Содержание к диссертации
Введение
Глава I. Состояние вопроса 11
1.1. Краткая характеристика отечественных и зарубежных ГПА с газотурбинным приводом 11
1.2. Основные тенденции и проблемы развития ГПА с газотурбинным приводом 17
Глава 2. Основные принципы создания ГПА с авиа приводом 23
2.1. Применение блочно-контейнерного принципа при создании ГПА-Ц-6,3 23
2.2. Выбор и обоснование рациональной схемы нагнетателя 31
2.3. Совершенствование конструкции ГПА-Ц-6,3 36
Глава 3. Пути повышения экономичности газоперекачиваю щих агрегатов с авиаприводом 40
3.1. Особенности совершенствования ГПА с авиаприводом 40
3.2. Анализ влияния потерь в гидравлическом тракте выхлопной и всасывающей систем на эффективность ГПА 46
3.3. Исследование влияния к.п.д. нагнетателя на эффективность транспорта газа 57
3.4. Исследование влияния к.п.д. двигателя на эффективность транспорта газа 74
3.5. Повышение эффективности ГПА с авиаприводом путем утилизации тепла выхлопных газов 77
Глава 4. Экспериментальные исследования выхлопной системы ГПА с авиаприводом с целью её совершенствования 94
4.1. Методика экспериментальных исследований выхлопной системы 94
4.2. Экспериментальные исследования моделей выхлопной системы 101
4.3. Оценка погрешности измерений 125
Глава 5. Перспективы применения ГПА с авиаприводом 129
Основные результаты и выводы 134
Литература 136
- Основные тенденции и проблемы развития ГПА с газотурбинным приводом
- Выбор и обоснование рациональной схемы нагнетателя
- Анализ влияния потерь в гидравлическом тракте выхлопной и всасывающей систем на эффективность ГПА
- Экспериментальные исследования моделей выхлопной системы
Введение к работе
Решениями ХХУІ съезда КПСС принята программа форсированного развития газовой промышленности и намечено в 1985 году довести объем добычи газа до 640 млрд.куб.метров.
Особенность развития газовой промышленности состоит в том, что основные промышленные месторождения газа размещены в северных районах Западной Сибири, в труднодоступных,необжитых, болотистых местах. Весь прирост добычи газа в XI пятилетке обеспечивается за счет месторождений этого региона. Это повлекло за собой увеличение протяженности магистральных трубопроводов, увеличение количества компрессорных станций и, что очень важно, необходимость сооружения их в удаленных районах в условиях сурового климата в сжатые сроки и при наименьших капитальных вложениях.
В настоящее время на магистральных газопроводах нашей страны используются газоперекачивающие агрегаты трех типов: газотурбинные, электроприводные и поршневые (газомотокомпрессоры).
Наиболее широкое применение нашли ГПА с газотурбинным приводом, доля которых в общем парке машин растет из года в год и составила к концу десятой пятилетки 83 %. Они включают агрегаты с приводом стационарного типа и агрегаты с приводом авиационного типа.
Электроприводные ГПА отличаются высокой экономичностью, надежностью, требуют меньших капитальных затрат и хорошо поддаются автоматизации. Однако они используются в основном в районах с развитыми энергетическими системами, имеющими свободные резервы мощности. Их применение ограничивается также отсутствием в настоящее время электродвигателей большой единичной мощности, не
обходимых для газопроводов большого диаметра (1220,1420 мм), а также трудностью регулирования частоты вращения. Как показывает технико-экономический анализ, электроприводные ГПА конкурентоспособны по сравнению с газотурбинными при удалении КС от энергосистемы не более, чем на 250...300 км [i] .
Поршневые ГПА. обладают более высоким к.п.д. ,чем газотурбинные, и способны работать в широких пределах изменения давления перекачиваемого газа. Однако такие недостатки, как громоздкость, большая масса, отсутствие блочности и высокие капитальные и эксплуатационные затраты, а также сравнительно невысокая единичная мощность этих агрегатов ограничивают их использование для транспортирования газа по крупным магистральным газопроводам, оставляя для них область газопроводов малой и средней производительности, а также станций подземного хранения газа с обеспечением режима закачки при высоких рабочих давлениях.
По сравнению с электроприводными и поршневыми ГПА, агрегаты с газотурбинным приводом в наибольшей степени отвечают современным тенденциям в развитии газотранспортной системы страны:
укрупнению единичных мощностей;
повышению уровня автоматизации и автономности в работе ;
повышению надежности и ремонтопригодности.
В настоящее время в общем парке ГПА 70 % составляют агрегаты с газотурбинным приводом стационарного типа и 13 % блочно-контей-нерные агрегаты с приводом авиационного типа. Характерными чертами ГПА стационарного типа являются большая металлоемкость и значительные габариты, установка мощных фундаментов, необходимость размещения в капитальных компрессорных цехах с применением мостовых кранов большой грузоподъемности.Строительство компрес-
сорных станций с применением агрегатов стационарного типа занимает 16...19 месяцев, что уже не соответствует опережающим темпам развития новой сети магистральных газопроводов.Перемещение же сырьевой базы в труднодоступные районы Севера и Западной Сибири, как указывалось выше, поставило вопрос о создании принципиально нового типа газоперекачивающего оборудования и разработке новых методов строительства компрессорных станций. В связи с этим перед отечественным машиностроением стояла проблема создания газоперекачивающего агрегата нового типа, обладающего наряду с экономичностью и надежностью такими качествами, как минимальный вес, компактность,транспортабельность в условиях бездорожья,максимальная заводская готовность.Решить эту задачу требовалось в кратчайшие сроки [ZJ .Тщательный анализ газотурбинной техники, проведенный с участием автора, показал, что для решения этой задачи наиболее подходит газотурбинный двигатель авиационного типа.
Тенеденции развития газоперекачивающих агрегатов с газотурбинным приводом, в том числе и авиационного типа, за последние 30 лет отчетливо прослеживаются на опыте их эксплуатации газотранспортными компаниями США и Канады, где ГПА с приводом авиационного типа нашли свое применение на компрессорных станциях, начивая с I960 года. Первые ГПА с авиаприводом применялись в качестве пиковых агрегатов,в то время как для непрерывной работы использовались более экономичные в то время газотурбинные установки стационарного типа. Однако по мере повышения к.п.д. и ресурса всё большее число газотранспортных компаний стало использовать ГПА с авиаприводом в режиме непрерывной работы. За период с 1963 по 1975 г.г. рост установленной мощности этих агрегатов
в США составил более I млн.кВт, а доля их во всем парке ГПА с газотурбинным; приводом увеличилась с 5,5 до 42,6 %.
Такие быстрые темпы внедрения ГПА с авиационным приводом объясняются их большим преимуществом по сравнению с агрегатами стационарного типа.
Необходимо отметить, что первоначально для привода нагнетателей газа использовались серийные авиационные двигатели, переведенные на газовое топливо.По мере накопления опыта наземной эксплуатации фирмы были вынуждены перейти к разработке новых двигателей, существенно переконструированных именно для нужд газовой промышленности с учетом специфики их эксплуатации в газоперекачивающих агрегатах (повышенный ресурс, простота и удобство эксплуатации и ремонта и т.д.). Это привело к тому, что в настоящее время за рубежом поставляются для газотранспортных систем только новые двигатели, которые рассматриваются как двигатели второго поколения. В связи с этим производство промышленного авиапривода выделилось в самостоятельную подотрасль авиационного двигателестроения [з] .
В отечественной практике не было опыта создания таких агрегатов. Поэтому необходимо было решить сложную комплексную проблему, состоящую из ряда научно-технических задач, направленных на получение наилучшего сочетания перечисленных качеств ГПА.
Проведенный анализ показал, что рассматриваемая комплексная проблема может быть решена на основе принципа блочно-контейнерного исполнения газоперекачивающего агрегата, а в качестве привода экономически наиболее целесообразно применять авиационный газотурбинный двигатель, отработавший свой ресурс в авиации.
Первый отечественный ГПА с приводом авиационного типа
ГПА-Ц-6,3, созданный на основе блочно-контейнерного принципа, по сравнению со стационарными агрегатами обладает следующими преимуществами:
меньшие габариты и удельная металлоемкость при одинаковой мощности ;
высокая транспортабельность, благодаря полной заводской готовности отдельных блоков ;
сокращение в 2...3 раза сроков ввода в эксплуатацию компрессорных станций, так как при контейнерном исполнении отпадает необходимость в строительстве промышленных зданий с подъемными кранами ;
возможность поагрегатного ремонта двигателей и нагнетателей в заводских условиях, что сокращает сроки ремонта и повышает его качество.
Создание газоперекачивающего агрегата ГПА-Ц-6,3 осуществлялось в соответствии с постановлением Госкомитета СССР по науке и технике от 25 декабря 1970 г. № 490 (проблема 013325).
Применение газоперекачивающего агрегата ГПА-Ц-6,3 на магистральных газопроводах оказалось настолько эффективным, что на основании опыта его создания в кратчайшие сроки был разработан и изготовлен более совершенный агрегат ГПА-Ц-І6 с авиаприводом мощностью 16 тыс. кВт,устанавливаемый в настоящее время на газопроводе УренгоіШомарьі-Ужгород [4] .
В настоящей диссертации обобщен опыт, накопленный автором при разработке, создании и исследовании ГПА с авиаприводом.
- II -
Основные тенденции и проблемы развития ГПА с газотурбинным приводом
Создаваемые в настоящее время мощные отечественные приводные газотурбинные установки, как уже отмечалось, по своим технико-экономическим показателям несколько уступают новым зарубежным ГТУ (к.п.д. отечественных ГТУ не превышает 30 %).По сравне нию с зарубежными агрегатами, значительно больше времени требуется на доводку и освоение новых отечественных ГПА. Так например, в установках ГТН-І6 и ИН-25 в процессе испытаний обнаружились значительные недостатки конструкции, на устранение которых необходимо затратить большое количество времени. Не достигнуты проектные значения основных параметров агрегата, в частности, к.п.д. нагнетателя и турбины.
Планируемые же темпы дальнейшего роста добычи и транспорта газа, увеличение протяженности проектируемых газопроводов, увеличение диаметра газопроводов (до 1420 мм), повышение рабочих давлений в газопроводах (до 12 МПа) требуют существенного увеличения общей мощности парка газотурбинных ГПА с предпочтительным использованием агрегатов повышенной мощности с нагнетателями на повышенные рабочие давления.
Новые агрегаты должны обеспечивать простоту обслуживания и быстрый ввод в действие компрессорных станций на основе полной индустриализации строительства компрессорных станций. Эти требования определяют необходимость повышения степени блочности конструкции газоперекачивающих агрегатов, их бесподвального исполнения, повышения степени заводской готовности агрегатов к эксплуатации, обеспечения возможности их пуска без ревизии и разборки в процессе монтажа, а также более полной и комплексной автоматизации как агрегатов, так и компрессорных станций. Укрупнение агрегатов по мощности также позволит увеличить темпы строительства КС. Например, по данным Мингазпрома, увеличение единичной мощности агрегатов промышленного типа с 10 до 16 МВт и с 16 до 25 МВт сокращает продолжительность строительства компрессорных станций на 8-Ю %. При этом резко сокращается масса оборудо вания для комплектации КС одинаковой мощности (на 37 и 45 % соответственно), трудоемкость изготовления оборудования снижается на 10 и 19 % соответственно.
Необходимость более экономного расходования природного газа на собственные нужды компрессорных станций резко повышает требования к экономичности ГТУ. Определяющим фактором, позволяющим обеспечить повышение экономичности ГТУ с одновременным существенным снижением их удельной массы и затрат труда на изготовление, монтаж и эксплуатацию, является повышение температуры газа перед турбиной. Основными факторами,сдерживающими темп освоения повышенных температур в отечественном газотурбостроении, являются медленное освоение прогрессивной технологии изготовления охлаждаемых лопаточных аппаратов газовых турбин, отсутствие достаточного научно-технического задела по технологии точного литья, недостаточность номенклатуры жаропрочных сплавов для лопаток, незавершенность полного промышленного освоения процессов нанесения защитных покрытий на лопатки газовых турбин. Без решения этих первоочередных вопросов практически невозможно серийное производство всех типов ГТУ с температурой газа перед турбиной I173-1223 К и выше.
Основными направлениями работ по обеспечению дальнейшего повышения технического уровня отечественных ГТУ являются 87 - создание эффективных проточных частей осевых компрессоров с отношением давлений 16-18 ; отработка и дальнейшее совершенствование конструкций охлаждаемых воздухом лопаточных аппаратов, освоение их промышленного производства современными технологическими способами изготовления ; разработка и освоение новых жаропрочных сплавов и композитных материалов из жаростойкой матрицы и волокон, например, из вольфрама и окиси тория. Разработка технологии изготовления турбинных лопаток из распыленного в вакууме и прессованного материала. Технологическое освоение крупногабаритных сопловых и рабочих лопаток с удовлетворительными свойствами длительной прочности; повышение газодинамического совершенства проточных частей газовых турбин при одновременном сокращении числа их ступеней ; повышение эффективности всасывающей и выхлопной систем двигателя; повышение эффективности очистительных устройств для циклового воздуха, топлива, поступающих в ГТУ, а также снижение вредных выбросов в атмосферу ; разработка методов и систем диагностики технического состояния элементов ГТУ, повышение эксплуатационной надежности агрегатов; разработка и исследование более эффективных по сравнению с воздушными систем охлаждения газовых турбин (водяного, парового и др.) ; исследование закономерностей эрозийного износа проточных частей газовых турбин и нагнетателей и обеспечение их эрозийной и коррозионной стойкости.
Выбор и обоснование рациональной схемы нагнетателя
Как уже отмечалось, в основу конструирования ГПА-Ц-6,3 был положен блочно-контейнерный принцип, который предопределил тип и исполнение основных элементов агрегата и,в частности, нагнетателя. В связи с этим автором была проведена большая работа по систематизации всех типов центробежных нагнетателей,применяемых для перекачки природного газа, как в нашей стране, так и за рубежом, и условно выделены три основных направления их развития.
Нагнетатели первого поколения - это одно- или двухступенчатые машины с консольно расположенным ротором, размещенным в массивном литом корпусе типа "баррель", который закрыт торцевой крышкой со стороны, противоположной приводу. Их преимуществом является то, что вал требует уплотнений только с одной стороны, что облегчает проблему герметизации корпуса, ремонт ротора и закладных деталей.
Нагнетатели второго поколения появились в связи с увеличением единичной мощности, повышением степени сжатия и требованием удобства разборки и сборки нагнетателя в полевых условиях. Эти нагнетатели имеют ротор, расположенный между опорами, что позволяет существенно повысить надежность работы подшипников. Имеется возможность унификации нагнетателей. Например, двухступенчатый нагнетатель можно переоборудовать в одноступенчатый без расстыковки его с трубопроводами и нарушением центровки ротора.
С расширением области применения нагнетателей появилась необходимость менять в некоторых пределах отношение давлений и про изводительность в одном и том же корпусе за счет сменной проточной части. Унифицированные нагнетатели такого типа со сменными проточными частями составляют третье поколение. Конструкция этих нагнетателей позволяет устанавливать в одном и том же корпусе от одной до трех ступеней сжатия, при этом отношение давлений изменяется в диапазоне от 1,25 до 2,0.
Автором работы был проведен анализ конструкций нагнетателей, который показал, что в связи с расширением областей применения этих машин, повышением рабочего давления и отношения давлений основным направлением их дальнейшего развития следует считать создание унифицированных нагнетателей со сменными проточными частями и корпусом типа " баррель ". Для ГПА-Ц-6,3, однако, был применен двухступенчатый нагнетатель (рис. 3). Традиционная конструктивная схема нагнетателей природного газа - консольное расположение рабочего колеса на роторе - мотивировалась тем, что в процессе эксплуатации должна происходить довольно частая замена рабочего колеса и всей проточной части главным образом из-за: - быстрого эрозийно-коррозийного износа; - переменности удельного веса перекачиваемой среды. Но "консольная схема" порождала и существенный недостаток: малая степень повышения давления в одной ступени заставляла устанавливать на газопроводах последовательно по два газоперекачивающих агрегата, что существенно снижает общую надежность КС. Применение двухступенчатых нагнетателей на КС магистральных газопроводов прежде всего позволяет отказаться от последовательно-параллельного соединения газоперекачивающих агрегатов и осу ществить их чисто параллельное подключение, что значительно облегчает управление станцией и маневрирование резервами. Именно это обстоятельство заставило отказаться от традиционной "консольной" схемы и применить нагнетатель с двухступенчатым сжатием с двухопорным ротором. Во избежании быстрого эрозийно-коррозионного износа рабочих колес они были изготовлены из нержавеющей стали XI5H9I0T. причем вместо заклепок применено соединение дисков палладиевым припоем путем пайки в вакууме. Это, в сочетании с очисткой газа перед подачей в агрегаты от пыли и жидкости, практически исключило износ. Для смены проточной части в эксплуатации в связи с изменением параметров и режимов работы газопровода предусмотрен горизонтальный разъем корпуса нагнетателя. Это позволило простыми техническими средствами обеспечить разборку-сборку нагнетателя в стесненном помещении контейнера. При двухступенчатом исполнении и наличии горизонтального разъема условиям прочности и обеспечения герметичности при рабочих давлениях 56 и 75 атм наилучшим образом отвечала сферическая форма литого корпуса нагнетателя. Эта схема нагнетателя изменила всю концепцию обслуживания: при двухопорном роторе исключалась возможность демонтажа рабочих колес с торца без разборки корпуса машины. Однако при двухопорной конструкции существенно повысилась динамическая устойчивость ротора и, следовательно, надежность эксплуатации нагнетателя. В нагнетателе предусматривалось три типа проточных частей и соответственно три модификации ротора для газов с разным удель ным весом. При этом номинальные (расчетные) производительности и отношения давлений, обеспечиваемые этими проточными частями, подобраны таким образом, чтобы загрузка двигателя была близка к его номинальной мощности - именно 6,3 МВт. В нагнетателе впервые применены сегментные подшипники скольжения опорные и зшорные с симметричными (реверсивными) подушками. Помимо достижения устойчивости (т.е. исключения автоколебаний) ротора на смазочном слое, что присуще вообще сегментным подшипникам, свойство реверсивности подушек позволило избежать задиров баббитового слоя при обратных раскрутках ротора. Следует заметить, что обратные раскрутки из-за негерметичности кранов газопровода особенно опасны для легких роторов турбоагрегатов с авиадвигателями, ибо последние имеют очень малый момент инерции (маховый момент) и быстро набирают высокую скорость обратного вращения. Благоприятным в рассматриваемой конструкции нагнетателя оказалось сочетание плавающих щелевых масляных уплотнений с сегментными подшипниками, которые хорошо центрируют цапфы вала. Герметичность корпуса обеспечивается укладкой герметика в разъем нагнетателя и применением 0-образных резиновых колец в сочленении неразъемных концевых обойм, несущих уплотнения,с расточкой корпуса.
Анализ влияния потерь в гидравлическом тракте выхлопной и всасывающей систем на эффективность ГПА
В настоящей работе, как уже отмечалось, рассматривается влияние выхлопной системы приводного двигателя HK-I2CT на эффективность газоперекачивающего агрегата ГПА-Ц-6,3. В отличие от стационарных установок этот вопрос стоит острее в блочно-контей-нерных газоперекачивающих агрегатах с приводом от авиационных двигателей, где имеет место меньшие габариты и более высокие скорости потока на выходе из свободной силовой турбины, в связи с чем могут возникнуть значительные потери давления в газовом тракте. Термодинамический цикл работы двигателя с учетом потерь во всасывающей и выхлопной системах представлен в координатах T-S на рис. 5. Параметры рабочего тела - давление и температура -даны для заторможенного потока. Точка 0 характеризует состояние окружающей среды; параметры воздуха в этой точке: давление Ро и температура Т0 .Изменение параметров воздуха во всасывающей системе характеризуется процессом 0-1 ;в точке I (вход в компрессор) параметры воздуха составляют: Т4 и р Ра за счет гидравлических потерь, которые можно охарактеризовать коэффициентом восстановления полного давления 6/ = //2 Процесс сжатия воздуха в компрессоре может быть условно показан линией 1-2.Полагаем, что полное давление на выходе из компрессора равно давлению на входе в турбину ря- р3 .
Процесс 2-3 - подвод тепла в камере сгорания. Линией 3-4 условно изображается лроцесс расширения в турбине. В выхлопном тракте турбины за счет гидравлических потерь давление понижается, в точке 5 параметры воздуха: Ts = Т , р / .Коэффициент восстановления полного давления 6 = Р /п .Очевидно, что величина энергии, получаемой на свободной турбине, равна разности между работой процесса расширения (3-4) и работой процесса сжатия (1-2). Выражая работы расширения и сжатия, а также подведенное тепло через значения параметров в точках цикла, можно получить зависимость для расчета к.п.д. двигателя ГПА без учета по-перь во всасывающей и выхлопной системах: потерь давления во всасывающей и выхлопной системах) ; рт,ґ?к - к.п.д. по параметрам заторможенного потока процессов расширения в турбине и сжатия в компрессоре; Пг - коэффициент полноты сгорания; QT - расход газа через турбину, принимаемый равным расходу воздуха GK через компрессор; kg КГ показатели адиабаты для воздуха и продуктов сгорания; Jig Л г газовые постоянные для воздуха и продуктов сгорания, то после подстановки значений величин в формулу (3-6) при г= I получим: В формуле (3-13) б - коэффициент восстановления полного давления во всасывающей системе, а - коэффициент восстановления полного давления в выхлопной системе. Рассмотрим влияние потерь давления Арі и др& во всасывающей и выхлопной системах двигателя на эффективный к.п.д. двигателя, так как это влияние, как известно, существенное и им пренебречь нельзя. Для более наглядной оценки влияния потерь давления в выхлопной и всасывающей системах двигателя ГІІА. на его эффективный к.п.д. введен коэффициент J/ , равный отношению к.п.д. двигателя, учитывающий эти потери, к к.п.д. двигателя, не имеющего указанных потерь, то есть Установим далее связь между введенным коэффициентом и коэффициентом восстановления полного давления о в выхлопной и всасывающей системах двигателя. . При выводе формулы (3-Ю) было принято, что потери во всасывающей и выхлопной системах не влияют на положение рабочей точки компрессора, а влияют только на степень расширения газа в турбине. Выведенные формулы (3-Ю) и (3—II) позволяют связать коэффициент J ftjj&g с коэффициентом восстановления полного давления Є = ЄУ,6& зависимостью: Полученные зависимости были использованы для двигателя HK-I2CT при следующих исходных параметрах цикла: Вм- »8; Вто = 7,26 ; 2г = »85 ; Д- = 0,85 ; % = 288 К ; Тг = 980 К ; pz = 0,96. Результаты расчетов представлены на графике (рис. 6). Обычно в эксперименте замеряются абсолютные потери полного давления на входе и выходе лрі и Др , которые связаны с Є/ и 6g следующими соотношениями: Переходя от величин 6 к абсолютным потерям давления, используя формулу (3-14), можно оценить, например, влияние потерь полного давления АрА в выхлопной системе двигателя на его к.п.д. при заданном значении б , например при б = 0,98 и соответ ственно Ай,= 2000 Па. Результаты такого анализа приведены на рис. 7 и в таблице: Формулы (3-Ю) и (3—II) громоздки и неудобны для практического использования. Поэтому целесообразно было найти более простые, но достаточно точные зависимости. Влияние гидравлических потерь во всасывающей и выхлопной системах двигателя можно оценить некоторым падением мощности свободной турбины jj - за счет потерь на входе и Afife - за счет потерь на выходе, и тогда к.п.д. двигателя можно записать в виде: где Дт0 - мощность свободной турбины в случае отсутствия потерь на входе и выходе из двигателя. Мощность свободной турбины без учета гидравлических потерь выражается формулой: С другой стороны, при наличии гидравлических потерь, величина перепада давления на турбине уменьшается в соответствии с коэффициентом б » и мощность свободной силовой турбины выразится следующим образом: Поскольку гидравлические потери относительно малы по сравнению с величиной давлений в соответствующих сечениях, то с большой степенью точности можно принять : Кроме того, можно принять давление во всасывающей и выхлопной системах равным атмосферному давлению р0 . С учетом вышеизложенного расчетная формула для к.п.д. двигателя примет вид: По полученной формуле проведен расчет влияния потерь пол ного давления &р в выхлопном устройстве двигателя на его к.п.д. Полученные данные практически совпадают с результатами расчета по формулам (3-Ю) и (3—II) Анализ зависимости (3-23) позволил сделать следующие выводы: 1. Гидравлические потерини йр менее резко влияют на к.п.д. двигателя ГПА при больших значениях отношения давлений в компрессоре двигателя. 2. Уменьшение гидравлических потерь в выхлопной системе двигателя агрегата ГПА-Ц-6,3 на 5000 Па эквивалентно увеличению к.п.д. двигателя на 1,5 %. Потери в выхлопном устройстве агрегата ГПА-Ц-6,3 были доведены до 5000 Па. Дальнейшее уменьшение потерь затруднено из-за ограниченных габаритов выхлопной системы.
Экспериментальные исследования моделей выхлопной системы
Описанные способы повышения мощности и эффективности ГПА имеют то преимущество, что они позволяют в значительной мере использовать в утилизаторе агрегаты основного газотурбинного двигателя или эти же агрегаты с небольшой переделкой.
Все рассмотренные типы утилизаторов тепла в итоге дают возможность экономить топливо, что, как уже отмечалось, является одной из важнейших современных проблем энергетики.
Как уже отмечалось, выхлопной системе газотурбинного двигателя ГПА уделяется большое внимание. Эта система должна быть компактной и обеспечивать минимальные потери давления. Оба обстоятельства находятся в противоречии друг с другом, так как уменьшение потерь давления неизбежно требует увеличения габаритных размеров выхлопного устройства, которые в свою очередь ограничиваются предельными транспортными размерами и длиной торсионного вала, связывающего газотурбинный двигатель с нагнетателем природного газа.
Выхлопная система состоит из осерадиального диффузора, примыкающего к короткому затурбинному диффузору, сборного патрубка и выхлопной шахты, в которой размещаются шумоглушащие элементы. Между сборной улиткой и выхлопной шахтой устанавливается плоский диффузор (рис.12). Система диффузоров и сборный патрубок позволяют понизить скорость потока газа, выходящего из силовой турбины, и перевести этот поток из горизонтального в вертикальное направление с минимальными потерями давления.
При разработке газоперекачивающего агрегата ГПА-Ц-6,3 выхлопное устройство было спроектировано, исходя из известных принципов построения подобных систем, с учетом справочных данных по гидравлическому сопротивлению отдельных её элементов. Однако из-за стремления сделать выхлопное устройство с минимальными размерами, диктуемыми транспортными габаритами и блочно-контей-нерным исполнением, были вынужденно нарушены некоторые рекомендуемые в литературе геометрические размеры отдельных элементов газовоздушного тракта. Кроме того, реальная картина течения газа могла быть оценена лишь в результате экспериментальных исследований на действующем агрегате и его модели.
Такие исследования показали, что выхлопная система ГПА-Ц-6,3 имеет повышенное сопротивление, составляющее около 8000 Па.
В начальный период эксплуатации ГПА-Ц-6,3 были нередки случаи разрушения выхлопной системы и её отдельных элементов. Разрушения происходили от сильной вибрации выхлопной системы,вызываемой развитыми отрывными течениями и высокими скоростями потока на выходе из сборного выхлопного патрубка. В связи с этим возникла задача модернизации выхлопной системы.
С целью уменьшения вибрации выхлопной системы и уменьшения потерь давления в ней автором был разработан и осуществлен ряд мероприятий по улучшению выхлопной системы в пределах существующих габаритов.
Для этой цели разработан и изготовлен ряд моделей выхлопной системы ГПА-Ц-6,3, а также создана экспериментальная газодинамическая установка, на которой эти модели были исследованы. Результаты исследований были использованы для модернизации выхлопной системы газоперекачивающего агрегата ГПА-Ц-6,3, а также вновь разрабатываемого более мощного агрегата ГПА-Ц-І6.
Схема газодинамической установки для испытаний моделей приведена на рис. 12. Для продувки моделей использовался вентилятор ВЦМ № 5 с напором 7500 Па и расходом 2 кг/с. На выходе из вентилятора устанавливался дроссель для изменения расхода воздуха, а после него на расстоянии не менее 15 калибров располагалось мерное сопло, позволяющее измерять расход воздуха; для этой цели измерялось статическое и полное давление в горле сопла (сечение 1-І). Из трубопровода воздух поступал в ресивер, где были установлены спрямляющие решетки. В ресивере скорость потока существенно понижалась, что при наличии спрямляющих решеток позволяло получить равномерное поле скоростей при входе воздуха в рабочий участок установки. В ресивере измерялась температура заторможенного потока воздуха. Ресивер заканчивался фланцем, к которому крепились входной мерный участок и испытываемые модели. Чтобы сохранить равномерное поле скоростей во входном участке модели, на втулочной её части устанавливался обтекатель, а в периферийной части конфузорный коллектор, спроектированный по лемнискате (рис.13). За входным участком следовала цилиндрическая кольцевая рабочая часть, где измерялось статическое давление в б точках на втулке и в б точках на периферии и полное давление по всей высоте канала (сечение П-П). За мерным участком располагалась испытуемая модель, состоящая из осерадиального диффузора, сборного кольцевого патрубка, к выходному отверстию которого крепился плоский диффузор с глушителем. На выходе из сборного патрубка в трех сечениях, расположенных под углом 120 друг к другу, помещались пятиточечные гребенки полного напора, (рис. 14). После шумоглушителя также устанавливались шеститочечные гребенки полного напора.
