Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Методы расчета и проектирования выхлопных устройств ГТУ 11
1.1. Влияние эффективности выхлопного устройства на мощность и экономичность ГТУ 11
1.1.1. Выхлопные устройства ГТУ с конвертированными авиационными ГТД 11
1.1.2. Эффективность выхлопного устройства и его влияние на мощность и экономичность ГТУ 14
1.2. Методы расчета и проектирования выхлопных устройств ГТУ 18
1.2.1. Метод расчета на основе принципа разделения потерь 20
1.2.2. Метод расчета на основе теории пограничного слоя 26
1.2.3. Численный метод расчета 29
1.2.4. Методы профилирования газосборника 47
ГЛАВА 2. Исследование достоверности моделей турбулентности применительно к расчету выхлопных устройств ГТУ 52
2.1. Моделирование турбулентного течения в диффузоре 53
2.2. Моделирование турбулентного течения в выхлопном устройстве газотурбинной установки 66
2.3. Сравнение расчетных методов 78
ГЛАВА 3. Анализ газодинамики течения в проточной части выхлопных устройств ГТУ с конвертированными авиационными ГТД 86
3.1. Исследование газодинамики течения выхлопного устройства ГТУ с двигателем НК-16СТ
3.2. Исследование организации течения в выхлопном устройстве ГТУ с конвертированным авиационным ГТД 100
ГЛАВА 4. Разработка и верификация методики проектирования выхлопных устройств гту с конвертированными авиационными ГТД : 113
4.1. Описание методики проектирования выхлопных устройств ГТУ с конвертированными авиационными ГТД 114
4.2. Верификация методики проектирования выхлопных устройств ГТУ с конвертированными авиационными ГТД 120
Заключение 127
Список использованной литературы
- Эффективность выхлопного устройства и его влияние на мощность и экономичность ГТУ
- Моделирование турбулентного течения в выхлопном устройстве газотурбинной установки
- Исследование организации течения в выхлопном устройстве ГТУ с конвертированным авиационным ГТД
- Верификация методики проектирования выхлопных устройств ГТУ с конвертированными авиационными ГТД
Введение к работе
Актуальность. В настоящее время в России действует крупнейшая в мире система транспортировки газа, протяженность магистральных газопроводов которой составляет 161,7 тыс. км. На сегодняшний день наиболее эффективным приводом для компрессорных станций (КС), используемых в газотранспортной системе, является газотурбинный. Доля газотурбинного привода в газотранспортной системе России составляет 86,9%, Украины - более 82%. В качестве привода газоперекачивающих агрегатов (ГПА) часто находят применение авиационные ГТД (конвертированные). Доля авиационного привода в общем балансе мощностей на КС превышает 33%). Потребности газоперекачивающей техники для реконструкций и технического перевооружения КС (в России) оцениваются около 1,5-2 млн. кВт в год (около 125 ГПА). Основные показатели проектируемых магистральных газопроводов представлены в табл. 1.
Таблица 1 - Основные показатели проектируемых магистральных газопроводов
Вышеперечисленные данные свидетельствуют об актуальности вопросов повышения мощностей и экономичности газотурбинных установок (ГТУ). Одним из способов увеличения экономичности ГТУ является повышение эффективности выхлопных устройств (ВУ). Сложность структуры и большие скорости потока в ВУ не позволяют достаточно точно определить потери с помощью методов одномерной газовой динамики.
Существенный рост производительности компьютерной техники, произошедший за последние десятилетия, создал благоприятные условия для применения численных методов (методов вычислительной гидромеханики) для повышения эффективности ВУ. При этом экспериментальные исследования становятся средством для настройки параметров численного эксперимента, и верификации получаемых результатов.
Применяемые ранее эмпирические методы проектирования выхлопных каналов имеют ряд недостатков, обусловленных, как техническими, так и фундаментальными причинами. Технические трудности обусловлены большой трудоемкостью и стоимостью таких исследований, зависимостью от внешних условий, ограниченностью получаемой информации, а фундаментальные - влиянием масштабного коэффициента.
Таким образом, развивающиеся средства проектирования и математического моделирования сложных технических устройств требуют их интеграции в соответствующую методику оптимизации ВУ ГТУ.
Цель работы. Повышение эффективности ВУ ГТУ с конвертированным авиационным ГТД путем оптимизации геометрии его проточной части и разработка методики проектирования, учитывающей совокупность сложных газодинамических процессов протекающих в проточной части ВУ.
В рамках указанной цели сформулированы следующие задачи:
-
Провести анализ существующих методов проектировочных и поверочных расчетов ВУ ГТУ.
-
Провести анализ адекватности статистических моделей турбулентности по отношению к расчету течения с положительным градиентом давления.
-
Провести численное исследование структуры течения и потерь давления в осерадиальном диффузоре (ОРД) и газосборнике выхлопной «улитки» ВУ ГТУ.
-
Проанализировать способы уменьшения потерь давления по тракту выхлопной системы, на основе диагностики течения.
-
На основе анализа структуры потока разработать схему организации течения в ВУ, обеспечивающую значительное снижение гидравлического сопротивления и провести оптимизацию конструкции, разработанной в соответствии с выбранной схемой.
-
Разработать методику проектирования ВУ, учитывающая совокупность сложных газодинамических процессов проходящих в них. Провести верификацию методики.
Достоверность и обоснованность результатов подтверждается данными экспериментального исследования с использованием аттестованной измерительной аппаратуры, сравнением 2D расчетов с экспериментальными данными и 3D расчетов с результатами натурных испытаний, а также сравнением результатов, полученных с использованием различных моделей турбулентности, применением численных схем II порядка.
Научную новизну работы составляют:
-
Рекомендации по использованию моделей турбулентности для расчета ВУ ГТУ.
-
Результаты исследования влияния газосборника ВУ на структуру течения в ОРД.
-
Зависимости коэффициента внутренних потерь выхлопной «улитки» от геометрических параметров газосборника с полостями для разворота потока («карманами»).
-
Схема снижения гидравлического сопротивления ВУ за счет изменения организации течения.
-
Методика проектирования ВУ ГТУ на основе 2D и 3D моделирования турбулентного течения.
Практическая ценность работы. Использование разработанной методики позволяет существенно уменьшить (~40%) гидравлические потери ВУ ГТУ и, соответственно, повысить к.п.д. ГПА. Предложенный подход может быть применен при проектировании ВУ ГТУ с конвертированным авиационным ГТД, а также при их модернизации в рамках реализации программ по повышению и поддержанию эффективности ГПА при эксплуатации и капитальном ремонте.
Апробация работы. Диссертационная работа, отдельные ее разделы и результаты докладывались и обсуждались:
- на Международной научно-технической конференции «Образование и наука
- производству», ИНЭКА, Набережные Челны, 2010 г.;
- на Международной молодежной научной конференции "XVIII Туполевские
чтения", КГТУ им. А.Н. Туполева, Казань, 2010 г.;
на 5-й Международной научно-технической конференции молодых специалистов авиастроительной отрасли "Молодежь в авиации: новые решения и перспективные технологии", ОАО "Мотор Сич", г. Алушта, Украина, 2011 г.;
на Международной научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития двигателестроения», СГАУ, Самара, 2011 г.;
на VI Международной научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития авиации, наземного транспорта и энергетики АНТЭ-2011», КГТУ им. А.Н. Туполева, Казань, 2011 г.;
Личный вклад автора. Автором разработана методика проектирования ВУ ГТУ с измененной организацией течения на основе 2D и 3D моделирования турбулентного течения, проведено расчетное исследование структуры течения и способов повышения эффективности ВУ ГТУ. Выполнен анализ эффективности разработанных мероприятий по результатам эксплуатации.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 7 печатных работ, в том числе 3 статьи, опубликованных в изданиях входящих в перечень ВАК.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения и списка использованных источников, включающего 93 наименования. Работа изложена на 127 листах машинописного текста, содержит 8 таблиц, 68 иллюстраций. Общий объем работы - 136 листов.
Эффективность выхлопного устройства и его влияние на мощность и экономичность ГТУ
Сложность структуры и большие скорости потока в выходных устройствах существенно затрудняют их расчет. В результате, в настоящее время, наиболее достоверным оказывается экспериментальный путь определения потерь.
Для анализа методов расчета целесообразно остановиться на механизме образования потерь в диффузорных каналах. В разделе 1.1 отмечалось, что потери в выходном устройстве определяются внутренними потерями и потерями с выходной скоростью. Внутренние потери, в свою очередь, определяются потерями на трение и потерями, связанными с образованием отрывных зон. При безотрывном течении единственным источником потерь является трение. Первое большое обобщение опыта расчета выхлопных патрубков сделано Дорфманом А.Ш., Назарчуком М.М., Польским Н.И, Сайковским М.И. в 1960 г. [18]. Тогда для расчета ими был использован принцип разделения потерь.
Развитие методов расчёта диффузоров и выхлопных патрубков с позиций теории пограничного слоя получило в работах Дейча М.Е. и Зарянкина А.Е. [17]. Для расчета безотрывных диффузоров ими было предложено определение потерь по интегральным характеристикам пограничного слоя в конечных сечениях.
Значительный вклад в развитие методов оптимального проектирования выходных диффузоров турбомашин внесли Мигай В.К. и Гудков Э.И. [36, 37, 38]. Проведенное ими исследование влияния закона профилирования диффузора на эффективность показало, что в отличие от диффузоров компрессорного типа потери с выходной скоростью газотурбинных диффузоров различаются незначительно. Это означает, что восстановительная способность таких диффузоров определяется в основном уровнем внутренних потерь. Однако основное внимание в своей работе [36] ими было уделено проектированию выхлопных патрубков паровых турбин.
В последнее время для расчета потерь в диффузорах и газосборниках все чаще находят применение численные методы основанные на моделировании течения [7, 24, 27, 29, 51, 52, 78, 87]. Одной из причин популярности данного метода является существенный рост производительности компьютерной техники, произошедший за последние десятилетия.
Типовой расчет газотурбинного выхлопного устройства, как правило, включает следующие этапы: расчет (осерадиального) диффузора и газосборника выхлопной улитки.
Расчет осерадиальных диффузоров представляет большие трудности, ввиду того, что их форма определяется большим числом геометрических параметров, влияющих на структуру потока. Литературный обзор показал [41], что методы расчета (осерадиального) диффузора выхлопной улитки можно условно разделить на: 1) метод расчета на основе принципа разделения потерь [17, 18], 2) метод расчета на основе теории пограничного слоя [18, 63], 3) численный метод расчета [4, 90]. Оценка потерь в газосборнике улитки также представляет большие трудности, связанные со сложной трехмерной структурой потока в них. В виду этого ранее разрабатывались только методы оптимального профилирования, основанные на экспериментальных данных, которые условно можно разделить на: 1) метод профилирования газосборника с постоянной скоростью по тракту [18], 2) метод профилирования «свободного» газосборника [36]. Поэтому, в настоящее время, расчет потерь в газосборнике можно провести только численным методом. Однако вопрос степени адекватности моделей для расчета течений в сложных устройствах, в частности в выхлопных устройствах ГТУ, требует дополнительных исследований. Рассмотрим основные подходы, используемые в вышеперечисленных методах оценки потерь.
При расчете диффузоров получил широкое распространение метод разделения потерь. В этом случае потери полного напора в диффузоре представляют как сумму потерь трения и потерь расширения. Aho Ahp + Ah-rp (1.2.1)
При этом потери трения в каждом сечении диффузора (на участке длиной dx) вычисляются по формуле определяющей гидравлические потери в трубе длиной L и диаметром D при стабилизированном течении [60] d(AhIp)=C, (1.2.2) где p, со, D - текущие значения плотности, скорости и диаметра по оси х. Коэффициент зависит от числа Рейнольдса Re и определяется формулой Блазиуса Cl= (1-2.3) 3/Re Преобразовав это выражения для всего диффузора, получим [17, 18] Г. ( И рсон d Ah = .-?, тр" 2 „ . Є (1.2.4) sin Как отмечалось выше, формула (1.2.2) выдает хорошие результаты при стабилизированном течении, то есть на участке 20-30 калибров от входного сечения. Профиль же скорости на начальном участке значительно отличается от профиля скорости на основном участке. Следовательно, при разбиении осерадиального диффузора на m участков, расчет ведется по соотношению справедливому для начального участка.
Потери расширения Ahp могут быть определены как разность Ah0- AhTp. Почти все известные экспериментальные работы по исследованию конических и плоских диффузоров сводились к стремлению найти эмпирические зависимости величины Ahp от угла расширения канала 9. Известно, что при внезапном расширении имеют место так называемые потери на удар Дпуд, которые определяются по формуле Борда-Карно Апуд=К-шк)2= 1-і] (L2-5 ( і \2 1уд =-la H-coKJ =— Если расширение канала с площади FH до FK происходит в диффузорном канале, то потери расширения можно вычислить применив коэффициент смягчения удара ср АПр=фЛпуд=ф (сон-сок)2 (1.2.6)
Моделирование турбулентного течения в выхлопном устройстве газотурбинной установки
Результаты расчетов хорошо согласуются с результатами других авторов [73, 85]. В заключение в табл. 2.1.3 представлено сравнение затрат для расчета с помощью каждой модели (у+«1). Для удобства значение затрат представлено в безразмерном виде, т.е. соотнесенное к значению для skco модели турбулентности.
Таблица 2.1.3 - Трудоемкость расчета skco sstkco SA ske rngks гкє процессорное время 1 1,5 0,79 0,89 1,05 0,95 количество итераций 1 1,07 1,07 0,65 0,57 1,07 трудоемкость 1 1,61 0,85 0,58 0,6 1,02 Таким образом, наиболее быструю сходимость имеет ske модель турбулентности. Наименьшее время на итерацию требуется для SA модели. В целом SA модель требует меньше вычислительных ресурсов, чем ska) и sstkoo, поэтому целесообразней ее применение на ранних стадиях разработки. При сравнении расчетного времени соотнесенного к точности результатов skco модель турбулентности оказывается предпочтительней sstkco и SA моделей.
Рассмотрим базовый вариант выхлопного устройства двигателей семейства «НК» (рис. 2.2.1), который был спроектирован в начале 80-х годов в СНТК им. Н.Д. Кузнецова. На первых экземплярах ГТУ в начале эксплуатации было отмечено повышенное гидравлическое сопротивление выхлопного устройства из-за неблагоприятного сочетания осерадиального диффузора с «тесным» газосборником. При этом имели место неравномерности потока на выходе из улитки, повышенное сопротивление переходника и повышенные вибрации конструкции выхлопного устройства [10]. Для устранения этих недостатков, по рекомендациям специалистов СНТК им. Н.Д. Кузнецова, на ряде газоперекачивающих агрегатов была проведена его модернизация: укорочена верхняя часть наружной обечайки осерадиального диффузора с образованием косого среза под углом от 12 до 18 и удалены на выходе ребра.
В настоящее время указанное выхлопное устройство используется в качестве базового варианта - прототипа для последующих двигателей семейства «ЬЖ». Гидравлическое сопротивление выхлопного устройства двигателя НК-16СТ на номинальном режиме работы при температуре окружающей среды +15С составляет 575 мм. вод. ст.. На рис. 2.2.2 представлено продольное сечение проточной части данной улитки.
Продольный разрез базовой улитки выхлопного устройства двигателя НК-16СТ На ОАО КПП «Авиамотор» для базового варианта выхлопного устройства газоперекачивающего агрегата ГПА-Ц-16 получены экспериментальные данные о структуре потока в сечении, расположенном за переходником выхлопной шахты [13, 15]. На рис. 2.2.3 показана схема препарирования выхлопного устройства при испытании базовой выхлопной системы на стенде.
Согласно результатам измерений, предоставленных ОАО КПП «Авиамотор», гидравлическое сопротивление штатного выхлопного устройства двигателя НК-16СТ (разница между полным давлением на входе в выхлопное устройство и атмосферным давлением) на номинальном режиме работы двигателя при температуре окружающей среды +15С составляет 575 мм вод. ст. (без утилизационного теплообменника) [15].
В результате анализа геометрии существующей выхлопной улитки двигателя НК-16СТ выявлено, что конструкция диффузора с газосборником не оптимальна. Выходящий из свободной турбины газ поступает в кольцевой диффузор, который состоит из осевого и осерадиального диффузоров. Угол расширения канала осевого диффузора составляет 7, что, согласно литературным источникам, является оптимальным значением для максимального снижения скорости при обеспечении безотрывности течения. Увеличение площади сечения на единицу длины (по средней линии) осерадиального диффузора примерно в 1,5 раза больше, чем у осевого диффузора. Это является предпосылкой к отрыву потока при повороте в радиальном направлении.
На основе предоставленных ОАО КПП «Авиамотор» экспериментальных данных проведено исследование достоверности моделей турбулентности для численного расчета течения в проточной части выхлопных устройств [12, 14]. Предварительный выбор моделей проводился на основе сравнительного анализа расчетных и экспериментальных данных о течении в плоском несимметричном диффузоре, представленном в главе 2.1 [40]. Сравнение проводилось по значениям коэффициента давления, коэффициента трения и профиля скорости в различных сечениях, а также по прогнозированию точки отрыва потока. Хорошее согласование получено для стандартной к-со и SST к-со моделей. Семейство к-є не отражает реального характера течения. Поэтому для 3D расчета выхлопного устройства используем модели турбулентности Спаларта-Аллмараса, стандартная к-со и SST к-со. 3D геометрическая модель выхлопного устройства, установленного на испытательном стенде натурного ГТД НК-16СТ, представлена на рис. 2.2.4 и состоит из: 1) входного участка, необходимого для создания необходимого профиля скорости на входе в выхлопное устройство, 2) осерадиального диффузора, 3) газосборника, 4) переходника, 5) выхлопного канала, обеспечивающего прямолинейность линий тока на выходе для корректности граничного условия «давление на выходе». Данное граничное условие требует замыкания отрывных и вихревых зон внутри модели.
Учитывая симметричность выхлопного устройства относительно вертикальной плоскости, проходящей по оси осерадиального диффузора, геометрическая модель выполнена в виде половины выхлопного устройства. Расход через геометрическую модель задается равным половине расхода воздуха через выхлопное устройство ГПА.
Расчетная сетка выполнена со средним значением у+=50, величина пристеночной ячейки: 0,5 мм, количество ячеек: 2,2x10 . В расчете используются следующие граничные условия (рис. 2.2.5): 1) расход на входе в расчетную область, 2) давление на выходе, 3) непроницаемая стенка, 4) симметрия. В пристеночной области используется пристеночная функция, а на самой стенке заданы условия «непротекания» и «прилипания». Расход воздуха на входе в выхлопное устройство GBX=54 кг/с. На выходе статическое давление соответствует атмосферному, то есть Рвых =101325 Па. з — представлено сравнение расчетных и экспериментальных значений полного давления в сечении, расположенном за переходником выхлопной системы. Сравнительный анализ расчетных данных с данными испытаний показывает адекватность всех трех моделей. Наибольшее расхождение с экспериментальными данными имеет место на гребенках, ближе всех расположенных к стенке, то есть первой и восьмой. Остальные гребенки (№2...№7) имеют хорошее совпадение с экспериментальными данными и полностью отражают характер течения. Наибольшее расхождение между самими моделями наблюдается в пристеночной области (z/b=0,8...1, z/b - расстояние от вертикальной плоскости проходящей по оси осерадиального диффузора, b - ширина выхлопного канала геометрической модели). Наилучшее совпадение с опытными данными имеет место на центральных гребенках №2, №5...№7.
Исследование организации течения в выхлопном устройстве ГТУ с конвертированным авиационным ГТД
На основе расчетных моделей, описанных в главе 2.2. проведем диагностику течения в проточной части выхлопного устройства ГТУ с двигателем НК-16СТ. Для сравнения используются 3 расчетные модели. Рассмотрим картину течения в каждом элементе выхлопного устройства, представленного на рис. 2.2.4. Диффузор Гидравлические характеристики кольцевых диффузоров зависят от следующих параметров: втулочного отношения ( d удлинения FK степени расширения L = D = — ґ_ L Л ґ тл Л ґ т: \ радиальности геометрии обечайки и обтекателя (входных углов раскрытия образующей обечайки и обтекателя он и а2, радиусов Ri и R2); условий на входе (неравномерности поля скоростей, формы профиля скорости на входе, закрученности потока, и т.д.); режима течения (критерии Re и М), где Re -критерий подобия Рейнольдса, М - число Маха, FH и FK - площади входного и выходного сечений диффузора. В диффузорах выхлопных устройств располагаются стойки, форма, месторасположение и количество которых также влияет на характеристики диффузора.
В зависимости от сочетания вышеперечисленных параметров в диффузорах наблюдается 4 режима течения (рис. 3.1.1): - Безотрывной режим. Наблюдается при малых углах раскрытия диффузора и преобладает до тех пор, пока коэффициент восстановления давления не достигнет максимального значения. - Режим трехмерного нестационарного отрыва. В этой области положение, размеры и интенсивность отрыва изменяются во времени, что обуславливает наличие интенсивных пульсаций. - Режим установившегося несимметричного развитого отрыва с образованием турбулентно-циркуляционного течения. - Струйный отрыв. Наблюдается отрыв потока симметрично от обеих стенок сразу после входа в диффузор. расширения Вышеперечисленные режимы течения имеют место в плоских и конических диффузорах. Данных по структуре отрывного течения в каналах криволинейных кольцевых диффузоров и об изменении его характера при изменении условий на входе крайне мало [17, 30].
Градиент давления в диффузоре выхлопного устройства ГТУ положителен, а градиент скорости отрицателен, то есть течение осуществляется против нарастающего давления. Убывание скорости в пограничном слое приводит к тому, что в некотором сечении происходит отрыв потока. Особенностью геометрии осерадиального диффузора является различие длин внешнего (обечайки) и внутреннего (обтекателя) обводов. Длина обтекателя значительно превосходит длину обечайки. Этим обстоятельством, а также чрезмерным углом раскрытия и увеличением площади, определяется положение отрывной зоны А (рис. 3.1.2). Частицы ядра потока, при повороте, под действием центробежных сил оттесняются к обтекателю, что приводит к увеличению давления на его поверхности, уменьшению давления на обечайке и возникновению вторичных течений. Это обстоятельство является предпосылкой к образованию отрывной зоны Б. На рис. 3.1.2 представлены характерные области расположения отрывных зон.
Визуализировать структуру отрывного течения в диффузорном канале сложно из-за пространственности течения. Для ее определения эффективен один из способов визуализации линий тока путем предварительного нанесения на ограничивающие поверхности визуализирующего вещества, обозначающего линии тока и затвердевающего за короткое время. Таким способом можно получить линию, обозначающую начало отрыва потока, которая представляет собой огибающую линий тока в начальном участке зоны отрывного течения. Как правило, качественной картины линий тока на поверхности не достаточно. Поэтому для получения более подробной картины течения измеряют поля указанных параметров по высоте канала и в окружном направлении.
Для оценки характера течения и потерь в диффузоре рассматриваемого выхлопного устройства используются линии тока, распределение полного давления по тракту и масляные картины на поверхностях обечайки и обтекателя (рис. 3.1.3 ... 3.1.5). I
Масляные картины на поверхностях обтекателя и обечайки осерадиального диффузора: модель SA (a), skco (б), sstkco (в)
Все модели показывают наличие отрыва на поверхности обтекателя, с некоторыми различиями в размере отрывного участка. В нижней половине диффузора размеры отрывной области значительно больше, чем в верхней (рис. 3.1.3, 3.1.4), что объясняется характером течения в газосборнике. Skco модель показывает более раннюю точку отрыва по сравнению с остальными моделями. На поверхности обечайки отрывная область фиксируется только в нижней части диффузора.
Течение в диффузоре условно разделим на верхний, боковой и нижний поток (рис. 3.1.6). Этому условному разделению способствует также наличие радиальных стоек в диффузоре. Верхний поток поворачивается на 90 градусов, нижний - на 270. Соответственно течение в нижней половине диффузора происходит в менее благоприятных условиях, и отрыв потока происходит раньше.
Условное разделение потока, поступающего в газосборник улитки Таким образом, рис. 3.1.3 и 3.1.4 показывают наличие влияния газосборника на течение в диффузоре. Как правило, профилирование и расчет диффузора улитки выполняется отдельно от газосборника. При проектировании безотрывного диффузора это приводит к возможности образования области с отрывным течением в нижнем потоке. Поэтому, профилирование ОРД необходимо проводить с учетом влияния газосборника. Здесь наиболее очевидны две способа реализации вышеизложенной мысли:
Газосборник находится между диффузором и переходником (рис. 1.1.3). От качества его геометрии зависит, как показано выше, течение как в диффузоре, так и в переходнике. Другими словами газосборник занимает центральную позицию и во многом определяет организацию течения во всем выхлопном устройстве. Поэтому, при наличии высокоэффективного диффузора, основной задачей при создании выхлопной системы является организация течения в газосборнике. Однако рекомендаций в литературе по организации течения в этом элементе выхлопного устройства крайне мало. Основные из них рассмотрены в главе 1.2.4.
Верификация методики проектирования выхлопных устройств ГТУ с конвертированными авиационными ГТД
В данном подразделе проведен расчет модернизированной выхлопной системы и сравнение результатов с опытными данными. Выполнена оценка эффективности разработанных мероприятий по результатам эксплуатации.
Для верификации метода используется модернизированное выхлопное устройство газоперекачивающего агрегата ГПА-Ц-16 разработанное в ОАО КПП «Авиамотор» (совместно с КНИГУ им. А.Н. Туполева) и установленное на компрессорной станции Ныдинского ЛПУ МГ ООО «Газпром трансгаз Югорск» (рис. 4.2.1.). Внешний вид модернизированной выхлопной улитки представлен на рис. 4.2.2.
Модернизированная выхлопная система ГПА-Ц-16 Опытный образец установленной выхлопной системы препарирован под измерение температуры, полных и статических давлений в проточной части. Для оценки потерь давления измерения параметров производятся в двух сечениях (рис. 4.2.3.): - за рабочим колесом свободной турбины; - на выходе из газосборника улитки. В сечении перед опорой свободной турбины устанавливается комбинированная гребенка для измерения давления и температуры в шести точках. Входной участок переходника доработан под установку пяти гребенок полного давления Р ул. Схемы расположения гребенок по сечению канала представлены на рис. 4.3.3. Гребенки имеют возможность смещения в продольном направлении.
Согласно предварительной экспериментальной оценке основных параметров двигателя в результате замены штатной выхлопной системы ГПА-Ц-16 на модернизированную, с уменьшенным гидравлическим сопротивлением, увеличение мощности составило (при постоянной частоте вращения ротора низкого давления) Nnp=0,45 МВт, что соответствует уменьшению расхода топлива (при постоянной мощности) GTrnp= -100 кг/ч и увеличению эффективного КПД Агэфф=0,68% [26]. Наряду с увеличением мощности, реализуемой на валу свободной турбины, произошло уменьшение давления воздуха за компрессором высокого давления и температуры газов перед свободной турбиной, что также свидетельствует об уменьшении гидравлического сопротивления новой выхлопной системы.
Представленный опытный образец выхлопной системы включает в себя газосборник с «карманами» и позволяет получить экспериментальные данные о газодинамике течения в выхлопной улитке с усовершенствованной геометрией на различных режимах работы двигателя. 3D геометрическая модель модернизированного выхлопного устройства, установленного на компрессорной станции Ныдинского ЛПУ МГ ООО «Газпром трансгаз Югорск», представлена на рис. 4.3.4 и состоит из: 1) входного участка, необходимого для создания необходимого профиля скорости на входе в выхлопное устройство, 2) осерадиального диффузора, 3) газосборника (с «карманом»), 4) переходника, 5) диффузора, 6) выхлопного канала, обеспечивающего прямолинейность линий тока на выходе для корректности граничного условия «давление на выходе». Данное граничное условие требует замыкания отрывных и вихревых зон внутри модели.
Учитывая симметричность выхлопного устройства относительно вертикальной плоскости, проходящей по оси осерадиального диффузора, геометрическая модель выполнена в виде половины выхлопного устройства. Расход через геометрическую модель задается равным половине расхода воздуха через выхлопное устройство ГПА.
По результатам расчета с использованием модели турбулентности Спаларта-Аллмараса гидравлическое сопротивление выхлопной системы составило 350 мм. вод. ст.. Как указывалось в главе 2, согласно результатам измерений гидравлическое сопротивление штатного выхлопного устройства двигателя НК-16СТ на номинальном режиме работы двигателя при температуре окружающей среды +15С составляет, 575 мм вод. ст. (без утилизационного теплообменника) [15]. Снижение потерь давления АР вс составило 225 мм вод. ст.. Данному снижению АР вс соответствует увеличение мощности на ANnp=350 кВт, уменьшение расхода топлива на AGTr пр= -75 кг/ч и увеличение эффективного к.п.д. на АгЭфф=0,52%.
В технической справке [26] проведена предварительная сравнительная оценка параметров двигателя (включая оценку мощности по параметрам нагнетателя) до и после реконструкции выхлопной системы при работе ГПА-Ц-16 в магистраль. Двигатель изготовлен в 2002 г. и прошел приемосдаточные испытания после капитального ремонта в 2006 г. Сравнение параметров двигателя проведено при частоте вращения ротора низкого давления Пндпр-5325 об/мин, на которой реализована мощность Nnp=18 МВт при приемо-сдаточных испытаниях. Увеличение мощности после реконструкции составило (при постоянной частоте вращения ротора низкого давления) ANnp=450 кВт, что соответствует уменьшению расхода топлива на AGxmp = -100 кг/ч и увеличению эффективного к.п.д. на АгЭфф=0,68% при постоянной мощности.
Согласно протоколу приемочных испытаний максимальное гидравлическое сопротивление модернизированного выхлопного устройства при максимально допустимых по ТУ оборотах компрессора низкого давления составило 3109 Па. То есть снижение гидравлического сопротивления по сравнению со штатным выхлопным устройством по результатам приемочных испытаний составило 269 мм. вод. ст.. Наработка модернизированного выхлопного устройства к моменту проведения приемочных испытаний (20.03.2013 г.) составляла 4486 часов.
Таким образом, расчетные данные имеют незначительные расхождения и в целом соответствуют изменению параметров в результате реконструкции ГПА-Ц-16.
Мероприятия, связанные с организацией течения, внедренные при реконструкции газоперекачивающего агрегата показали свою эффективность и подтверждают эффективность метода организации течения в выхлопной улитке с использованием в газосборнике полостей для разворота нижнего потока.
Эффективность мероприятий по улучшению организации течения в выхлопной улитке связанных с установкой полостей для разворота нижнего потока ОРД на 270 градусов подтверждается результатами приемочных испытаний и эксплуатации опытного образца выхлопной системы на газоперекачивающем агрегате ГПА-Ц-16 №13 компрессорной станции Ныдинского ЛПУ МГ ООО «Газпром трансгаз Югорск». Расчетные данные имеют незначительные расхождения и, в целом, соответствуют изменению параметров в результате реконструкции агрегата. Использование представленной методики проектирования выхлопных устройств ГТУ с конвертированными авиационными ГТД позволяет снизить гидравлические потери на 40%.
