходности
Программный комплекс Ansys CFX представляет собой надежное средство для моделирования течения, анализа и проектирования проточных частей лопастных насосов, который обладает очень широкими возможностями [28, 29]. Однако, при численном эксперименте существенное влияние на сходимость и точность решения (погрешность) имеют задаваемые пользователем расчетные параметры и граничные условия – режим течения потока (установившийся или нестационарный), модель турбулентности, пристеночные функции, качество расчетной сетки, условия сопряжения, масштаб времени и т.д. Если в ходе расчета целевые параметры изменяются в широких пределах 10…15%, то причиной этого могут быть различные факторы – некорректно заданные граничные условия, некачественная расчетная сетка, либо на сходимость решения оказывают влияние отрывные вихри и противотоки. Тогда при расчете в стационарной постановке сходимость решения вообще не может быть достигнута по причине самой нестационарной природы течения жидкости в проточной части насоса, например на недогрузочных режимах, при образовании в потоке сильно закрученного вихревого движения. Не сходиться могут и уравнения турбулентности (2.19), (2.20), контроль над решением которых, осуществляется по графикам их среднеквадратичных невязок RMS E-Diss.K и RMS EurbK. В некоторых случаях даже возможен срыв расчета.
При отсутствии сходимости расчета, когда не обеспечивается необходимая точность решения в первую очередь необходимо проконтролировать качество расчетной сетки. Из-за достаточно сложной геометрии проточной части лопастного насоса, чаще используют сетку неструктурированного типа, в которой узлы разбрасываются в пространстве расчетной области случайным образом. Это может привести к появлению вытянутых или искаженных ячеек. При некорректном построении призматических слоев возможен резкий перепад между толщинами последнего призматического слоя и тетраэдра сетки (рис. 2.19). Это вызывает смещение центра контрольного объема ячейки сетки и дает большую погрешность вычислений в этих областях проточной части.
Так как размер элемента сетки в ядре потока обычно превышает толщину пограничного слоя, в котором наиболее сильно проявляются силы трения и присутствует значительный градиент скорости, то появляется необходимость в создании области призматических слоев. Это позволяет в сочетании с алгоритмом переключения расчета с помощью масштабируемых функций стенки, реализованном в программном комплексе Ansys CFX (см. п. 2.3), обеспечить более равномерную точность расчета в местах большого градиента параметров течения. При создании области призматических слоев необходимо стремиться обеспечить правильный выбор размера первого элемента сетки вблизи твердых стенок, достаточное количество элементов по толщине турбулентного пограничного слоя и плавность изменения их размеров.
Для определения корректности построения расчетной сетки использовался параметр Y+ = у vT/v, который представляет собой безразмерное расстояние от стенки в пограничном слое (турбулентное число Рейнольдса - динамическая переменная закона стенки). При применении высокорейнольдсовой к - є модели турбулентности ближайший к стенке элемент должен попадать в подобласть логарифмического подслоя Y+ 30. Так как при течении в ПЧ параметры потока меняются, то контроль качества сетки проводился по анализу распределения параметра Y+ на твердых стенках проточной части (рис. 2.20). При этом допустимое значение параметра Y+ ограничивалось 100. Если значение параметра Y+ не соответствовало рекомендованной величине, то проводился возврат на этап создания сетки и её сгущение.
Низкорейнольдсовая SST модели турбулентности непосредственно моделирует пристеночный слой и производит там вычисления, поэтому ближайший к стенке элемент должен попадать в область ламинарного вязкого подслоя, что соответствует Y+ 2. Для выполнения этого условия при использовании низкорейнольдсовой SST модели турбулентности необходимо создавать более качественную расчетную сетку.
Практика проведенных расчетов показала, что для высокорейнольдсовой модели турбулентности количество элементов по толщине призматических слоев должно составлять не менее 10, а для низкорейнольдсовой модели турбулентности 15. Для обеспечения плавности изменения толщин соседних элементов сетки - тетраэдров в ядре потока и последним призматическим слоем. Разница в размерах элементов не должна превышать 1,5 раза (см. рис. 2.19).
Еще одним фактором, влияющим на сходимость решения является параметр TimeScale, который представляет собой шаг по времени и непосредственным образом влияет на метод решения системы уравнений Навье-Стокса. Параметр TimeScale является псевдо-временем, благодаря которому даже в стационарные задачи вводится фиктивный нестационарный член. В программном комплексе Ansys CFX этим параметром можно управлять, задавая, например, Time.
На основе фиксированное значение шкалы времени Physical TimeScale, которое используется для решения уравнений по всей области течения жидкости. Значительное увеличение значения масштаба времени приводит к сильным колебаниям параметров, расходимости и нестабильности расчета. Уменьшение, к существенному росту числа итераций и времени решения задачи. При проблемах со сходимостью решения, следует задавать значение параметра Physical TimeScale из выражения (2.22): TimeScale = к--, (2.22) V где к = 0,1 -т- 1,0 - коэффициент, - длина домена вдоль потока, v - скорость. Если качество сетки удовлетворяет всем требованиям, варьирование расчетными параметрами и граничными условиями не позволяет добиться сходимости решения и при этом наблюдается сильная зависимость выходных, интегральных параметров от числа итераций, то это означает присутствие в физической картине течения потока неустановившихся, нестационарных явлений. В таких случаях расчет течения жидкости следует проводить в нестационарной постановке. При нестационарном расчете задаются - фактический временной шаг расчета (Time Steps), количество шагов по времени и максимальное количество итераций за такт. Расчетный параметр Initial Time задает начальную временную точку расчета, а величина Time Duration определяет окончание переходного режима. Общая продолжительность анализа течения ограничивается параметром Total расчета течения в модельной проточной части насоса ЦН-44 было проведено численное исследование влияния типа анализа (стационарного (Steady State) и нестационарного (Transient)) на его интегральные параметры. В обоих случаях, на поверхностях интерфейса производилось осреднение параметров течения по окружности. В первом приближении временной шаг расчета Time Steps задавался на основе критерия Куранта. Так как расчет течения в ПК Ansys CFX выполняется путем численного решения системы дифференциальных уравнений Рейнольдса, неразрывности (2.17, 2.18) и турбулентности (2.19, 2.20), то известно, что необходимое условие устойчивости явного численного решения дифференциальных уравнений в частных производных достигается при выполнении некоторого (2.22) можно определить значение временного ограничения на значение временного шага. Данное условие, представляет собой критерий Куранта-Фридрихса-Леви: v-At С, (2.23) где v - скорость, At - временной шаг, AL - пространственный шаг, С - коэффициент Куранта. Из выражения шага Time Steps:
В качестве линейного шага AL принимался размер максимального глобального элемента расчетной сетки AL = 3 мм (Таблица 2.1, вариант сетки №2). Скорость переноса v — значение максимальной относительной скорости в проточной части рабочего колеса w = 8 м/с. Значение коэффициента Куранта было выбрано из рекомендуемого диапазона С 1, при котором гарантировано обеспечивается устойчивая сходимость результатов расчета. Тогда для проточной части модели ЦН-44 значение временного шага составило:
Описание экспериментальной установки ФТ-4 для исследований на ТЖМТ – свинец
Из полей скоростей на рис. 3.313.32 видно, что в периферийных областях на входе в рабочее колесо происходит смешивание основного потока с расходом из щели и суммарный поток движется в сторону противоположную основному направлению. Осевая составляющая скорости в зазоре достигает ] = 5 м/с.
Для валидации энергетических параметров проточной части осевого насоса в натурных условиях реакторной установки, необходимо, чтобы на экспериментальных стендах было соблюдено геометрическое подобие радиальных зазоров. Это означает, что при рекомендованном натурном щелевом зазоре 7н = 1 мм, величина модельного зазора должна быть уменьшена до значения 7м = 0,3 мм (см. п. 4.1). В соответствии с этими рекомендациями, на стенде 1709 были проведены технологические мероприятия, позволившие уменьшить величину радиального зазора в корпусе рабочего колеса с 7 = 1,7 мм до минимально достижимого на стенде значения 7 = 0,5 мм. Повторные экспериментальные исследования проточной части ЛС №2 показали хорошую корреляцию расчетных и экспериментальных характеристик (рис. 4.54.6), что подтверждает сделанные автором выводы.
Еще одним конструктивным параметром, влияющим на характеристики осевого насоса является осевой зазор между лопастными системами рабочего колеса и выправляющего аппарата (рис. 3.33).
В литературе имеются разные рекомендации по выбору осевого зазора. В работе [42] указывается, что за лопастями рабочего колеса образуются гидродинамические следы, которые смыкаются на значительном удалении за РК. Исследование течения в проточной части осевого насоса низкой быстроходности, проведенные автором в диссертационной работе, также подтвердили наличие значительной неравномерности потока за лопастями РК. Лопатки ВА желательно устанавливать на расстоянии выровненного потока. А.А. Ломакин [33] предлагает принимать осевого зазор Аос= (ОД + 0,15), где - длина хорды лопастей колеса. А А.И. Степанов [67] рекомендует задавать осевой зазор равным 5% от DpK. Установленный в соответствии с предложенными рекомендациями выправляющий аппарат располагается на расстоянии значительно мешьшем, чем длина гидродинамического следа за РК.
В модельной проточной части варианта ЛС №2 с DpK = 270 мм осевой зазор между кромками лопастных систем РК и ВА принимался равным Аос= 18,7 мм, что сооставляет 7 % от диаметра РК. Для исследования влияния осевого зазора на энергетические характеристики осевого насоса была создана расчетная область с вдвое увеличенной величиной зазора Дос = 40,5 мм, что составляет 15 % от DpK.
На рис. 3.34 -3.35 представлены интегральные характеристики напора ступени и гидравлические потери в выпраляющем аппарате, полученные по результатам численного расчета течения в ПК Ansys CFX. Из графиков на рис. 3.34 -3.35 следует, что на режимах работы насоса Q = (0,5 -т- 1)QH увеличение осевого расстояния практически не влияет на напорную характеристику насоса. С уменьшением подачи насоса Q 0,5QH, гидравлические потери в В А, расположенном на большем расстоянии от РК, растут интенсивней (рис. 3.35), что приводит к снижению крутизны напорной характеристики ступени.
Таким образом можно рекомендовать для осевого насоса низкой быстроходности выбирать величину осевого зазора между лопастными системами РК и В А в диапазоне Аос = (0,05 -г- 0,l)DpK.
Проведенные исследования показывают, что для верификации энергетических характеристик низконапорных осевых насосов низкой быстроходности, полученных по результатам численного расчета вязкого течения ЗБ-методами CFD, необходим учет особенностей проточного тракта испытательных стендов. В этом случае, программный комплекс Ansys CFX позволяет хорошо качественно и количественно прогнозировать интегральные характеристики осевого насоса (рис. 4.5- 4.6).
Проточная часть варианта ЛС №2 удовлетворяет требованиям технического задания по напору и КПД для работы в качестве ГЦНА РУ БРЕСТ-ОД-300. Напорная характеристика насоса практически незападающая. На режимах Q = (0,4 -т- 0,6)QH присутствует горизонтальный участок пологой характеристики. Результаты проведенных автором дальнейших исследований по улучшению формы напорной характеристики осевого насоса низкой быстроходности на недогрузочных режимах, представлены в п. 3.2.6 настоящей работы.
Из рис. 3.36 видно, что жидкометаллический свинец по трубопроводу 0 200 мм втекает в расширенный всасывающий бак 0 400 мм. Входной патрубок рабочего колеса также имеет диаметр 0 200 мм. Такая конфигурация стенда на входе в модельный блок может приводить к неравномерному и нестационарному потоку на входе в лопастную систему РК и ухудшению условий работы насоса.
Для исследования влияние конструктивных элементов стенда на ТЖМТ на прогнозные интегральные параметры и форму напорной характеристики модели, были созданы несколько вариантов расчетных областей:
Для третьего варианта расчетной области дополнительно создавался домен радиального зазора между ободом и камерой рабочего колеса. Область зазора моделировалась по аналогии с проточной частью насоса для водяного стенда (рис. 3.22). Величина радиального зазора 8 = 1 мм задавалась в соответствии с его фактическим размером на стенде ФТ-4.
Построение сеточных моделей расчетных областей, гидродинамические расчеты и обработка результатов проводились в программном комплексе ANSYS CFX по методике, описанной в предыдущих разделах. В качестве рабочей жидкости в программе задавалась ньютоновская жидкость с физическими свойствами (плотностью, вязкость, молярная масса) жидкометаллического свинца.
Из анализа характеристик на рис. 3.40 -3.41 следует, что конструкция подвода стенда на режимах малых расходов Q = (0,2 -т- 0,6)(Доказывает существенное влияние на форму напорной характеристики. При расширенном, бочкообразном подводе - напорная характеристика не имеет области провала, а при осевом подводе на характеристике образуется западающий участок. Чем короче осевой подвод, тем сильнее западает характеристика.
Для оценки влияния подвода на прогнозные интегральные параметры и форму напорной характеристики осевого насоса низкой быстроходности, был проведен анализ расчетных полей скоростей потока в различных сечениях проточной части.