Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Обзор подходов к моделированию теплового состояния элементов проточной части паровой турбины в условиях принудительного охлаждения
1.1 Современное состояние и основные направления совершенствования паровых турбин 10
1.2 Конструктивные особенности систем принудительного парового охлаждения и опыт их использования .15
1.3. Анализ работ по исследованию течения и теплообмена при вращении диска в ограниченном пространстве: физическая картина и критерии подобия .24
1.4. Классификация подходов для моделирования теплового состояния роторно-статорных элементов турбины .29
1.4.1 Влияние геометрических и режимных параметров на протечки в проточной части турбины .29
1.4.2. Методика расчета теплового состояния проточной части турбины в условиях принудительного парового охлаждения в несопряженной постановке 36
1.4.3. Сопряженная постановка моделирования теплообмена на неизотермических поверхностях 42
1.5 Цели и задачи диссертации 48
Глава 2. Математическая модель сопряженного теплообмена на неизотермическом вращающемся диске при сверхкритических параметрах теплоносителя
2.1 Постановка задачи 49
2.1.1. Газодинамические уравнения. Вектора плотности потоков .49
2.1.2. Безразмерная форма уравнений динамики вязкого газа в цилиндрической системе координат. Граничные условия .51
2.1.3. Уравнения турбулентного движения и теплообмена в потоках с переменной плотностью .53 2.1.4. Модель турбулентности SST k- (модель Ментера) 55
2.1.5. Особенности численного моделирования течения водяного пара при его сверхкритических параметрах .58
2.2 Критерий сопряжения для вращающегося диска в неподвижном объеме жидкости 62
2.3 Численное моделирование течения и теплообмена при вращении одиночного диска в несопряженной постановке 65
2.4 Течение и сопряженный теплообмен при охлаждении вращающегося диска 70
2.4.1 Применение метода А.В. Лыкова для расчета сопряженного теплообмена на вращающемся в свободном пространстве диске 70
2.4.2 Течение и сопряженный теплообмен при охлаждении диска, вращающегося в ограниченном пространстве 73
Выводы по второй главе 79
Глава 3. Применение различных подходов к расчету теплового состояния охлаждаемых паром высокотемпературных элементов проточной части турбины в осесимметричной постановке
3.1. Вычислительные аспекты численного моделирования для осесимметричного приближения .81
3.2. Численное моделирование теплового состояния дисков и роторов паровых турбин в осесимметричной постановке 89
3.2.1 Описание конструкции 89
3.2.2. Расчет теплового состояния на основе критериальных соотношений для теплообмена (несопряженная постановка) 92
3.2.3 Численное моделирование теплового состояния дисков и роторов паровых турбин в осесимметричной сопряженной постановке 95
3.3 Верификация методики расчета теплового состояния высокотемпературных элементов проточной части турбины на основе моделирования сопряженного теплообмена .102
Выводы по третьей главе .104
Глава 4. Трехмерное численное моделирование теплового состояния дисков и роторов паровых турбин в условиях принудительного охлаждения
4.1 Постановка задачи и вычислительные аспекты трехмерного моделирования теплового состояния 106
4.1.1 Расчетная область и граничные условия 106
4.1.2 Результаты расчетов, анализ трехмерного течения и теплового состояния элементов проточной части паровой турбины .111
4.2 Анализ различных подходов к моделированию теплового состояния вращающихся элементов в проточных частях паровых турбин .116
4.3 Анализ работы системы охлаждения. Результаты испытаний .120
4.4 Численное моделирование режима работы системы охлаждения РСД 125
Выводы по четвертой главе 127
Заключение 129
Основные обозначения .130
Список литературы
- Конструктивные особенности систем принудительного парового охлаждения и опыт их использования
- Особенности численного моделирования течения водяного пара при его сверхкритических параметрах
- Численное моделирование теплового состояния дисков и роторов паровых турбин в осесимметричной постановке
- Результаты расчетов, анализ трехмерного течения и теплового состояния элементов проточной части паровой турбины
Введение к работе
Актуальность темы исследования. Создание энергетического оборудования на сверхвысокие параметры пара сопровождается необходимостью введения принудительного охлаждения наиболее горячих и напряженных деталей проточных частей паровых турбин. Организация охлаждения наиболее горячих участков роторов высокого и среднего давления (РВД и РСД) позволяет продлить ресурс и повысить надежность работы паровой турбины.
Разработка систем охлаждения для получения равномерного распределения температуры и снижения термических напряжений требует совершенствования методов расчета теплового состояния элементов проточной части, в том числе отработки методов численного моделирования.
Степень разработанности темы исследования. В настоящее время расчет теплообмена между вращающейся поверхностью и потоком пара осуществляется на основе закона Ньютона-Рихмана с введением коэффициента теплоотдачи. Справедливость данного закона ограничивается случаем постоянства температуры стенки (или бесконечно большим значением теплопроводности). Более реалистичным является использование условий теплового сопряжения на границе (равенство температур и тепловых потоков) - условия четвертого рода. Это значительно усложняет задачу и требует совместного решения уравнений теплопереноса в газовой фазе и в твердом теле.
Важность сопряженного рассмотрения газодинамики и теплообмена показана в работах Лыкова А.В., Дорфмана А.Ш., Полякова А.Ф., Ревизникова Д.Л., Karvinen R., Payvar Р., описывающие особенности физико-математического моделирования сопряженного теплообмена в потоке вблизи пластины и в окрестности входной кромки лопатки. Существующая практика расчетов теплового состояния ротора и дисков (Селезнев К.П., Сафонов Л.П.) опирается на использование несопряженной осесимметричной постановки, справочных данных по гидравлическим сопротивлениям и критериальным зависимостям для расчета коэффициента теплоотдачи.
Объект исследования: одиночный вращающийся диск конечной толщины; полости с расходным течением газа, образованные двумя (неизотермическими) дисками; проточная часть цилиндра среднего давлении (ЦСД) с системой принудительного парового охлаждения.
Цель и задачи работы. Целью диссертации является разработка рациональных подходов к моделированию трехмерного (3D) течения, теплообмена и теплового
%0
4 состояния РСД с системой принудительного парового охлаждения (СППО). Для достижения поставленной цели необходимо выполнить следующие задачи.
-
Провести анализ характеристик сопряженного теплообмена на одиночном диске и в полости, образованной вращающимся и неподвижным дисками.
-
Разработать математическую модель сопряженного теплообмена при обтекании неизотермического вращающегося диска.
3. Предложить метод расчета теплового состояния вращающихся дисков
применительно к условиям организации охлаждения паровых турбин.
-
Провести анализ различных подходов (осесимметричного и трехмерного) и разработать численную модель для моделирования трехмерного течения и теплового состояния охлаждаемых паром высокотемпературных элементов проточной части турбины.
-
Показать возможности предложенных подходов на примере расчета теплового состояния охлаждаемой паром проточной части двухпоточного ЦСД, включающего диафрагменные уплотнения и диски первых ступеней.
Научная новизна результатов заключается в следующем:
- Получено выражение для локального теплообмена для неизотермического
вращающегося диска конечной толщины.
Рассмотрены сопряженный (осесимметричный и трехмерный) и несопряженный осесимметричный подходы к моделированию теплового состояния РСД в условиях применения системы принудительного парового охлаждения и даны рекомендации по выбору параметров численных моделей.
На основе уравнений Навье-Стокса и энергии, осредненных по Рейнольдсу, и модуля STEAM (в качестве пользовательской функции UDF - user defined function), учитывающего свойства водяного пара при повышенных параметрах, разработана численная трехмерная модель расчета эффективности принудительного парового охлаждения.
Теоретическая и практическая значимость работы.
-
Предложена и апробирована трехмерная методика определения теплового состояния ротора паровой турбины с учетом сопряженности применительно к условиям принудительного парового охлаждения.
-
Разработанные численные модели на основе сопряженного подхода позволяют получать локальные характеристики теплообмена в системе зазоров между ротором и статором, а также трехмерное тепловое состояние ротора и дисков.
-
Показано, что корректное численное моделирование теплового состояния с помощью современного гидродинамического пакета не уступает по точности
5 определения их локальных и интегральных характеристик экспериментальным данным, позволяет дополнить, а в некоторых случаях заменить дорогостоящий эксперимент с целью получения распределения температуры в роторе и дисках с приемлемой для инженерной практики точностью.
-
Повышение точности расчетов и учет локальных характеристик теплообмена позволяет проектировать более гибкую систему охлаждения, обеспечивающую работоспособность турбины, а значит, увеличивать ресурс турбины.
-
Результаты работы применены в ОАО "Силовые машины" "ЛМЗ" при проектировании СППО паровых турбин.
Методология и метод исследования. Решение задач осуществлялось с использованием коммерческого пакета ANSYS Fluent, в котором применяется метод контрольных объемов для решения уравнений Навье-Стокса и энергии, осредненных по Рейнольдсу; и с использованием функцией пользователя (UDF), учитывающей реальные свойства пара.
Положения, выносимые на защиту: математическая модель сопряженного теплообмена при обтекании неизотермического вращающегося диска в свободном пространстве, выражение для локального числа Нуссельта в случае неизотермического вращающегося диска конечной толщины в свободном пространстве с учетом параметра сопряжения, методика расчета сопряженного теплообмена на вращающихся дисках применительно к условиям организации охлаждения паровых турбин, результаты моделирования трехмерного течения и теплового состояния охлаждаемых паром высокотемпературных элементов проточной части турбины.
Степень достоверности полученных результатов работы достигается: использованием фундаментальных законов сохранения массы, импульса и энергии; применением лицензионного программного обеспечения, верифицированного на основе сравнения с опытными и расчетными данными других авторов; согласованием расчетных данных с результатами тепловых испытаний СППО на станции.
Апробация работы. Основные материалы диссертации доложены и положительно оценены на XIII Всероссийской конференции по проблемам науки и высшей школы (г. Санкт-Петербург, 2009), на Политехническом симпозиуме «Молодые ученые - промышленности Северо-Западного региона» (г. Санкт-Петербург, 2009), на 5-ой Российской национальной конференции по теплообмену (г. Москва, 2010), на 4-ом Всероссийском форуме студентов, аспирантов и молодых ученых «Наука и инновации в технических университетах» (г. Санкт-Петербург, 2010), на XVIII школе - семинаре молодых ученых и специалистов под руководством акад. РАН А.И. Леонтьева (г.
Звенигород, Московская обл., 2011г.), на 6-ой Балтийской конференции по теплообмену - 6lh Baltic Heat Transfer Conference (г. Тампере, Финляндия, 2011), научно-технических семинарах кафедр «Турбины, гидромашины и авиационные двигатели» и «Теоретические основы теплотехники» СПбГПУ (Санкт- Петербург, 2014г.).
Публикации. По теме диссертации опубликовано 9 работ, из них 3 работы в изданиях, рекомендованных ВАК.
Личный вклад диссертанта состоит: в постановке задач исследования, в разработке расчетных моделей и проведении расчетов гидравлики и теплового состояния, в анализе полученных экспериментальных и расчетных данных.
Структура работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка обозначений и списка использованной литературы из 94 наименований. Работа изложена на 144 страницах машинописного текста, имеет 8 таблиц и 59 рисунков.
Конструктивные особенности систем принудительного парового охлаждения и опыт их использования
Развитие турбостроения идет по пути создания мощных паровых турбин, рассчитанных на работу с высокими начальными параметрами пара для угольных энергоблоков нового поколения. На рисунке 1.1 представлен график изменения начальных параметров пара турбоустановок за последние десятилетия [1 – 3].
Выбор начальных параметров пара для энергоблока определяется на основе анализа термодинамического цикла энергоблока с учетом возможностей металлургической промышленности, поставляющей заготовки для турбин, генераторов и другого оборудования, а также проведением экономического (стоимостного) анализа всех основных элементов энергоблока. Так, в начале 60-х гг. для энергоблоков сверхкритических параметров (СКД) был изготовлен головной образец турбины мощностью 300 МВт (К-300-240-1 ЛМЗ) (рисунок 1.1).
Изменение начальных параметров пара в турбоустановках Впоследствии для обеспечения длительного ресурса работы оборудования энергоблоков СКД начальная температура пара и температура пара после промперегрева были снижены до 813 К (540 0С) [4].
В конце 90-х гг. в Дании были построены энергоблоки, которые эксплуатируются при параметрах, близких к суперсверхкритическим: ТЭС Skrbk (ввод в эксплуатацию – 1997 г.) и Nordjylland (1998 г.). Основные параметры датских энергоблоков следующие: температура свежего пара 853 К (580 0С), давление свежего пара 290 бар, температура промперегрева 853 К (5800С), КПД нетто 49 % (при глубоком вакууме в конденсаторе Рк = 23 мбар) [6].
Согласно данным, которые приводятся фирмой Siemens, в настоящее время ведутся работы по созданию ряда энергоблоков на территории Германии: Westfalen (ввод в эксплуатацию в 2011 г.) и Lunen (ввод в эксплуатацию в 2012 г.) [7]. Несколько турбин с повышенными начальными параметрами пара запущены в эксплуатацию в Азии: Isogo (Япония, 2001), Yuhuan (Китай, 2007), Wai Gao Qiao 3 (Китай, 2008).
С 1994 г. европейскими производителями оборудования для электростанций (Alstom, Siemens и др.) ведутся совместные работы над проектом, который получил название «Усовершенствованный энергоблок с перегревом до 973 К (7000С) и пылеугольным котлом» (AD 700). Задача проекта заключается в разработке высокоэкономичного пылеугольного энергоблока следующего поколения с максимальной температурой пара выше 973 К (700 0С).
Параметры энергоблока для проекта AD 700 следующие [6]: начальное давление – 35 МПа; температура пара за котлом – 973 К (700 0С); - ожидаемый КПД энергоблока – 53 – 54 % (для варианта с использованием охлаждающей морской воды). При дальнейшем повышении начальной температуры пара (даже до 1073 К (800 0С)) заметного повышения КПД энергоблока не происходит, в то время как значительно увеличивается его стоимость. Поэтому при условии использования специальных высокотемпературных материалов – никелевых сплавов (нимоников) максимальная температура пара энергоблоков ССКП может достичь уровня 1073 К (800 0С) [3].
Таким образом, современные тенденции развития паротурбостроения направлены на повышение начальной температуры пара, что приводит к повышению КПД установки и к снижению выбросов вредных газов в окружающую среду. Так, например, для энергоблока Lnen [8] выброс CO2 будет составлять менее 800 г/кВ ч, в то время как среднее значение выбросов СО2 для действующих ТЭС превышает 850 г/кВ ч (рисунок 1.2) [6].
График зависимости выбросов СО2 от КПД нетто при сжигании угля Существуют два способа создания конструкций паровых турбин, работающих на суперсверхкритических параметрах пара (ССКПП). Первый способ заключается в разработке новых материалов для высокотемпературных элементов турбин, при этом узлы турбины (ротор, корпус) могут быть выполнены полностью из новых материалов, или с целью уменьшения использования дорогих суперсплавов изготавливаться сварными (рисунок 1.3) [9] Однако, применение новых усовершенствованных материалов, разработка методов изготовления деталей из дорогих суперсплавов, а также разработка новых методов сварки приводит к значительному удорожанию паротурбинного оборудования.
Второй способ предполагает использовать широко применяемые материалы, но предусматривать в конструкции системы принудительного парового охлаждения высокотемпературных зон роторов и внутренних корпусов цилиндров.
В российской практике для роторов высокого и среднего давления широко применяется сталь 25Х1М1ФА (Р2МА), максимально допустимая температура пара в случае применения такой стали ограничена значениями 813 – 823 К (540 – 550 0С). При использовании данной марки стали в конструкции паровой турбины предусматривается принудительное паровое охлаждение высокотемпературных зон ротора специально подготовленным паром высокого давления, но с пониженной температурой [10].
В процессе эксплуатации паровых турбин при сверхкритических и суперсверхкритических параметрах пара (СКПП и ССКПП) выявляется ряд проблем. Это образование трещин в элементах корпусов цилиндров высокого и среднего давления (ЦВД и ЦСД); рост остаточных прогибов роторов и коробление обойм концевых уплотнений ЦСД; износ гребней уплотнений, и, как следствие, увеличение протечек; ограничения по скорости изменения параметров пара, что отрицательно отражается на маневренности.
Переход на суперсверхкритические параметры пара (ССКПП) делает актуальным применение системы принудительного парового охлаждения (СППО) наиболее горячих и напряженных деталей проточных частей паровых турбин (в частности, роторов), что позволяет продлить ресурс и повысить надежность работы турбоустановки.
Создание и внедрение СППО роторов требует решения ряда задач. К ним относятся: определение температуры и расхода омывающего ротор пара, обеспечивающих необходимое охлаждение металла ротора; определение оптимальных мест ввода охлаждающего пара, не вызывающих переохлаждения элементов турбины; проведение расчетов теплового состояния роторов в районе охлаждения, в том числе сравнительных – с охлаждением и без него; определение влияния охлаждения на термонапряжения роторов. 1.2 Конструктивные особенности систем принудительного парового охлаждения и опыт их использования
Организация охлаждения наиболее горячих участков роторов высокого и среднего давления (РВД и РСД) позволяет продлить ресурс и повысить надежность работы паровой турбины. Известны различные системы и устройства для охлаждения горячих частей паровых турбин [11 – 16].
Проточная часть высокотемпературной многоступенчатой паровой турбины, включающая корпус с передним концевым уплотнением (ПКУ) и сопловыми лопатками первой ступени, диафрагмы с уплотнениями и ротор, установленный в корпусе и снабженный дисками с рабочими лопатками и отверстиями для перепуска пара, представлена на рисунке 1.4.
Особенности численного моделирования течения водяного пара при его сверхкритических параметрах
Расчет коэффициентов теплоотдачи в диафрагменных уплотнениях может быть выполнен по рекомендациям, представленным в [32, 33, 35]. Для турбулентного режима течения, характерного для паровых турбин:
Результаты расчетно-экспериментального исследования вариантов охлаждения РСД турбины К-300-240 ЛМЗ в несопряженной постановке представлены в [12]. Расчетное исследование проводилось путем составления балансов массы и теплоты в районе первых трех ступеней. ЦСД. Методика расчета основывалась на подходе, предложенном в [35]. Исходя из требований надежности температура охлаждающего пара, омывающего думмис и ротор в районе 2 ступени, задавалась равной 713 К (4400С). Здесь отмечается, что реактивность у корня 1 ступени должна быть такой, чтобы пар в режиме охлаждения, а также без него, шел бы через разгрузочное отверстие и из корневого зазора в камеру думмиса. Такое направление потоков пара желательно сохранять при износе уплотнений думмиса и корневых зазоров рабочих лопаток.
Анализ режима прогрева турбоустановки К-300-240 при пусках из различного температурного состояния приведен в [43]. Показано, что после толчка турбины на частичных оборотах на поверхности РСД возникают растягивающие напряжения, достигающие 60 – 70 МПа, которые в процессе выдержки снижаются. После выхода на холостой ход и в начале нагружения термические напряжения в РСД превышают предельно допустимые.
Переход на суперсверхкритические параметры с высокой (на уровне 42 -45%) экономичностью выдвигает более жесткие требования на характеристики СППО. В [10] представлен эскизный проект паровой турбоустановки мощностью 350 МВт на параметры свежего пара 29,4 МПа (300 кгс/см2), 873 К (6000С) и температуру промежуточного перегрева 873 К (6000С). Роторы высокого и среднего давления предполагалось изготовить из стали марки 25Х1М1ФА. Чтобы использовать эту марку стали на суперсверхкритические параметры в проекте предусмотрено принудительное охлаждение высокотемпературных зон ротора и внутренних корпусов цилиндров. Считается, что цилиндр среднего давления -однопоточный, проточная часть первых семи ступеней реактивного типа, остальные – активного. Пар, охлаждающий ЦВД, отбирается из трубопровода свежего пара за регулирующим клапаном и поступает в теплообменник с параметрами 29,4 МПа (300 кгс/см2) и 873 К (6000С). Для охлаждения свежего пара в теплообменник подводится пар из трубопровода холодного промперегрева с параметрами 7,7 МПа, 663 К (3900С). На выходе из теплообменника параметры охлажденного пара, подаваемого далее в ЦВД, составляет 27,4 МПа, 753 К (4800С), а параметры пара, подаваемого на охлаждение ЦСД 6,95 МПа, 781 К (5080С).
Обоснование разработанных конструктивных решений проводится на основании расчета системы охлаждения и напряженного состояния охлаждаемых узлов, а также расчет потерь обусловленных введением охлаждения. Вариантными расчетами потокораспределения (давления) горячий пар из проточной части не должен проникать в систему охлаждения, а утечки охлаждающего пара в проточную часть и концевые лабиринтные уплотнения должны быть минимальными.
Результаты расчета температурного поля в стационарном режиме, соответствующему номинальному, показывают, что температура металла ротора не превышает 778 К (5050С) в районе третьей ступени при температуре на поверхности рабочей лопатки первой ступени 851 К (5780С). Одновременно наблюдаются значительные радиальные перепады температур в районе первого лабиринтного уплотнения – около 50 К и по думмису – около 100 К. Интенсивность напряжений на расточке ротора под думмисом составило 230 МПа.
Однако последние исследования [44-46] показывают, что такой несопряженный подход к моделированию теплообмена не всегда справедлив. Для высокотемпературных участков ротора, особенно в случае применения систем принудительного парового охлаждения, требуются современный сопряженный подход к моделированию теплофизических процессов, включая методы CFD. 1.4.3. Сопряженная постановка моделирования теплообмена на неизотермических поверхностях
Принципиальным моментом формулировки задач теплопереноса является правильное задание условий взаимодействия между вращающейся твердой стенкой диска и потоком пара. В частности, в качестве меры связанности процессов теплопереноса в твердом теле и окружающей среде является число
В существующих методах расчета [35] граничные условия для температуры задаются по обобщенным критериальными зависимостям, имеющим ограниченный диапазон применения:
Nu = A Re" Pf1 G/(t/tc)\. где: Nu = R/X - критерий Нуссельта, Re = Wc R/v - критерий Рейнольдса, Pr = via -критерий Прандтля, Gr = fiR3At/v2 - критерий Грасгофа; v - кинематическая вязкость омывающей среды; fi - коэффициент объемного расширения; А, п, т, к, I - коэффициенты, зависящие от геометрии и режима течения.
Задача теплообмена решается в несопряженной постановке, т.е. не учитывается взаимное влияние переноса тепла в твердом теле и в окружающем его теплоносителе, что согласно [35] справедливо только при малых числах Брюна (Вг«1). Предварительные оценки показывают, что для исследуемой системы ротора ЦСД мощной паровой турбины Вг 100.
Важность сопряженного рассмотрения газодинамики и теплообмена показана в работах [49-63]. В монографии [49] рассматривалась стационарная задача конвективного теплообмена при обтекании плоской пластины. С помощью метода интегральных преобразований получены аналитические выражения для распределений температур в твердом теле и пограничном слое, а также для плотности теплового потока к поверхности. В работе [56] предложено развитие метода Кутателадзе-Леонтьева применительно к решению сопряженных задач теплообмена.
Исследование [50] посвящено учету взаимосвязи между плотностью теплового потока и температурными напорами на неизотермических поверхностях раздела сред. Авторами работы [57, 58] рассматривается нестационарный сопряженный теплообмен при обтекании осесимметричных тел вращения различной формы. Последующие исследования [59] посвящены решению задачи о прогреве конуса со сферическим затуплением при обтекании сверхзвуковым потоком воздуха и изучению влияния неизотермичности обтекаемой поверхности на тепловые потоки к телу в турбулентном пограничном слое. Необходимо отметить, что в работе [61] показано, что сильная деформация профилей температуры на участке неизотермичности может приводить к изменению знака теплового потока.
Таким образом, в настоящее время к проблемам сопряженного теплообмена проявляется большой интерес, как в работах отечественных, так и зарубежных исследователей.
Выбор подхода к методу решения задачи определятся несколькими факторами, к которым, в частности, относится принимаемая математическая модель, отражающая физические и конструктивные особенности объекта исследования. На блок-схеме (рисунок 1.16) представлены возможные сценарии по выбору математической модели, наиболее общей из которых представляется трехмерное численное моделирование в сопряженной постановке.
Решение задачи в сопряженной постановке, когда совместно решаются уравнения конвективного теплообмена для парового потока и теплопроводности для ротора и дисков, подразумевает введение на границе сопряжения равенства температур и тепловых потоков (граничные условия четвертого рода) [64].
Современные коммерческие коды CFD позволяют реализовать сопряженный подход с помощью правильно подобранной топологии расчетной сетки и установки специальных опций внутри пакета, в частности, пакета Ansys Fluent [65].
Численное моделирование теплового состояния дисков и роторов паровых турбин в осесимметричной постановке
Переход на сверхкритические параметры пара сопровождается введением принудительного охлаждения наиболее горячих и напряженных деталей проточных частей паровых турбин. Организация охлаждения наиболее горячих участков роторов высокого и среднего давления (РВД и РСД) позволяет продлить ресурс и повысить надежность работы паровой турбины. Одним из примеров является паровая турбина К-660-247 (рисунок 3.7), спроектированная на повышенные параметры (температура пара после промперегрева 838 К (565С)).
Машинный зал турбины К-660-247 [92] 1 – ЦВД, 2 – ЦСД, 3 – трубопроводы подвода представлена схема двухпоточного цилиндра среднего давления (ЦСД) паротурбинной установки в районе первых двух ступеней с проточными частями правого и левого потока, с применением СППО, разработанной ОАО «НПО ЦКТИ». Рисунок 3.8 - Схема двухпоточного ЦСД с применением СППО:
Охлаждающий пар, представляющий собой смесь пара холодного промперегрева (ХПП) и горячего промперегрева (ГПП), подводится в конструкцию через трубопровод (1), омывает ротор (2) и направляющее кольцо (3) центральной части ЦСД, а затем через зазоры между кольцом и первыми дисками рабочих ступеней возвращается в проточную часть турбины, охлаждая по ходу торцевые поверхности кольца и первых дисков. Дополнительно к диафрагмам вторых ступеней ЦСД подводится пар ХПП, который проходит через направляющие лопатки (4) и ряд отверстий, расположенных в теле диафрагмы (5).
Рассматриваются два варианта работы системы охлаждения (рисунок 3.8): в варианте № 1 подача охлаждающего пара осуществляется через трубопровод (1), в варианте № 2 для охлаждения дополнительно используются струи пара, поступающие через каналы, расположенные в теле диафрагмы второй ступени (5). Таким образом, проточная часть СППО турбины содержит участки с трехмерным характером течения, однако среди них можно выделить такие участки, которые либо периодически повторяемы, либо - симметричны относительно выделенных плоскостей. Традиционно проектирование и доводка СППО выполнялось без применения современных методов газодинамических и тепловых расчетов. Это обуславливало повышенный объем испытаний, из-за чего увеличивались сроки и стоимость опытно-конструкторских работ. Одномерные математические модели теплового баланса, изложенные в руководящих технических материалах [35], не дают информации о локальных скоростях и температурах охлаждающего пара и температуры металла ротора, дисков и других элементов проточной части.
Для расчета теплового состояния ротора разработчиком системы охлаждения использовалась несопряженная постановка задачи: - расчеты коэффициентов теплоотдачи проводились по [35], - гидравлический расчет был получен в итоге расчета протечек через систему: диафрагменное уплотнение - разгрузочные отверстия - корневой зазор с применением необходимых для расчета эмпирических коэффициентов.
На основе этого расчета были заданы граничные условия для расчета температурного поля центральной части ротора и направляющего кольца статора ЦСД. 3.2.2. Расчет теплового состояния на основе критериальных соотношений для теплообмена (несопряженная постановка)
Основные положения методики расчетного исследования гидравлики, температурного и напряженного состояния узлов паровой турбины в несопряженной постановке изложены в [35].
Исходными данными для расчета теплового состояния ротора цилиндра среднего давления являются результаты расчета проточной части турбины. Параметры пара на входе в ЦСД 4,4 МПа и 838 К (565С). В таблице 3.3 приведены параметры пара в проточной части турбины для одного потока ЦСД для первых четырех ступеней. В таблице 3.4 приведены расходы пара через протечки в зазорах между статором и ротором. Значения параметра закрутки
В рассматриваемой конструкции СППО в качестве источника “холодного” пара используется пар из выхлопа ЦВД имеющий температуру холодного промперегрева (ХПП). Для формирования потока охлаждающего пара нужных параметров к “холодному” пару по оси паровпуска подмешивается пар из коллектора паровпуска ЦСД, имеющий практически температуру горячего промперегрева (ГПП). Таким образом, в режиме охлаждения № 1 через
Результаты расчетов, анализ трехмерного течения и теплового состояния элементов проточной части паровой турбины
Выбор подхода к методу решения задачи определятся рядом факторов, к числу которых, в частности, относится принимаемая математическая модель, отражающая физические и конструктивные особенности объекта исследования. На блок-схеме (рисунок 1.15) представлены возможные сценарии по выбору математической модели, наиболее общей из которых представляется трехмерное численное моделирование в сопряженной постановке.
Как было показано в главе 3, при использовании методики, изложенной в [35] расчет теплового состояния ротора и дисков паровых турбин опирается на использование несопряженной осесимметричной постановки, справочных данных по гидравлическим сопротивлениям и критериальных зависимостей для определения коэффициента теплоотдачи. При этом участок ротора под диафрагменными уплотнениями рассматривается в упрощенном виде и не учитывается изменение температуры омывающего пара на данном участке, влияние разгрузочных отверстий в дисках и т.д.
В диссертации ставится задача по разработке трехмерного подхода к расчету теплового состояния высокотемпературных элементов проточной части паровой турбины при наличии СППО с учетом сопряженности газодинамических и тепловых процессов.
Аналогично подходу, принятому в работе [34], в нашем примере для вариантов №1 и № 2 (с дополнительным струйным обдувом) задаются вращательное число Рейнольдса Re r =corд/v= 3.9 107, число Рейнольдса для области паровпуска Re., = 2G1 /nuD = 1.3-104, где г - радиус диска, D средний диаметр кольцевого зазора между ротором и статором, G, - массовый расход охлаждающего пара,. Для варианта №2 третьим режимным параметром является число Рейнольдса для струй (определяем как для кольцевой щели) Re-0 =2G0/7ruDф = 2.0 104, где Dф- средний диаметр кольцевой щели, G 112 массовый расход пара через одну форсунку, ju,v- динамическая и кинематическая вязкости пара при температуре перегретого пара t =565С. Число Брюна Br0 г для условий вращения в ограниченном пространстве (с X b учетом рекомендаций [35]) принимается в виде Вг =п Рг в Re075=108, ст д где b - толщина диска, Лп, Яст -теплопроводность пара и металла поверхности дисков (ротора), Рг - число Прандтля пара. Результаты трехмерного расчета показывают, что усложнение конструкции СППО за счет дискретного подвода струй пара через форсунки при Re- 2 = 4.0 104 приводит к искривлению в окружном направлении изотерм на поверхности диафрагмы второй ступени (рисунок 4.5).
Цветовая картина температурного поля на поверхности диафрагмы отчетливо показывают зоны повышенной окружной неравномерности (3D -эффекты) (рисунок 4.5б.) при включении струйного обдува.
Однако охлаждающий пар из отверстия не приобретает свойства струи, способной прямо взаимодействовать с поверхностью диска. В рассматриваемой задаче с применением струйного охлаждения с параметром вдува m = 0,12 наблюдается эффект прилипания струи (рисунок 4.5б), что соответствует карте режимов (рисунок 4.6) [93, 94].
В качестве второй зоны, где проявляются трехмерные эффекты, является район разгрузочного отверстия второго диска (рисунки 4.7-4.8). Здесь трехмерные эффекты проявляются слабее - максимальная величина окружной неравномерности не превышает 12оС. Такое небольшое искривление изотерм можно объяснить тем, что вращение ротора и дисков со скоростью n1= 3000 об/мин интенсифицирует процесс турбулентного перемешивания в проточной части и способствует снижению окружной неравномерности температуры.
Выполненные расчеты демонстрируют наличие в проточной части СППО трехмерных эффектов. Таким образом, переход к осесимметричной модели в районе выхода пара из каналов и разгрузочных отверстий представляется крайне проблематичным.
Анализ различных подходов к моделированию теплового состояния вращающихся элементов в проточных частях паровых турбин
Сравнение результатов расчета, полученных при использовании различных подходов, показывает, что для первого варианта (без применения струйного обдува) разница подходов дает практически одинаковые значения температуры ротора (разница не превышает 4 - 5оС) (рисунок 4.9 а).
Добавление в конструкцию СППО дискретно расположенных струй вносит заметное различие в распределение температуры, рассчитанных по осесимметричному несопряженному подходу [35], осесимметричной сопряженной и трехмерной модели (рисунок 4.9 б).
На рис. 4.10 показано отличие в распределении температуры по толщине диска при использовании различных подходов.
Сравнение результатов расчета, полученных при использовании различных подходов, показывает, что для первого варианта (без применения струйного обдува) разница подходов дает практически одинаковые значения температуры ротора (разница не превышает 4 - 5оС) (рисунок 4.9 а), что указывает на возможность применения осесимметричной модели [35] при расчете теплового состояния ротора при подаче охладителя только через центральный паровпуск. В случае оценки теплового состояния для дисков методика [35] дает завышенный температурный перепад по толщине и значения температуры на поверхности, отличные от результатов сопряженной постановки.
Добавление в конструкцию СППО дискретно расположенных струй вносит заметное различие в распределение температуры, рассчитанных по осесимметричному несопряженному подходу, осесимметричной сопряженной и трехмерной модели (рисунок 4.9 б).
