Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Обзор конструкций входных устройств мощных паровых турбин 6
1.1 Современная структура электроэнергетики 6
1.2 Входные устройства современных паровых турбин
1.2.1 Паровые турбины концерна Alstom 9
1.2.2 Паровые турбины концерна Siemens 14
1.2.3 Паровые турбины концерна Doosan Skoda Power 18
1.2.4 Паровые турбины Турбоатом 22
1.2.5 Паровые турбины концерна Силовые Машины 25
1.2.6 Сопоставление по обзору 30
1.2.7 Подвод пара к турбоустановке на АЭС с ВВЭР 31
1.3 Постановка задачи исследования 33
Глава 2 Тестирование CFD пакета FlowSimulation 35
2.1 Объект экспериментального исследования 35
2.2 Экспериментальная установка 36
2.3 Обработка данных экспериментального исследования 38
2.4 Численное моделирование
2.4.1 Расчетная модель 43
2.4.2 Обработка данных численного моделирования 44
2.5 Анализ результатов экспериментального исследования и численного моделирования 46
2.5.1 Моделирование процессов течения в плоской решетке 49
2.6 Итоги тестирования CFD пакета FlowSimulation 51
Глава 3 Исследование конструкций входных устройств исходного варианта и варианта 1 52
3.1 Входное устройство исходного варианта 52
3.1.1 Расчетная модель 54
3.1.2 Контрольные сечения и характеристики потока 55
3.1.3 Параметры расчетного исследования 57
3.1.4 Результаты численного моделирования
3.1.4.1 Структура потока в сборном коллекторе и «улитках» 59
3.1.4.2 Структура потока в области ИНР 60
3.1.4.3 Аэродинамические характеристики входного устройства 68
3.2 Входное устройство варианта 1 з
3.2.1 Расчетная модель и параметры расчетного исследования 71
3.2.2 Результаты численного моделирования
3.2.2.1 Структура потока в сборном коллекторе и «улитках» 73
3.2.2.2 Структура потока в области ИНР 74
3.2.2.3 Аэродинамические характеристики входного устройства 75
Глава 4 Исследование конструкций входных устройств варианта 2 и варианта 3 77
4.1 Входное устройство варианта 2 77
4.1.1 Расчетная модель и параметры расчетного исследования 79
4.1.2 Результаты численного моделирования
4.1.2.1 Структура потока во входном устройстве 81
4.1.2.2 Структура потока в области ИНР 82
4.1.2.3 Аэродинамические характеристики входного устройства 90
4.2 Входное устройство варианта 3 92
4.2.1 Расчетная модель и параметры расчетного исследования 94
4.2.2 Результаты численного моделирования
4.2.2.1 Структура потока в пароподводящих камерах 96
4.2.2.2 Структура потока в области ИНР 97
4.2.2.3 Аэродинамические характеристики входного устройства 105
4.3 Исследование ИНР в равномерном потоке 107
4.3.1 Расчетная модель и параметры расчетного исследования 107
4.3.2 Результаты численного моделирования 109
Глава 5 Сопоставление исследованных конструкций входных устройств 111
Заключение 116
Список сокращений 118
Список литературы 120
- Паровые турбины концерна Alstom
- Обработка данных экспериментального исследования
- Контрольные сечения и характеристики потока
- Аэродинамические характеристики входного устройства
Введение к работе
Актуальность темы исследования
Повышение экономичности паротурбинных установок (ПТУ) крупных тепловых (ТЭС) и атомных (АЭС) электростанций, возможно осуществить за счет аэродинамического совершенствования не только проточной части турбины, но также и входных устройств ее цилиндров. Входные устройства применяются для подвода пара к цилиндрам турбины и являются их необходимой частью. Если
принять потери давления в паровпуске по рекомендациям(*) АP0 = 0,04 P0, где P0 -
давление свежего пара, то по приближенной оценке за счет совершенствования входного устройства ЦВД для турбины типа К-1000-60/3000 можно ожидать повышения внутреннего относительного КПД ЦВД на величину до 0,4%.
Развитие вычислительной гидродинамики позволяет частично заменить экспериментальные исследования по аэродинамическому совершенствованию турбомашин численным моделированием. В настоящее время численное моделирование оценивается, как наиболее выгодный способ получения данных о протекающих физических процессах. При этом, в связи со сложностью реальных исследуемых процессов, все большее значение приобретает выбор соответствующей модели турбулентности и тестирование результатов численного моделирования. Оптимальным методом исследования является сочетание экспериментального исследования и численного моделирования в CFD пакетах.
Настоящая работа посвящена решению актуальной задачи повышения КПД мощных паровых турбин АЭС путем аэродинамического совершенствования входных устройств ЦВД на основе численного моделирования.
Цель работы - на основе численного моделирования определить аэродинамические характеристики применяемых конструкций входных устройств с целью их сравнения и обоснования выбора варианта входного устройства с наименьшими потерями кинетической энергии (КЭ) и минимальной степенью неравномерности потока перед направляющим аппаратом (НА), что при прочих равных условиях равноценно повышению вибрационной надежности рабочих лопаток (РЛ) и повышению КПД турбины.
(*)Трояновский Б.М, Филиппов Г.А, Булкин А.Е. Паровые и газовые турбины атомных электростанций: учеб. пособие для вузов. - М: Энергоатомиздат, 1985.
4 Для достижения указанной цели поставлены и решены следующие задачи:
Выполнить сравнительный обзор конструкций входных устройств для ознакомления с применяемыми способами подвода рабочего тела к турбине;
Обосновать применимость CFD пакета FlowSimulation путем сравнения данных о процессах течения в модельном элементе натурного входного устройства, полученных на основе проведенного экспериментального исследования и численного моделирования;
На основе численного моделирования и изучения структур потока исследовать различные конструкции входных устройств турбоустановки для определения их аэродинамических характеристик и сравнения их эффективности;
Определить наиболее технологичный вариант входного устройства с наименьшими потерями кинетической энергии и минимальной неравномерностью потока перед НА.
Научная новизна заключается в следующем:
Выполнено тестирование имитационных способностей применяемого CFD пакета на основе данных проведенного экспериментального исследования;
Представлены данные о структуре потока, характерной для двух вариантов входных устройств с подводом к нижней части ЦВД и двух вариантов входных устройств с подводом к нижней и верхней части ЦВД;
Приведены количественные оценки аэродинамических характеристик четырех конструкций входных устройств ЦВД турбоустановки;
Предложена конструкция входного устройства с улучшенными аэродинамическими характеристиками.
Практическая значимость работы. Примененные методы исследования и полученные данные о структуре потока и аэродинамических характеристиках входных устройств могут быть использованы с целью совершенствования при проектировании трактов подвода и входных устройств паровых турбин.
Методы исследования. Трехмерное твердотельное моделирование входных устройств осуществлялось в системе SolidWorks. Численное моделирование процессов течения выполнено в трехмерном CFD пакете FlowSimulation, являющимся дополнительным модулем SolidWorks.
На защиту выносятся:
Результаты экспериментального исследования модели сборного коллектора входного устройства;
Доказательства возможности применения методов вычислительной газовой динамики (FlowSimulation) для изучения структуры потока во входном устройстве ЦВ Д мощных паровых турбин АЭС;
Результаты исследования структуры потока (распределения давлений, скорости и углов потока перед и за НА) во входных устройствах ЦВ Д турбоустановок при различных способах подвода рабочего тела;
Результаты исследования по определению аэродинамических характеристик (потерь КЭ, окружной степени неравномерности) четырех конструкций входных устройств ЦВ Д турбоустановки;
Конструкция входного устройства варианта 3 с улучшенными аэродинамическими характеристиками.
Достоверность результатов обеспечивается применением системы трехмерного моделирования SolidWorks, имеющей широкий и положительный опыт использования в конструкторской практике. Сопоставление результатов численного моделирования во FlowSimulation с результатами экспериментальных исследований выявили достаточную для практического применения точность оценок полей физических параметров потока и его аэродинамических характеристик.
Апробация результатов. Основные результаты диссертации докладывались и обсуждались: Научно-практическая конференция с международным участием «Неделя науки СПбПУ», 2-7 декабря 2013 года, по результатам конференции получен диплом второй степени за высокие достижения в научно-исследовательской работе; Научно-техническая конференция молодых ученых и специалистов атомной отрасли «КОМАНДА-2015», 8-11 июня 2015 года.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 4 работы, из них 2 научных статьи в журналах из перечня ВАК.
Объем и структура работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения и списка литературы. Работа изложена на 126 страницах текста, включая 108 рисунков и 5 таблиц, список литературы из 89 наименований.
Паровые турбины концерна Alstom
Приведенная на рисунке 1.1.1 структура свидетельствует о том, что основная часть электроэнергии в энергосистемах России и мира в настоящее время вырабатывается на ТЭС и АЭС, а доля электроэнергии производимой с использованием ВИЭ достаточно мала. Доминирующее положение ТЭС и АЭС в роли основных поставщиков электроэнергии и наличие развитой инфраструктуры для их функционирования, позволяет сделать предположение, что подавляющая часть электроэнергии, в ближайшей перспективе, по-прежнему будет вырабатываться на ТЭС и АЭС. Это свидетельствует об актуальности повышения КПД вводимых в эксплуатацию крупных ПТ.
В последние двадцать лет активно развивается использование ВИЭ. Предпосылками к использованию ВИЭ являются ухудшающаяся экологическая обстановка и желание снизить затраты на производство электроэнергии. Считается, что основной вклад в так называемое глобальное потепление вносят именно ТЭС и АЭС, поскольку с этих станций осуществляется значительный выброс CO2 и H2O в атмосферу. Так же к основным негативным факторам, влияющим на экологию, можно отнести выбросы с ТЭС мелкодисперсных взвешенных частиц, SO2 и NOx, а также наличие золоотвалов и хранилищ отработанного ядерного топлива [16, 44].
Наибольшее промышленное применение получили: электростанции на основе биомасс, гелиоэнергетика, ветровая энергетика, а также геотермальная энергия. Относительно малое развитие ВИЭ в России связано с наличием в нашей стране больших запасов топлива (газ, уголь, нефть, урановая руда) для ТЭС и АЭС.
Электростанции работающие на биомассе используют в качестве топлива, в основном, отходы деревообрабатывающей промышленности. Наиболее крупными станциями являются: «Teesdies», Великобритания, 295 МВт; «Alholmens», Финляндии, 240 МВт. В России можно отметить мини-ТЭЦ «Белый ручей» в Вологодской области, 6 МВт.
Гелиоэнергетика в качестве источника тепла использует энергию солнца. Наиболее крупными станциями являются: «Ivanpah Solar Electric Generating System» – станция башенного типа, США, 392 МВт; «Agua Caliente» – фотоэлектрическая станция, США, 250 МВт; «Перово» – фотоэлектрическая станция, Россия, 105 МВт.
Ветровая энергетика использует кинетическую энергию набегающего потока ветра. Наиболее крупными станциями являются: London Array – шельфовая станция, 630 МВт; San Gorgonio Pass Wind Farm – наземная станция, 615 МВт. В России можно отметить «Зеленоградскую ВЭУ» (ветроэнергоустановку) – наземного типа 5.1 МВт.
Геотермальная электростанция использует в качестве источника тепла тепловую энергию подземных источников. В России такие источники расположены в районе Камчатки и Сахалина: Мутновская ГеоТЭС мощностью 50 МВт, Паужетская ГеоТЭС мощностью 14.5 МВт [46]. Основной проблемой на пути более широкого применения ВИЭ является зачастую более высокая стоимость произведенной электроэнергии по сравнению с ТЭС, АЭС. Существуют и другие сложности при использовании ВИЭ. Промышленные фотоэлементы имеют довольно низкий КПД 7-15%. КПД ветровой энергетики существенно выше 45%, однако считается, что цена электроэнергии, полученная таким способом, становится сопоставимой по стоимости с энергией, полученной на АЭС, при скорости ветра более 32 км/ч. При использовании геотермальных станций возникают сложности с возвратом отработанной воды в подземный водоносный горизонт. Так же стоит упомянуть о непостоянстве режимов работы электростанций использующих ВИЭ. Скорость ветра, мощность светового потока меняются в течение суток, в то время как частота сети должна оставаться неизменной [44, 23, 30].
Стоит отметить, что для электростанций использующих ВИЭ, (биомасса, солнечная, геотермальная энергия), а в перспективе и термоядерный синтез, для привода электрогенератора требуется ПТ, это дополнительно подчеркивает актуальность повышения экономичности вводимых в эксплуатацию турбоустановок.
С целью ознакомления с существующими способами подвода рабочего тела к цилиндрам турбоустановки проведен сравнительный обзор конструкций современных мощных ПТ для АЭС и ТЭС различных фирм производителей.
Мощные ПТ для ТЭС, а также влажно-паровые турбины для АЭС в настоящее время конструируют и производят на весьма ограниченном числе заводов по всему миру.
Несколько производителей атомных турбин, британский GEC (AEI и English Electric), французские SACM (Reteau и Alsacienne de Construction Mecanique) и CEM (Campaignie Electromecanique), а так же немецкая фирма MAN – объединились и создали GEC Alstom. В свою очередь GEC Alstom объединился с ABB Kraftwerke AG (объединение германо-швецарской фирмы Brown Boveri и Escher-Wiss и шведской Stal-Laval). В результате слияния был создан международный концерн ABB-Alstom, в настоящее время именуемый Alstom.
Другой крупный интернациональный концерн был создан после поглощения немецкой фирмой Kraftwerke Union AG (Siemens/KWU) британской компании NEI Parsons и немецкой AEG, с последующим объединением с Westinghouse. В настоящее время этот крупный концерн называется Siemens Power Generation (Siemens PG), включая в себя американское дочернее предприятие Siemens Westinghouse Power Corporation (SWPC). В число других производителей крупных ПТ для ТЭС, АЭС входят: General Electric в США; Трио японских производителей – Hitachi, Mitsubishi Heavy Industries (MHI) и Toshiba; Турбоатом (ХТГЗ) в Украине; Ленинградский Металлический Завод (ЛМЗ), в составе крупного концерна Силовые Машины в России; Doosan Skoda Power, (создано после поглощения южнокорейской Doosan Heavy Industries&Construction Co. чешской Skoda Energo (Skoda)).
Совместно эти компании обеспечивают почти весь мировой рынок ПТ для АЭС.
В дополнении к упомянутым компаниям следует упомянуть, Ansaldo Energia в Италии; Baharat Heavy Electricals (BHEL) в Индии; Dongfang Steam Turbine Works и Shanghai Steam Turbine Co., Ltd в Китае. В России можно выделить еще два завода производящие ПТ меньшей мощности: Калужский Турбинный Завод (КТЗ) входящий в концерн Силовые Машины, Уральский турбинный Завод (УТЗ) ранее называвшийся ТМЗ [83].
Обработка данных экспериментального исследования
В качестве основных аэродинамических характеристик в данной работе приняты: коэффициент потерь КЭ С и степень неравномерности потока . При обработке экспериментальных данных и данных численного моделирования использовались следующие формулы: Сп = ЕК0-ЕКП , где Е п - средняя по площади КЭ потока в сечении сборного Ек0 коллектора, Ек0 - средняя КЭ потока в сечении -90; кп = п , где сmax , Сmin с п п п максимальное и минимальное значение скорости в сечении, с - средняя скорость в сечении.
Для численного моделирования в данной работы выбран CFD пакет FlowSimulation. В этом пакете движение рабочего тела моделируется с помощью уравнений Навье-Стокса, описывающих в нестационарной постановке законы сохранения массы, импульса и энергии этой среды. Кроме того используются уравнения состояния, а также эмпирические зависимости вязкости и теплопроводности от температуры. Для замыкания системы уравнений Навье-Стокса используется уравнение переноса кинетической энергии турбулентности и ее диссипации в рамках k- модели турбулентности в модификации Лэма-Бремхорста с возможностью учета ламинарно-турбулентного перехода [76].
Для расчета течений в пристеночной области применяется теория пограничного слоя [69]. Разрешение пограничного слоя осуществляется при помощи пристеночных функций, для описания турбулентного пограничного слоя используется универсальный профиль Ван-Дриста [77].
При численном моделировании рассматриваемым физическим процессам ставится в соответствие математическая модель, описывающая эти процессы.
Для привязки математической модели к конкретной физической задаче, задаются начальные и граничные условия. Для нахождения искомого численного решения задачи математическая модель дискретизируется по пространству и времени [87].
Дискретизации по пространству осуществляется путем покрытия расчетной сеткой всей расчетной области. Во FlowSimulation применяется метод конечных объемов. Значения физических переменных определяются в центрах ячеек, на гранях ячеек рассчитываются потоки массы, импульса и энергии. Сеткопостроитель позволяет минимизировать ошибки при разрешении геометрических особенностей, а также при вычислении площадей и объемов. Расчетная сетка FlowSimulation является структурированной, прямоугольной, с ячейками в форме параллелепипедов. Грани ячеек параллельны плоскостям глобальной системы координат расчетной модели [72].
Дискретизации по времени осуществляется в зависимости от типа решаемой задачи в автоматическом режиме. В случае решения нестационарной задачи, для каждой ячейки расчетной сетки определяется максимально допустимый шаг по времени, затем определяется минимальный из определенных временных шагов и с ним производится расчет. Для стационарной задачи расчет идет с индивидуальным расчетным шагом для каждой ячейки [63].
Расчетная модель геометрически подобна проточной части экспериментального стенда. В качестве входного граничного условия задавалось полное давление, значение которого выбиралось таким образом, чтобы обеспечить равенство статических давлений в уравнительной камере при экспериментальном исследовании и численном моделировании. Выходное граничное условие задавалось на выходе из сборного коллектора и соответствовало атмосферному давлению. На рисунке 2.4.1 изображены: расчетная модель с граничными условиями и зависимость расхода от густоты расчетной сетки при численном моделировании. Расчетное исследование проводилось для случая нестационарной задачи и проверялось на достижение сеточной сходимости на трех сетках различной густоты: 6,5105, 2106, 3,5106 ячеек. В качестве целевого параметра для определения сеточной сходимости использовался расход осредненый по времени.
Представленная на рисунке 2.4.1 (б) зависимость расхода от густоты расчетной сетки, свидетельствует о том, что при увеличении числа ячеек от 6.5105 до 2106 штук наблюдается рост значения расхода на 2%. Дальнейшее сгущении сетки от 2106 до 3.5106 ячеек приводит к увеличению значения расхода всего на 1.3%. Это свидетельствует о практически достигнутой сеточной сходимости решения. Дальнейшее сгущение не привело бы к существенному уточнению результатов.
В связи с ограниченностью компьютерных ресурсов моделирование на более густых сетках не проводилось. Для расчетов использовался ПК с процессором Intel i7-720QM (1,6-2,8 ГГц) и 8 ГБ оперативной памяти. Итоговые результаты получены на сетке из 3,5106 ячеек с временным шагом 0,01 секунды, этот расчет занял порядка 75 часов процессорного времени.
Расчетные данные из FlowSimulation анализировались в тех же контрольных сечениях, что и в экспериментальном исследовании. В качестве данных численного моделирования использовались: осевая составляющая скорости, плотность, статическое давление, полное давление, динамическая вязкость. Обработка данных численного моделирования осуществлялась в среде MathCAD, аналогично обработке данных эксперимента. Результаты численного моделирования подтвердили нестационарный характер исследуемого течения, обнаруженный в эксперименте. В связи с этим, результаты численного моделирования осреднялись по времени с 3 по 4 секунды, с шагом 0,1 секунды. Под данными численного моделирования далее подразумеваются осредненные по времени параметры. Для визуализации обнаруженной нестационарности течения, на рисунке 2.4.2 представлены мгновенные поля скоростей в контрольных сечениях с 3 по 3.5 секунды расчетного времени.
Наиболее интенсивно нестационарность течения проявлялась в области входа потоков в сборный коллектор, в сечениях 30 и 100. В сечении 280 нестационарность проявлялась слабее, а к сечению 863 поток можно считать полностью установившимся.
Контрольные сечения и характеристики потока
Несовпадение значений расходов в сечениях 2-2 и 3-3 межлопаточных объемов, таблица 2, обуславливается наличием расстояния между сечениями и кромками лопатки ИНР. Сечения 2-2, 3-3 расположены в 15 мм от входной и выходной кромок лопатки соответственно (рис. 3.1.5 (в)). Наличие этого расстояния позволяет потоку перетекать между соседними межлопаточными объемами.
Распределения давлений и интегрального коэффициента потерь КЭ в исходном входном устройстве, показаны на рисунках 3.1.17 (а), (б). Контрольные сечения исходного варианта входного устройства представлены на рисунке 3.1.3 (в).
Распределения давлений (а) и интегральный коэффициента потерь КЭ (б) В исходном варианте входного устройства интегральные коэффициенты потерь КЭ составляют: во входном устройстве - 0.2=0,26, в сборном коллекторе - w=0,032, в области «улиток» - І7-2=0,228, в ИНР - «=0,242. Локальные коэффициенты потерь КЭ составляют: в сборном коллекторе - -7=0,097, в области «улиток» - 2=0,237, в ИНР - -5=0,308.
Значения углов а, на входе в ИНР, находятся в диапазоне а2_290130, достигая максимальных значений в области горизонтального разъема, см. межлопаточный объем «c» таблица 2. Диапазон значений углов у, на входе в ИНР, составляет у2-2-29. На выходе из ИНР, в контрольном сечении 3-3, направление потока близко к осевому (таблица 2).
Степень окружной неравномерности потока на входе в ИНР составляет 2-2=0,282, на выходе из ИНР составляет 3-3=0,32. Применяемый способ подвода рабочего тела приводит к формированию значительных углов атаки и неравномерностей потока перед ИНР, что является источником повышенных потерь в НА. Основной причиной возникновения окружной и радиальной неравномерностей потока выступает вихревая область перед ИНР, расположенная ниже горизонтального разъема. Эта вихревая область распространяется через ИНР, что в совокупности с кромочными следами приводит к увеличению степени окружной неравномерности потока на выходе из ИНР. Высокая неравномерность потока в отсеке ЦВД может привести к возбуждению колебаний РЛ и снижению КПД цилиндра. 3.2 Входное устройство варианта 1
Для снижения уровней потерь КЭ и неравномерностей потока, обнаруженных в исходном варианте, предложена конструкция входного устройства варианта 1. Было предположено, что источником повышенных потерь КЭ в улитках выступает неравномерность после смешения потоков из четырех подводящих труб. Для снижения этой неравномерности был удлинен цилиндрический участок сборного коллектора до 2,5 м. В остальном конструкция входного устройства варианта 1 аналогична исходному варианту. Входное устройство варианта 1 и конструкция его внутренних полостей показана на рисунке 3.2.1.
Входное устройство варианта 1 состоит из трех основных частей: крышки внутреннего корпуса 1, нижней части внутреннего корпуса 2 и сборного коллектора 3 с удлиненным цилиндрическим участком (рис. 3.2.1). Рабочее тело от четырех подводящих труб 9 подается в сборный коллектор 8 с удлиненной цилиндрической частью. После смешения в цилиндрической части сборного коллектора пар направляется далее в «улитки» 7 внутреннего корпуса. В области перехода цилиндрической части в «улитки» выполнен разделитель потока 6. Пар из пространства «улиток», через кольцевой зазор поступает к НА 5. Разгрузочная камера 4 предназначена для снижения растягивающих напряжений в шпильках горизонтального разъема.
Расчетная модель представляет собой проточную часть входного устройства варианта 1 с соблюдением основных геометрических характеристик. На рисунке 3.2.2 изображена применяемая расчетная модель входного устройства варианта 1 с граничными условиями, а также внутренний объем проточной части расчетной модели и принятые контрольные сечения.
С целью экономии компьютерных ресурсов в расчетной модели варианта 1 моделировалась только цилиндрическая часть сборного коллектора (рис. 3.2.2 (а), (б)), сопротивление сборного коллектора принималось равным исходному варианту. Контрольные сечения варианта 1 аналогичны исходному варианту и представлены на рис. 3.2.2 (в). Параметры расчетного исследования, значения начальных и граничных условий, при моделировании входного устройства варианта 1, аналогичны исходному варианту, (см. пункт 3.1.3). Расположение граничных условий показано на рисунке 3.2.2 (а). В качестве входного граничного условия задавалось статическое давление, на входе в цилиндрическую часть. В качестве выходного граничного условия задавался расход рабочего тела, для каждого потока цилиндра.
Расчетное исследование проводилось для случая стационарной задачи и проверялось на достижение сеточной сходимости на четырех сетках различной густоты: 3,1105, 6,3105, 1,1106, 1,5106 ячеек. При подсчете числа элементов в расчетных сетках тельные ячейки не учитывались, поскольку теплообмен в стенке не рассматривался. Для определения достижения сеточной сходимости использовались целевые параметры аналогичные исходному варианту: pср, p ср . На рисунке 3.2.3 изображены зависимости параметров pср и p ср от числа элементов расчетной сетки. Рисунок 3.2.3 – Зависимости параметров pср и p ср от густоты расчетной сетки Представленная на рисунке 3.2.3 зависимость параметров pср и p ср от густоты расчетной сетки, свидетельствует о том, что при увеличении числа ячеек от 3,1105 до 6,3105 шт, и от 6,3105 до 1,1106 шт значения pср и p ср существенно изменяются. Дальнейшее сгущении сетки от 1,1106 до 1,5106 ячеек приводит к изменению значений параметров: pср1,4%, p ср1,1%. Это свидетельствует о практически достигнутой сеточной сходимости решения. Дальнейшее сгущение не привело бы к существенному уточнению результатов.
Аэродинамические характеристики входного устройства
Представленная на рисунке 4.3.2 зависимость параметров pср и p ср от густоты расчетной сетки, свидетельствует о том, что при увеличении числа ячеек от 1,7105 до 2,6105 шт значения p ср и p ср существенно изменяются. Дальнейшее сгущении сетки от 2,6105 до 5,4105 ячеек приводит к изменению значений параметров: pср0,4%, p ср 1,6%. Это свидетельствует о практически достигнутой сеточной сходимости решения. Дальнейшее сгущение не привело бы к существенному уточнению результатов.
В связи с ограниченностью компьютерных ресурсов моделирование на более густых сетках не проводилось. Для расчетов использовался ПК с процессором Intel i7-4700HQ (2,4-3,4 109 ГГц) и 12 ГБ оперативной памяти. Итоговые результаты получены на сетке из 5,4105 ячеек, во время расчета выполнено 200 итераций и затрачено порядка 5 часов процессорного времени.
Проведенное численное моделирование позволило изучить структуру потока характерную для ИНР при ее обтекании равномерным потоком. На рисунках 4.3.3 (а), (б), (в) представлены поля скоростей: перед ИНР – сечение 2-2, за ИНР – сечение 3-3, а также в продольном разрезе области ИНР – сечение А-А.
Поля скоростей, представленные на рисунках 4.3.3, демонстрируют отсутствие видимой окружной и радиальной неравномерности потока на входе и выходе из ИНР, сечения 2-2 и 3-3 соответственно.
Локальный коэффициент потерь КЭ в ИНР при ее обтекании равномерным потоком составил – 2-3=0,158, что на 49% меньше, чем для вариантов исходного и первого, и на 32% и 26% меньше чем для второго и третьего вариантов соответственно.
Степень окружной неравномерности потока на входе в ИНР, сечение 2-2, при обтекании равномерным потоком представляет собой потенциальную неравномерность от лопаток ИНР и составляет 2-2=0,03, что на 90% меньше, чем для вариантов исходного и первого, и на 80% меньше чем для второго и третьего вариантов. Это свидетельствует о том, что основной вклад в формирование окружной неравномерности потока перед ИНР, в исследованных конструкциях входных устройств, вносит неравномерность от входного устройства.
Для сравнения исследованных вариантов входных устройств воспользуемся интегральными характеристиками, представленными на рисунке 5.6.1 и в таблице 5.
Представленные характеристики свидетельствуют о том, что для исходного входного устройства и варианта 1 уровни интегральных коэффициентов потерь КЭ для области улиток Czi-2 составляют почти 90% от потерь во всем входном устройстве СЕО-2 и существенно выше потерь для потока при внезапном расширении в сборном коллекторе Czo-i- Главная составляющая потерь КЭ Сп-2 определяется вихревой структурой потока в области улиток.
При способе подвода рабочего тела к нижней части цилиндра (варианты исходный и 1), улитки обладают наибольшим сопротивлением, причем высокий уровень их сопротивления формируется практически независимо от входных условий перед улитками, об этом свидетельствует исследование варианта 1.
Распределения углов потока а и у по высоте контрольных межлопаточных объемов (рис. 3.1.5 (б)) в сечении 2-2, а также значения осредненных по расходу углов потока на входных и выходных поверхностях контрольных межлопаточных объемов, для исследованных конструкций входных устройств, представлены на рисунке 5.6.2 и в таблице 6. Осевому направлению соответствуют значения углов потока: а=90, у=0. Отклонение потока от осевого направления увеличивает потери КЭ в ИНР.
Входные устройства исходного варианта и варианта 1 приводят к формированию перед ИНР потока с углами натекания в наибольшей степени отличающимися от осевого направления. В области горизонтального разъема (объем «с») отмечается наибольшее отклонение от осевого направления, угол атаки достигает почти 40. На периферии межлопаточного объема «e» отмечается наличие вихревой области, обуславливающей высокие уровни неравномерности потока перед ИНР, а также увеличение степени неравномерности в выходном сечении ИНР. Эта вихревая область является причиной отрицательных значений углов потока (объем «e» рис. 5.6.2) распространяется через ИНР и частично сохраняется на значительном удалении от нее, это может привести к снижению вибрационной надежности РЛ. Неравномерность потока в контрольных сечениях 2-2, 3-3 для исследованных конструкциях входных устройств демонстрируют представленные на рисунке 5.6.3 распределения скоростей, осредненных по расходу на входных и выходных поверхностях межлопаточных объемов ИНР, в полярной системе координат. Чем ближе распределение к окружности, тем равномернее поток.
Входные устройства вариантов 2 и 3 приводят к формированию потока с почти в четыре раза меньшими максимальными углами атаки по сравнению с исходным вариантом. В сформировавшемся внутреннем потоке отсутствуют какие-либо существенные вихревые области и зоны отрывных течений, это обусловливает почти четырехкратное снижение сопротивление и двукратное уменьшение неравномерности потока перед ИНР в вариантах 2 и 3 по сравнению с исходным вариантом и вариантом 1.
В проведенных исследованиях ИНР выступает в роли индикатора потерь КЭ, под влиянием неравномерности потока, формирующейся после прохождения входного устройства. Для оценки влияния неравномерности потока на потери КЭ в ИНР, проведено численное исследование ее обтекания в равномерном потоке при безударном входе. На рисунке 5.6.4 представлены локальные коэффициенты потерь КЭ в ИНР (2-3) и степени окружной неравномерности на входе в ИНР ( 2-2).
Локальный коэффициент потерь КЭ в изолированной ИНР составил – 2-3=0,158, что на 49% меньше, чем для вариантов исходного и первого и на 32% и 26% меньше чем для второго и третьего вариантов соответственно. Большие потери в ИНР рассмотренных входных устройств обусловливаются влиянием неравномерной структуры потока и углами атаки перед ИНР, возникающими в потоке после входных устройств. Высокий уровень потерь изолированной ИНР объясняются её густотой и сравнительно толстым профилем лопаток: относительный шаг t/b0,3, относительная толщина профиля Mynk-3 c/b0,12.
В исследованных входных устройствах неравномерность потока на входе в ИНР формируется из-за воздействия на поток входного устройства и потенциальной неравномерности от лопаток ИНР. Окружная неравномерность потока на входе в изолированную ИНР, вызвана только потенциальной неравномерностью от воздействия лопаток ИНР и составляет 2-2=0,03, что на 90% меньше, чем для вариантов исходного и первого, и на 80% меньше чем для вариантов 2 и 3. Следовательно, основной вклад в формирование окружной неравномерности потока перед ИНР вносит входное устройство.
Уменьшение неравномерности потока перед ИНР в вариантах 2 и 3 приводит к снижению уровня потерь в ИНР приблизительно на 40% по сравнению с исходным вариантом подвода. С некоторым допущением этот вывод может быть использован при оценке влияния неравномерности потока перед НА первой ступени натурного отсека ЦВД.
Подвод рабочего тела к верхней и нижней части цилиндра (варианты 2 и 3), приводит к формированию более равномерной структуры потока с существенно меньшими потерями КЭ, по сравнению с подводом к нижней части цилиндра, что является предпочтительным с аэродинамической точки зрения.
Входное устройство варианта 3 технологичнее варианта 2, а аэродинамические характеристики этих конструкций сопоставимы. По проведенной оценке для турбины К-1000-60/3000, применение входного устройства варианта 3 позволит увеличить внутренний КПД ЦВД на 0,3%. С аэродинамической точки зрения вариант 3 более предпочтителен, однако его применение сопряжено с необходимостью изменения обвязки ЦВД и усложнением эксплуатации.