Содержание к диссертации
Введение
1. Оценка технического состояния и обоснование актуальности проблемы повышения эффективности эксплуатации конденсатных насосов на ТЭС .11
1.1. Особенности питательный системы и структура её насосного оборудования 12
1.2. Специфические условия эксплуатации конденсатных насосов 14
1.3. Проблема кавитации в конденсатных насосах 23
1.4. Обзор существующих методов повышения антикавитационных качеств в конденсатных насосах 25
Выводы 33
2. Первый этап разработки полирядного осевого конденсатного насоса первого подъема .35
2.1. Описание конструкции АКН и основных его компонент на концептуальном уровне .36
2.2. Проектная разработка трёхрядного конденсатного насоса первого подъёма 48
2.2.1. Парадигма полирядности осевых рабочих органов .48
2.2.2. Первый этап проектирования трёхрядного рабочего колеса и направляющего аппарата КН1 56
2.2.3. Предварительное проектирование лопастных систем рабочего колеса и лопаточных систем направляющего аппарата КН1 .62
2.2.4. Выбор типа и конструктивного исполнения подшипника и подпятника КН1 .68
Выводы 71
3. Первый этап расчетно-теоретического исследования активной части КН1 по методу граничных интегральных уравнений для лопастных систем 73
3.1. Математическая модель и алгоритм численного решения программного продукта прямой трехмерной гидродинамической задачи 73
3.2. Гидродинамическое исследование лопастной системы РК КН1 по методике решения трехмерной гидродинамической задачи 81
3.2.1. Подготовка исходных данных для лопастей втулочного ряда 81
3.2.2. Задание 3D расчетной сетки для лопасти РЛК11 .82
3.2.3. Анализ результатов по моделированию обтекания профиля лопасти РЛК11 .84
3.2.4. Анализ интегральных показателей по данным моделирования лопастной системы рабочего колеса КН1 .87
3.3. Исследование функциональных свойств лопаточной системы НА КН1 по методике решения трехмерной гидродинамической задачи 90
3.3.1. Подготовка исходных данных для исследования лопаток втулочного ряда направляющего аппарата .90
3.3.2. Подготовка геометрии профиля лопатки РЛА11 90
3.3.3. Результаты гидродинамического исследования профиля лопатки РЛА11 .92
3.3.4. Результаты гидродинамического исследования профиля лопатки РЛА21 .93
3.4. Обобщающие результаты .94
Выводы 97
4. Расчетно-теоретическое исследование полирядных рабочих органов кн1 методом гидродинамического моделирования Ansys CFX 98
4.1. Конструкция и постановка гидродинамического расчета ПЧ картриджа КН1 99
4.2. Моделирование потока для втулочном ряда РО КН1 102
4.3. Моделирование потока для среднего ряда РО КН1 .111
4.4. Моделирование потока для периферийного ряда РО КН1 .115
4.5. Предварительное обсуждение результатов машинного эксперимента .119
4.6. Дополнительное компьютерное моделирование обтекания рядов полирядных РО .126
4.7. Суждения об эффективности полирядного насоса по результатам расчетно-теоретических исследований .131
4.7.1. Оценка эффективности АКН по результатам расчетно-теоретического исследования 136
Выводы 140
5. Проектная разработка и создание пилотной модели полирядного осевого насоса КН1 с мультипланными рабочими органами и реализация физического эксперимента 141
5.1. Изготовление активной части модели трёхрядного насоса 141
5.2. Разработка и исполнение испытательного стенда к экспериментальному исследованию полирядного осевого насоса .150
5.3. Описание рабочей модели полирядного насоса 155
5.4. Испытания полирядного конденсатного насоса первого подъёма .160
5.5. Основные заключения об эффективности полирядного насоса по итогам модельных испытаний 178
Выводы 180
Итоговые выводы и результаты исследования 181
Список литературы 183
Приложения .192
- Специфические условия эксплуатации конденсатных насосов
- Предварительное проектирование лопастных систем рабочего колеса и лопаточных систем направляющего аппарата КН1
- Моделирование потока для втулочном ряда РО КН1
- Испытания полирядного конденсатного насоса первого подъёма
Введение к работе
Актуальность исследования.
Актуальность исследования определяется возрастающими требованиями по надежности и ресурсу основного насосного оборудования питательных систем ТЭС и АЭС и созданием новых конструкций мощных гидроэнергетических машин для повышения долговечности их функционирования при удовлетворении экстремальным показателям по мощности при сохранении энергоэффективности. Повышение единичной мощности энергоблока (ЭБ) ТЭС и АЭС приводит к возрастанию мощности, а, следовательно, напора, подачи и требований к антикавитационным качествам насосного оборудования питательной подсистемы.
В энергоблоках станций насосы основного цикла являются наибольшими потребителями энергии в системе собственных нужд. Важнейшим резервом повышения эффективности при генерации энергии является качественное функционирование насосного оборудования питательных систем ЭБ станции. Увеличение мощности блоков электростанции приводит, в свою очередь, к значительному росту собственной мощности энергетических насосов, которые определяют энергоемкость группы внутренних потребителей. Применение насосов на ТЭС и АЭС с ЭБ мощностью 700 МВт и выше сопряжено с решением ряда неординарных технологических, конструкционных, производственных и эксплуатационных задач. Мировой опыт эксплуатации мощных ЭБ показывает, что к наиболее распространённым причинам внеплановой остановки турбины относятся отказ отдельных элементов гидромашин питательной подсистемы и повреждения проточных частей насосов (ПЧ), вызванные, главным образом, кавитационным эрозионным износом рабочих органов (РО). Таким образом, проблема создания новых гидравлических машин с значительным снижением кавитационного износа является важной научно-практической задачей.
В то же время опыт ведущих отечественных (АО «ГМС Ливгидромаш», Калужский турбинный завод и др.) и зарубежных (Sulzer, KSB) производителей энергетического насосного оборудования, свидетельствует о достижении близких к предельным энергокавитационных показателей конденсатных лопастных насосов. Переход к созданию ЭБ, основанных на работе сверхмощных паровых турбин, требует разработки принципиально новых компоновок и конструкций насосного оборудования для качественного функционирования питательной подсистемы. Одним из таких инновационных решений является полирядный и мультипланный нагнетатель первого подъема в составе агрегата конденсатных насосов питательной системы ТЭС. Данная разработка может найти применение и в других энергетических объектах, где основным показателем качества является повышенные антикавитационные свойства, например, предвключенные бустерные насосы крупных ЭБ.
Целью диссертационной работы является создание и исследование рабочего процесса конденсатного насоса первого подъема, обеспечивающего повышенные антикавитационные свойства, и функционирующего в составе инновационного агрегата конденсатных насосов питательной системы энергоблока.
Для достижения поставленной цели решены следующие задачи:
Определены достоинства и недостатки существующих вариантов исполнения современных конденсатных насосов и способы повышения их антикавитационных качеств.
Обоснована научно-практическая актуальность создания и внедрения конструкций насосов с полирядными рабочими колесами (РК) и соответствующими направляющими аппаратами (НА), лопасти и лопатки которых выполнены в виде мультипланных решеток.
Разработана конструкция предлагаемого образца полирядного мультипланного насоса и реализованы многофакторные компьютерные эксперименты на базе программных продуктов 3Б-метода МЭИ и хорошо зарекомендовавшего комплекса ANSYS CFX.
По результатам изучения пространственных гидродинамических свойств течений жидкости в предлагаемых рабочих элементах, произведена оптимизация геометрических параметров РК и НА по антикавитационным показателям с сохранением энергетических свойств.
Создан экспериментальный стенд и изготовлена маломасштабная модель полирядного мультипланного насоса с дальнейшим проведением физических экспериментов, позволивших подтвердить работоспособность предлагаемой конструкции и достижения повышенных антикавитационных свойств в сравнении с осевым однорядным монопланным (традиционным) насосом малой быстроходности.
Научная новизна:
Разработана полирядная конструкция конденсатного насоса, обеспечивающая бескавитационную работу в диапазоне подач Q = 0,425 - 0,65 м3/с.
На основе компьютерных экспериментов разработана методика проектирования полирядных и мультипланных рабочих органов.
На основании экспериментальных методов установлены повышенные кавитационные запасы предлагаемых полирядных мультипланных рабочих органов насоса по сравнению с аналогом, выполненным с осевым рабочим колесом низкой быстроходности традиционного исполнения.
Экспериментально установлены основные зависимости полирядного мультипланного насоса: КПД ц = f[Q), напора Н =J(Q), а также значения кавитационного запаса h.
На защиту выносятся следующие положения:
Схемотехнические решения и результаты концептуально-структурного синтеза единого агрегата конденсатных насосов, компоновка которого включает в себя подпорные нагнетатели первого (КН1) подъема, расположенные центрально-симметрично, и одного высокооборотного насоса второго подъема (КН2).
Проектно-конструкторская разработка насоса первого подъема КН1 с осевыми рабочими органами низкой быстроходности новой трехрядной структуры параллельного действия с мультипланными решетками рабочего колеса и направляющего аппарата в каждом ряде.
Установленные на уровне компьютерных экспериментов, с привлечением специализированного программного обеспечения 3Б-метода МЭИ и универсального программного продукта ANSYS CFX, эксплуатационные свойства разработанного насоса с сохранением приемлемых энергетических показателей.
Подтверждение на основе результатов физических экспериментов ожидаемых
преимуществ насоса трехрядной конструкции перед насосом-аналогом с осевыми
рабочими органами низкой быстроходности, выполненными по классической структуре,
по антикавитационным свойствам.
Практическая значимость результатов диссертационной работы:
Разработана конструкция агрегата конденсатных насосов для конденсатного тракта питательной подсистемы энергоблока, исключающая или снижающая отдельные недостатки существующих конденсатных агрегатов.
Разработана конструкция насоса первого подъема в составе агрегата с полирядными и мультипланными рабочими органами и выработана методика их проектирования, позволяющая создать конструктивные решения, которые могут быть использованы в насосах промышленного назначения.
Выработаны рекомендации по технологии изготовления полирядных мультипланных рабочих органов, обеспечивающие изготовление рабочих органов трехрядной мультипланной гидромашины с высокой степенью точности.
Осуществлены расчетно-теоретические исследования течения в проточной части полирядного насоса, позволяющие прогнозировать энергокавитационные характеристики гидромашин с подобной формой гидравлической части.
Спроектирован, изготовлен и испытан пилотный образец конденсатного насоса с полирядной проточной частью, показавший качественное повышение антикавитационных свойств по сравнению с традиционным осевым насосом низкой быстроходности.
Степень достоверности полученных результатов определяется:
Надежно апробированными универсальным (ANSYS CFX) и специализированным (3D метод МЭИ) программными продуктами на этапах концептуального и структурно-параметрического синтезов нового насоса.
Созданием стенда с приборно-измерительным оборудованием, соответствующего известным требованиям и рекомендациям.
Экспериментальными данными, полученными по результатам испытания маломасштабного пилотного образца вертикально расположенного осевого конденсатного насоса низкой быстроходности с полирядным и мультипланным исполнением рабочих органов.
Личный вклад автора заключается в следующем:
Проведении научно-прикладного литературно-патентного обзора и анализе эксплуатационных данных в предметной области функционирования конденсатных насосов.
Осуществлении комплекса проектно-исследовательских работ по созданию проектного облика и конструкции гидромашины нового типа.
Реализации серии компьютерных экспериментов с отработкой элементов проточной части данного насоса до уровня обоснованного прогноза достижения практически бескавитационной работы в диапазоне подач агрегата конденсатных насосов Q = (0,85 -1,3) м3/с.
Проектировании и изготовлении пилотного маломасштабного образца полирядного конденсатного насоса и испытательного стенда, проведении физических экспериментов.
Обобщении полученных результатов с рекомендацией их использования в качестве эффективного насоса первого подъема в составе питательных систем энергоблока.
Внедрение.
Результаты диссертационной работы предполагается использовать в разработках фирмы АО «ГМС Ливгидромаш», что подтверждает акт о внедрении.
Апробация работы.
Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на: заседаниях кафедры «Гидравлики и гидравлических машин» НИУ МЭИ в 2015 - 2017 годах; Международных ежегодных научно-технической конференциях «Гидравлические машины, гидроприводы и гидропневмоавтоматика» в 2013 - 2016 гг., Москва, МГТУ им. Н.Э. Баумана; XX, XXI, XXII, XXIII международных научно-технических конференциях студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика» 2014 - 2017 гг., Москва, НИУ «МЭИ»; Международной научно-технической конференции поставщиков и производителей насосного оборудования «ECOPUMP.RUS’» 2013, 2015, 2017 гг., Москва, МВЦ «Крокус Экспо»; XXVIII международной инновационно-ориентированной конференции молодых учёных и студентов (МИКМУС 28) в 2016 г., Москва, Институт машиноведения им. А. А. Благонравова Российской академии наук.
Публикации.
По материалам диссертационной работы опубликовано 14 печатных и электронных работ (статей, докладов, тезисов докладов), из них в изданиях по перечню ВАК - 3 статьи.
Структура и объём работы.
Диссертация изложена на 202 стр., включает титульный лист, оглавление, список основных сокращений, введение, пять глав основного содержание, заключение и 3 приложения. Работа содержит 172 рисунка и 32 таблицы. Список литературы содержит 110 наименований.
Специфические условия эксплуатации конденсатных насосов
КН представляют особую неординарную группу насосов основного цикла ГС ЭБ и предназначены для откачки глубоко разреженного конденсата из конденсаторов питательной энергоустановки и подачи его в деаэратор.
Для КН важнейшими факторами, влияющими на условия их работы, являются температура конденсата, степень его разрежения, уровень раздела паровой и флюидной фаз.
Схема поступления конденсата в КН и его дальнейший трансфер представлена на рис. 1.3. Отработанный пар из цилиндра низкого давления паровой турбины (ЦНД) поступает в конденсатор (в ряде случаев - в два конденсатора [77]), расположенный ниже турбины.
В конденсаторе образуется конденсат при давлении, незначительно превышающем давление насыщенного пара (обычно в 1,03 – 1,05 раза). Далее конденсат поступает в конденсатосборник. Из конденсатосборника, конденсат направляется в КН. Конденсатный тракт современной турбоустановки включает: систему трубопроводов с запорной и регулирующей арматурой, обратные клапаны; несколько групп КН, в том числе и резервных насосов; теплообменники и фильтры механической очистки конденсата.
В качестве КН на ТЭС применяются центробежные насосы (например, широко распространенные на отечественных ТЭС насосы серии КсВ и её модификации 1КсВ [37, 54, 85], состоящей из тихоходной и быстроходной ступеней, см. далее) или иногда вихревые насосы (преимущественно на зарубежных ТЭС – техническое решение компании KSB).
На современных ТЭС гидравлические системы конденсатного тракта оснащаются датчиками уровня и особой запорно-регулирующей аппаратурой (рис. 1.4) [101] для избежания кавитации вследствие предотвращения переполнения конденсатосборника. На энергоблоках большой мощности применяется двухподъёмная схема включения КН: подразделение на конденсатные насосы первого подъема (КН1) и конденсатные насосы второго подъема (КН2). КН1 создают начальный подпор в условиях глубокого разрежения на входе. Подпор, развиваемый КН1, рассчитывается исходя из условия бескавитацинной работы КН2 и преодоления сопротивлений фильтров. Сетчатые фильтры устанавливаются во всасывающей линии: один рабочий и один резервный. После КН1 проходя, как правило, конденсатоочистку, конденсат с необходимым подпором подводится к КН2. В ряде случаев конденсат проходит очистку и после КН2. На современных мощных ТЭС существует система предварительной подготовки воды перед поступлением конденсата в КН1, что позволяет исключить фильтры из системы конденсатно-питательного тракта, особенно на строящихся ТЭС. Насосы КН2 повышают напор, обеспечивающий наиболее эффективную работу деаэратора. Напор данной группы насосов рассчитывается, разумеется, с учетом преодоления сопротивлений трубопроводов, теплообменников и для обеспечения потребного давления в деаэраторе (на подъем конденсата до отметки расположения его поступления в деаэратор).
Преимущества одноподъёмной схемы заключаются в меньшем числе насосов и, следовательно, снижении капитальных затрат. К преимуществам двухподъёмной схемы можно отнести увеличение межремонтного периода. Более подробная информация о вариантах исполнения оборудования конденсатно-питательной подсистемы основного цикла содержится в работах [13, 52] и [77].
Наиболее характерная схема двухподъёмного включения конденсатных насосов в тепловой схеме ТЭС представлена на рис. 1.5 [52]: рецикуляции Данная часть питательного тракта турбоустановки (от конденсатосборника турбины до входа конденсата в деаэрационную колонку) образует конденсатный тракт. Помимо прямого назначения, охлажденный конденсат используется также для отвода тепла от вспомогательных теплообменных аппаратов, для питания и охлаждения уплотнений питательных насосов в ряде случаев, в качестве рабочей жидкости в системах защиты и регулирования турбины. Как следует из рассмотренных рис. 1.3 – 1.5, конденсатный тракт представляет собой сложную гидравлическую систему с переменными расходами через различные его участки. В конденсатном тракте, КН являются основными (после циркуляционных насосов) потребителями электроэнергии (в тепловой схеме турбоустановок) на собственные нужды машинного зала [13].
Исходя из условий размещения КН в машинном зале ТЭС, запас потенциальной энергии жидкости на входе в КН определяется геометрической высотой её уровня z (рис. 1.6) от линии насыщения в сборнике конденсатора до оси РК [54, 101].
Все компоненты уравнения (1.1) известны из проектных материалов или технической документации конденсатора и деаэратора. Значения гидравлических сопротивлений определяются экспериментально или на основании проектных данных [33, 87] и в (1.1) относятся к наибольшему их допустимому значению. Гидравлические сопротивления фильтров, при их наличии, меняются во времени в зависимости от их загрязнения.
В паровом пространстве конденсаторов достигается разрежение до 94 - 97%. Из нижней части парового пространства конденсатора отводится конденсат. Образующийся в таких условиях конденсат находится в состоянии, соответствующем точке кипения. Степень переохлаждения конденсата незначительна (0,5%), поэтому КН располагается ниже уровня рабочего тела в конденсаторе, определяющего некоторый подпор на входе в КН1. Напор КН2, очевидно, определяется исходя из давления в деаэраторе и преодоления сопротивления всей регенеративной системы и всего тракта от конденсатора до деаэратора, в том числе и высоты гидростатического столба, образующегося из-за установки деаэратора на значительной высоте для обеспечения подпора питательных насосов. Таким образом, расчетное значение напора КН (КН2) непосредственно зависит от условий обеспечения бескавитационной работы основного питательного насоса [40, 57, 92].
Предварительное проектирование лопастных систем рабочего колеса и лопаточных систем направляющего аппарата КН1
НА совместно с РК образуют единый картридж. Поэтому характерные диаметры РО рядов одинаковы. Дальнейшее проектирование решеток лопастей и лопаток не отличается от проектирования традиционных осевых ПЧ, за исключением того, что при построении треугольников скоростей необходимо учитывать следующее:
Учтена «девиация» абсолютной скорости AVU, возникающая из-за обтекания последующих лопастей в ПЧ. Подобное учитывается применяется, в частности, при расчётах обтекания крыла самолёта с закрылком, или для насосов с разрезными лопастями [19, 103].
Зазор между лопастными системами (см. далее) выбирался конструктивно ( 1-1,5 мм) исходя из взаимного расположения лопастей и лопаток на втулке («шахматный порядок»), а также исходя из условий изготовления (расположения лопастей и лопаток таким образом, чтобы они, ко всему прочему, не препятствовали процессу изготовления РО, что, в особенности, важно для втулочного ряда, в РК которого больше всего решеток).
Как указывалось ранее, в связи с малым вылетом, выходные кромки лопастей приняты прямолинейными и перпендикулярными оси вращения вала.
Первая решетка ПЧ каждого ряда РО была спрофилирована в виде усеченного шнека с нулевой производной ЗН/ — о на входе, и с согласно принятыми выше значениями коэффициента С, а последняя решетка - с нулевой производной дН/ = о на выходе.
Была учтена взаимосвязь лопастей мультипланных решеток по нагружению.
От указанных условий и общих компоновочных ограничений АКН зависит осевая протяженность меридианной проекции РО в каждом ряду и густота решетки /.
Расчет лопастной системы проводится на форсированные режимы работы насоса (общая подача через все три ряда РК Q = 0,65 м3/с; напор, развиваемый рядом Н = 16 м). В этом режиме наиболее вероятно появление кавитации в колесе. Углы атаки назначаются при расчетных режимах работы насоса с тем, чтобы при работе на максимальном режиме насос работал в более безопасных от кавитации условиях. Также к сведению приняты условия бесциркуляционного обтекания.
Скорость на входе в лопастную систему равна нулю, так как на входе нулевая циркуляция, вследствие отсутствия спиральных элементов. Скорость на входе в каждый последующую систему решеток, равна скорости на выходе из предыдущей системы. В таком случае девиация (отклонение) абсолютных скоростей по формуле [42]: где Я- напор, развиваемой каждой системой решеток, определенный ранее (табл. 2.4).
Из значений девиации можно найти скорость vu на входе и выходе каждой лопастной системы РК. Меридианная составляющая скорости:
На рис. 2.23 изображены качественно треугольники скоростей на входе и на выходе из каждой решетки втулочного ряда РК. Как видно, был учтен тот факт, что скорости на выходе из предыдущей решетки равны скоростям на входе в последующую систему решеток.
Входной угол решеток лопаток НА определялся следующей формуле: г1 = arctg(vm/vu) (2.27)
Угол на выходе из последней решетки НА выбираем максимально возможным (95 град) для того чтобы полностью ликвидировать закрутку по рекомендациям [53]. Сведём определяющие параметры, касающиеся лопастей и лопаток, в табл. 2.5.
Окружные скорости: Втулочный ряд: u = 17, 44 м/с; Центральный ряд: u = 23,22 м/с; Периферийный ряд: u = 28,72 м/с
Примечания:
Данные, приведенные в табл. 2.5 являются первым приближением, так как отсутствуют аналоги, и подлежат в дальнейшем (в том числе за рамками настоящей диссертационной работы) оптимизации. В частности, уточнение значений углов с учетом недоворота потока л итерационным методом на основе результатов моделирования в различных программах.
Напомним, что решетки лопастей и лопаток на данном полуэмпирическом этапе их синтеза (см. их твердотельное изображение на рис. 2.24) были приняты цилиндрическими, исходя из прогнозируемой структуры потока (см. выше обоснование снижения нестационарности и неравномерности в ПЧ на входе в РК).
Длина ПЧ НА во многом определялась исходя из компоновочных ограничений размещения КН1 (в целом) в конструкции конкретного АКН на параметры ЭБ и из условий ликвидации циркуляции.
Эти допущения основываются на анализе материалов, изложенных в [24, 55, 62, 110]. На рис. 2.24 изображена схема мультипланного полирядного колеса с качественным изображением треугольников скоростей на входе и на выходе, а также наглядное изображение трехмерных моделей лопастных систем каждого ряда.
Рис. 2.24. Полирядное колесо с мультипланными лопастными система насоса КН1: а – схема РК с качественным изображением треугольников скоростей на входе и на выходе; б) 3D модель лопастных систем всех рядов в совокупности; в) 3D модель лопастной системы втулочного ряда; г) 3D модель лопастной системы среднего ряда; д) 3D модель лопастной системы периферийного ряда; На рис. 2.25 – 2.26 приведено изменение треугольников скоростей по системам решеток лопастей в рядах РК и развертка основных периодов решеток рядов с наложенным на них графиками развиваемого напора. Показано, что, во-первых, выходной треугольник скоростей из предыдущей лопастной системы равен входному треугольнику скоростей в следующую (см. рис. 2.23). Во-вторых, можно наглядно оценить какой напор расчетно должна обеспечивать каждая система решеток (форсированный режим). На иллюстрации 2.26 отмечены гидравлические углы г. Как видно, выходной угол 2г лопасти предыдущей решетки равен входному углу последующей лопасти. Далее геометрические параметры лопастей (в первую очередь – углы л с учетом недоворота потока) будет уточнена. Отметим, что в целях снижение эффекта недокрутки входные кромки последующих решеток несколько перекрывают в меридианной проекции выходные участки предыдущих лопастей (см. рис. 2.26 и далее твердотельные модели ПЧ).
Моделирование потока для втулочном ряда РО КН1
Необходимо создать твердотельную 3D расчетную модель объёма жидкости, вытесняемой лопастями, в проточной части с помощью программного пакета Solidworks, которая соответствует результатам геометрического расчета ряда, проектным чертежам АКН и оптимальной конфигурации лопастной системы в первом приближении, полученной по результатам решения прямой трехмерной гидродинамической задачи (раздел 3 данной работы). Твердотельная модель объёма жидкости в проточной части концентрической формы втулочного ряда РК приведена на рис. 4.3.
Далее модель импортируется в Ansys Design Modeler для работы непосредственно с программным обеспечением ANSYS с определением положения втулки (Hub), периферии (Shroud), входа (Inlet), выхода (Outlet), а также входной и выходной кромок лопастей (для получения геометрии лопасти были заданы углы входа и выхода, число лопастей, распределение толщины по длине лопасти; взаимное расположение лопастей друг относительно друга в мультипланной системе).
Затем проводится генерация сеточной модели (рис. 4.4) в программном комплексе ANSYS. Расчетная сетка составляет 1880000 узлов. Сама сетка построена Sweep методом с учетом сетки пограничного слоя (inflation).
Исходя из самого процесса построения сеточной модели (рис. 4.4) сам объём ПЧ был разбит тетрагональной сеткой, а пограничной слой – гексагональной сеткой. Подобное наложение позволяет получить уточненные данные расчета пограничного слоя.
На втулке и периферии расчетной области (Hub и Shroud соответственно) были заданы граничные условия: вращающаяся твердая сетка для Hub с n = 975 об/мин и неподвижная твердая сетка для Shroud. Тип расчетной области: вращающийся, n = 975 об/мин (реальная частота вращения, синхронная частота составляет 1000 об/мин).
Краевые условия (давление (Inlet) и подача (Outlet), табл. 4.1) на модели РО, представленные на рис. 4.5, задавались с помощью программного решения ANSYS CFX.
Результаты моделирования потока в РК переносились в НА с помощью интерфейса переноса Frozen rotor, который хорошо зарекомендовал себя для уточненного решения гидродинамических задач. Для наглядности границы лопастей (стенок) выделены на эпюрах скоростей выделены жирными линиями.
Было принято решение увеличить число лопаток РЛА в каждом ряду до 16, исходя из удобства их геометрического размещения по втулке НА. Поскольку втулочный ряд развивает самую большую циркуляцию (см. гл. 3), то было оправдано увеличить густоту лопаток и увеличить продольную протяженность лопаток РЛА21.
Помимо этого, увеличена протяженность лопаток с целью прогнозного снижения интенсивности отрывных явлений, исходя из основ теории проектирования осевых лопастных машин (см. сравнение с разверткой основных периодов решеток, приведенной в выводах в конце главы 3).
Остальная информация, касающаяся задания граничных условий, построения моделей и т.д., весьма тривиальна и полным образом изложена, например, в [43, 65, 89, 93, 94, 104, 110]. Коррекция формы лопастей и лопаток (в первую очередь по напору необходимо было добиться равного давления на выходе из каждого ряда) проводилась без использования заложенных в комплекс ANSYS функций, из-за построения сложной и оригинальной модели. Тем не менее, отдельные программные рекомендации были учтены.
Моделирование РО проводится на несколько режимов по подаче, для того чтобы получить прогнозную напорную H-Q характеристику и оценить КПД насоса первого подъема во всем диапазоне подач.
Для наглядности распределения скоростей, их эпюры на некоторых иллюстрациях будут показаны в форме изолиний.
Ниже представлены результаты моделирования первого варианта конфигурации лопастей и лопаток (рис. 4.8 – 4.10):
Прежде всего следует отметить наличие отрывных явлений в лопатках РЛА21 . Наличие отрывов связано с расположением лопаток РЛА21 относительно лопаток РЛА11, их протяженности и входным углом 1л. Из рис. 4.10 видно, что необходимо также правильно расположить лопатке на втулке НА, иначе возникают завихрения под лопаткой.
Из рис. 4.9 и 4.10, ясно что 16 лопаток явно недостаточно для снятия циркуляции, поскольку скорость и взаимное расположение решеток лопаток играет большую роль. Исходя из рис. 4.9 на выходе из второй решетки лопаток абсолютная составляющая скорости равна 6 м/с, в то время как необходимо иметь 2,75 – 4,2 м/с:
В то же время, величина окружной составляющей скорости на выходе из последней решетки лопаток НА должна быть на 90%, чем перед аппаратом. Данные расчета показывают, что окружная составляющая скорости u равна 16,45 м/с, а на выходе из НА окружная скорость равна 8,43 м/с. Таким образом, НА не снимает циркуляцию.
На рис. 4.11 – 4.12 представлены эпюры распределения скоростей и давлений оптимальной конфигурации лопастей и лопаток РО, полученной путём рассмотрения результатов моделирования различных геометрий лопастей/лопаток РК/НА и их взаимного расположения по втулке, исходя из вида потока, завихрений и оптимального гидравлического КПД. Промежуточные конфигурации ПЧ втулочного и остальных рядов в данной работе опущены. Объективность получаемых результатов определялось по степени сходимости итерационного процесса (уровень RMS невязок удовлетворяет общепринятым рекомендациям – не выше 10-4 [93, 94]). Коррекция геометрических параметров лопастных и лопаточных систем производилась как с помощью методов, заложенных непосредственно в сам пакет ANSYS, так и полагаясь на общие соображения о теории лопастных осевых машин [80, 81].
На рис. 4.13 представлены линии тока в проточной части НА. Как видно из рис. 4.13 изменённые геометрические параметры лопаток (увеличение продольной протяженности) способствовали минимизации отрывных явлений в межлопаточном канале.
Далее проводилось моделирование потока во втулочном ряду оптимальной конфигурации на номинальный режим по подаче (рис. 4.14 – 4.15): Qs = 0,113 м3/с На рис. 4.17 – 4.18 показаны результаты моделирование потока на минимальный режим по подаче (Qi = 0,039 м3/с). Распределение давлений и скоростей позволило установить, что на данном режиме работы по подаче поток ведёт себя хуже всего: присутствуют явления запирания потока; интенсивные отрывы и многочисленные потери ( 14%) в зоне перехода от РК к НА.
Испытания полирядного конденсатного насоса первого подъёма
Цели испытаний КН1:
1. Определение энергокавитационных характеристик насосного агрегата с целью подтверждения прогнозированных ранее повышенных кавитационных качеств полирядного РК за счет разделения подачи на 3 концентрических круга, а также для выводов о функционировании КН1 в составе АКН;
2. Прогнозирование работы трёхрядного КН (как отдельно, так и в составе АКН) совместно с различными элементами конденсатного тракта;
3. В рамках данной работы предполагается произвести сравнение полирядных РО с однорядными монопланными осевыми РО. Конструкция спроектированной модели полирядного насоса (рис. 5.21, 5.24) позволяет произвести установку и однорядного монопланного осевого РК и соответствующего НА.
Прежде чем перейти непосредственно к испытаниям полирядного пилотного насоса КН1 был проведен ряд мероприятий, направленных на облегчение проведения экспериментов, упрощения дальнейшей обработки данных, а также для получения полных сведений о возможностях проведения физического эксперимента и функционировании полирядных мультипланных РО.
Подготовка к проведению эксперимента:
Так, первоначально был произведен расчетно-теоретический эксперимент (в первом приближении) тока жидкости в спроектированной модели (рис. 5.21) с помощью хорошо зарекомендовавшего себя комплекса ANSYS (рис. 5.25). Расчетная область включала в себя участки из 5 зон: подвод, зона перед РК, РК, НА, зона за НА.
На рис. 5.26 показаны результаты моделирования тока жидкости.
По результатам моделирования можно заключить следующее:
Скорости на выходе из активной части, как, впрочем, и на входе, насоса небольшие ( 1,5 м/с), поэтому удар о крышку и связанное с этим изменение количество движения невелико и не вносит существенных локальных неоднородностей. В связи с резким ударом о фланец (поз. 1 на рис. 5.22) для получения корректных результатов следует установить средство измерения в коллекторе непосредственно за НА. При этом скорости на выходе из каждого ряда РК несколько различаются (до 10%), но интенсивность смешивания мала. Потери на удар определялись по основной теории механики жидкости [25].
Лопатки НА и лопасти РК имеют повышенную толщину из условий прочности, что связано с вышеупомянутым способом изготовления (см. п. 5.1, в котором описано изготовление активной части полирядного насоса). Исходя из результатов компьютерного моделирования макетных РО (рис. 5.26 в), стеснение потока не такое интенсивное как ожидалось и потери в межлопаточном канале будут учтены в дальнейшем при обработке результатов. Это касается и стеснения потока в первых решётках периферийного ряда.
Назначение НА в случае модельного варианта - перевод кинетической энергии в энергию давления и выравнивание значений давления на выходе из каждого ряда НА для уменьшения интенсивности смешивания. Расчетно-теоретические исследования показали повышенные потери в НА, связанные с густотой лопаток в НА и отсутствием уплотнений в корпусе в зоне перехода потока из РК в НА (см. гл. 2, где в проектном варианте предусмотрены уплотнения). Потери между РК и НА уточнены аналитически.
Информация об измерительных устройствах
На рис. 5.27 : pM - показание приборов измерения давления жидкости в мерном сечении на всасе (1) и на выходе (2) из насоса, Па; Z – вертикальные отметки положения прибора для измерения давления в мерном сечении на всасе и на выходе из насоса относительно свободного уровня жидкости, м.
Для измерения подачи был использован расходомер Danfoss MASSFLO Flowmaster Type MASS 6000, класс точности 0,4. Вариант установки расходомера на прямом участке трубопровода над насосом (см. рис. 5.18) был продиктован прежде всего тем, что в конденсатном тракте ТЭС за данным участком имеются разветвления для отвода и подвода конденсата. Так как целью испытаний является определение параметров насоса, а не гидравлических характеристик конденсатного тракта, то расположение расходомера связано с участком, на котором нет посторонних подводов и отводов в реальной системе.
Частота вращения приводного вала регулировалась с помощью частотного преобразователя Е2-8300 – 015Н. Вал насоса жестко связан с электродвигателем и установить моментомерную муфту не представлялось возможным, частота вращения определялась косвенно в соответствии с ГОСТ 6134 (см. [18], гл. 9.1 «Измерение частоты вращения косвенным путем»).
Мощность насоса определялась измерением потребляемой мощности двигателя с известным КПД при соединении насоса к приводу. КПД был указан в паспорте производителем электродвигателя, а мощность, потребляемая электродвигателем переменного тока, измерялась ваттметром, подключенного одновременно ко всем фазам двигателя.
Перечень контрольно-измерительных приборов приведен в приложении 3 к данной работе.
Кавитационные испытания
Особый интерес для настоящего исследования представляют именно кавитационные испытания. Целью данных испытаний было определение начала критического воздействия кавитации. Сопутствующие кавитационные явления (шум, вибрация и т.д.) не измерялись из-за технических ограничений стенда. Для создания наиболее близких условий к возникновению кавитации в КН в конструкции стенда были предусмотрены вакуум-насосы.
Для проведения кавитационных испытаний стенд был исполнен по замкнутой схеме (рис. 5.28) с установкой водокольцевого вакуумного насоса НВВ-6.
Стенд на рис. 5.28 исполнен по закрытой схеме согласно рекомендациям, изложенных в [18, 44, 52]. Бак был установлен на раму (рис. 5. 29) с целью обеспечения воздушной подушки. Стенд в данной компоновке предусматривает дроссельные клапаны на входе и на выходе. Обвязка трубопроводами была исполнена таким образом, чтобы в насосе при появлении кавитации она не могла распространяться далее. Приборы установлены так, чтобы кавитация, воздушные пузырьки и дегазация не влияли на работу приборов, особенно на устройство измерения подачи. Давление пара рассчитывали на основе стандартных данных и измерений температуры жидкости, входящий в насос. Для этого на входе в насос был предусмотрен термометр, чувствительный элемент которого находится от внутренней стенки подводимой трубы на расстоянии 1/8 диаметра подводящий трубы.
Для создания вакуума был использован водокольцевой вакуумный насос НВВ-6 (рис. 5.29) Уровень воды в резервуаре был на уровне оси вращения рабочего колеса вакуумного насоса (на уровне осей вращения вала электродвигателя) и поддерживался автоматически.