CC BY
26
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Степанов Г.Ю. Гидродинамика решеток тур-бомашин. М.: Физматгиз, 1962. 512с.
2. Жарковский А.А. Математическое моделирование рабочих процессов в центробежных насосах низкой и средней быстроходности для решения задач автоматизированного проектирования / Дис. ... д-ра. техн. наук. СПбГПУ. СПб., 2003. 568 с.
3. Cumpsty N.A., Head М.Р. The Calculation of Three-Dimensional Turbulent Boundary Layers. Part 1 //Aer. Quart. 1967. May. P. 150-154.
4. Федяевский K.K., Гиневский A.C., Колесников А.В. // Расчет турбулентного пограничного
слоя несжимаемой жидкости. JL: Судостроение, 1973. 256 с.
5. Джонстон Э. Турбулентный пограничный слой на лопатках центробежного компрессора // Теоретические основы инженерных расчетов. 1976. Т. 98, №3. С. 139-147.
6. Ludwig Н., Tillman W. Investigations of the Wallshearing in Turbulent Boundary Layer // NACA. TN 1289. 1950.
7. Герасимов А.В. Исследование структуры потока и потерь в центробежном компрессорном колесе, спроектированном по методу ЛПИ / Дис. ... канд. техн. наук. ЛПИ. Л., 1982. 305 с.
УДК 621.22
Р./7. Казанцев, В.И. Климович
АНАЛИЗ ВАРИАНТОВ ПРОТОЧНОЙ ЧАСТИ ГЛАВНОГО ЦИРКУЛЯЦИОННОГО НАСОСА АТОМНОГО ЭНЕРГОБЛОКА ВВЭР-1000
Одним из главных элементов насосного оборудования атомных станций является главный циркуляционный насос (ГЦН) первого контура. При проектировании ГЦН для энергоблока ВВЭР-1000 было предложено в качестве базового варианта использовать проточную часть с цилиндрическим направляющим аппаратом (НА), разработанную на кафедре гидромашин СПбГПУ на расход 22000 м3/час [ 1 ]. По результатам модельных испытаний данный насос обеспечивал напор 89Дм. Нашей целью была разработка проточной части ГЦН для энергоблока ВВЭР-1000 с улучшенными энергетическими характеристиками. Решение этой задачи осуществлялось на основе модификации базового варианта ГЦН путем варьирования
положения выходной кромки рабочего колеса (РК) и проектирования пространственного НА. Рассмотренные варианты модификаций РК изображены на рис. 1—3.
Оценка рассмотренных модификаций ГЦН проводилась с помощью численного моделирования течений в проточной части ГЦН на основе квазитрехмерной модели движения.
Математическая модель. Расчет параметров потока исходного варианта и всех рассмотренных модификаций проточной части проводился на основе квазитрехмерной модели движения, рассмотренной в [2]. Уравнения, описывающие квазитрехмерное течение идеальной невязкой жидкости в лопастной системе гидромашины, следующие:
Рис. 1. Базовый вариант РК
Рис. 2. Вариант РК с наращенной выходной кромкой на постоянном диаметре
Рис. 3. Вариант РК с наращенной выходной кромкой на переменном диаметре
Н1Н2
с1ГУТК = 0;
дН2У2 дНхУх
(1)
Я, м
д<?,
дд2
1 31
У{Н2 дд2
+ /(Ф,ЛИи) + Л,+Л2+Л3; (2)
— = 0; го^К = 0; <Му9 = 0. дя
(3)
Здесь: Н2, = Я — коэффициенты Ламе, соответствующие криволинейным координатам
% = Ф1 ^ы — компоненты абсолют-
ной скорости К, полученной путем осреднения скорости V по окружной координате ф в пределах межлопастного канала; з, п — естественная система координат в меридиональной плоскости, координатными линиями которой служат линии
тока осредненного течения; I — интеграл Бернул-
ф
уравнение средней поверхности лопасти; А^А2, А^ — слагаемые второго порядка малости от углового шага лопастной системы.
Таким образом, квазитрехмерная задача теории гидромашин представляет собой задачу совместного расчета обтекания решеток профилей в слое переменной толщины (см. (3)) и определения осесимметричных поверхностей тока (см. (1),(2)).
Расчет гидродинамики исходного варианта проточной части. Исходным вариантом была проточная часть, разработанная на кафедре гидромашин СПбГПУ и состоящая из исходного варианта рабочего колеса (в дальнейшем его будем именовать РК-1) и цилиндрического направляющего аппарата (в дальнейшем — НА-1). Результаты численных расчетов для исходного варианта проточной части ГЦН показаны на рис. 4—6.
Согласно результатам модельных испытаний базового варианта проточной части гидравлический КПД насоса для натурных данных составлял "Игнат = 88—89 %, а теоретический напор Н1 нат = 100,7м. По результатам расчетов (см. рис. 6) теоретический напор для РК-1 при использовании НА-1 составляет 110,6 м. Это различие численных и экспериментальных данных
О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Рис. 4. Линии тока для базового варианта (РК-1 и НА-1)
связано с заданием условия схода потока на выходных кромках лопастей. В то же время хорошее совпадение численных и экспериментальных данных по кинематике меридионального потока (рис. 5) позволяет сделать вывод о том, что распределения момента окружной скорости в расчете и в эксперименте отличаются на величину, близкую к постоянной. Таким образом, можно сделать вывод о правомерности использовании квазитрехмерной модели для оценки модификаций проточных частей ГЦН в сочетании либо с уточнением условия схода потока (на основе экспериментальных данных), либо с учетом отличия теоретического напора, полученного расчетом, от его действительного значения путем использования дополнительного коэффициента. Значение этого коэффициента примем равным 0,9, т. е. в дальнейшем будем считать, что значение теоретического напора составляет 90 % от его значения, полученного по результатам расчета.
Расчет гидродинамики проточной части с наращенной выходной кромкой РК и цилиндрическим направляющим аппаратом. Наращивание лопасти проводилось путем ее продления до требуемого диаметра РК, а углы охвата лопасти на выходной кромке для каждой линии тока были найдены из условия постоянства производной от угла охвата по длине линии тока. Вариант РК с наращенной выходной кромкой на постоянном
Рис. 5. Распределение меридиональной проекции скорости вдоль выходной кромки РК
для базового варианта (РК-1 и НА-1) (—*— - результаты расчета, —♦--экспериментальные данные [3])
*—
0,36 0,37 0,38 0,39 0,4 0,41 0,42 0i43 0,44 0,45 0,46 0,47 0,48 0,49 0,5 0,51 0,52 0,53 0,54 0,55 0,56 0,57 0,58 0,59 0,6 0,61 0,62 Z, М
Рис. 6. Распределение напора вдоль выходной кромки РК для базового варианта (РК-1 и НА-1)
диаметре в дальнейшем будем именовать — РК-2, а вариант с наращенной выходной кромкой на переменном диаметре — РК-3. Полученные по результатам расчета линии тока, а также распределение меридиональных скоростей Ут и теоретического напора по ширине выходной кромки представлены на рис. 7—9.
Разработка и расчет пространственного НА. Как видно из рис. 7, при использовании цилиндрического НА за РК образуется зона возвратных течений у всех трех вариантов РК. Это приводит к снижению гидравлического КПД насоса, а следовательно, и напора насоса. Для того чтобы повысить гидравлический КПД насоса, необходимо обеспечить условия потока без образования зоны возвратных течений или, по крайней мере, уменьшить ее. С этой целью на базе цилиндрического НА-1 был разработан про-
странственный НА, который в дальнейшем будем обозначать НА-2.
Проектирование НА-2 проводилось следующим образом: положение кромок НА в меридиональной плоскости сохранялось, изменялась только форма лопатки с целью уменьшения ударных потерь на входе в НА. Для этого был рассчитан угол безударного натекания потока на лопасть НА для каждой линии тока. С учетом найденного угла безударного входа потока в НА и при задании угла выхода потока из НА, соответствующего цилиндрическому НА-1 (а = 30°), определялась геометрия НА-2 из условия линейной зависимости угла лопасти вдоль меридиональной линии тока.
На рис. 10 показаны результаты расчета меридиональных линий тока для трех вариантов РК с НА-1 и НА-2.
а)
л. м
О 0,1 0.2 0.3 0,4 0.5 0,6 0,7 0.0 0,0 1 Z. М
0.1 0,2 0,3 0.4 0,5
0,7 0.8 0,9 1 ¿м
Рис. 7. Линии тока для вариантов РК-2 и НА-1 (а) и РК-3 и НА-1 (б)
а)
К,- м/с
б)
К,- м/с 14 13 12 11 10 9
Г
0,613 /. м
--ж—
V
0,613 /.-л
Рис. 8. Распределение меридиональной проекции скорости вдоль выходной кромки РК для РК-2 и НА-1 (а), а также РК-3 и НА-1 (б)
Рис. 9. Распределение теоретического напора вдоль выходной кромки РК для варианта РК-2 и НА-1 (а), а также РК-3 и НА-1 (б)
тн—гГ
Рис. 10. Линии тока для варианта РК-1 (а), РК-2 (б) и РК-3 (в) с НА-1(-) и НА-2(........)
Среднее значение теоретического напора, полученное в результате расчета для РК-1 + НА-2, составляло Нт = 110,3, для РК-2 + НА-2 — Нт = = 135,8м, для РК-3 + НА-2 - Вт= 126,2м. Были рассчитаны также профильные и ударные потери энергии [4]. Значения этих потерь энергии приведены в табл. 1. В дальнейшем будем полагать, что в оптимальном режиме профильные и ударные потери составляют около 90 % от общих гидравлических потерь энергии.
Потери в сферической камере можно определить по зависимости величины относительных потерь в отводящей камере от геометрических параметров элементов отводящего устройства, приведенной в [3]. Согласно этой зависимости в нашем случае потери в сферической камере составляют 3,76 м для всех вариантов проточных частей, так как НА-1 и НА-2 имеют одинаковый угол лопасти на выходе, а именно он влияет на величину потерь в сферической камере.
Согласно результатам расчета базового варианта проточной части ГЦН профильные и ударные потери составили 5,66 м, потери в сферической камере — 3,76 м и 0,57 м (10 % от суммы профильных и ударных потерь), все остальные — гидравлические потери. Таким образом,
суммарные потери в проточной части составляют по расчету Юм. По результатам эксперимента суммарные гидравлические потери были 11,6 м. Таким образом, можно сделать вывод, что использованная методика расчетов на основе квазитрехмерной модели движения дает достаточно точное значение гидравлических потерь в проточной части. Значения гидравлических КПД и напоров для всех вариантов проточных частей приведены в табл. 2.
Как следует из приведенной таблицы, пространственный НА-2 дает выигрыш в напоре при его использовании во всех вариантах РК. Из рис. 10 видно, что при использовании НА-2 зона возвратных течений либо исчезла совсем, либо заметно уменьшилась по сравнению с вариантами применения НА-1.
Таким образом, использование пространственного НА-2 для всех вариантов РКдает выигрыш в гидравлическом КПД в среднем на 1 % по сравнению с цилиндрическим НА-1.
Расчет РК со скошенной тыльной стороной лопасти. Добиться повышения напора РК, не изменяя его размеров, можно также путем скоса тыльной стороны лопасти вблизи выходной кромки [5]. С этой целью у всех вариантов РК
Таблица 1
Расчетные значения профильных и ударных потерь энергии
Название потерь энергии Значение потерь энергии для разных вариантов
РК1 + НА1 РК2 + НА1 РКЗ + НА1 РК1 + НА2 РК2 + НА2 РКЗ + НА2
A/W м 2,22 2,32 2,32 2,29 2,41 2,38
9hn, м 3,44 3,57 4,27 2,66 2,45 2,41
TAh, м 5,66 5,89 6,59 4,95 4,86 4,79
SEA h, м - - - -0,71 -1,05 -1,8
Таблица 2
Значения гидравлических КПД и напоров
Показатель Значение показателя длля разных вариантов
РК1 + НА1 РК2 + НА1 РКЗ + НА1 РК1 + НА2 РК2 + НА2 РКЗ + НА2
TAh, м 9,99 10,26 11,01 9,21 9,11 9,03
Л, 0,90 0,92 0,905 0,91 0,93 0,92
// м 110,6 134,55 126,6 110,3 135,8 126,2
м 100,61 124,29 115,59 101,09 126,69 117,17
Н ,м действ- 89,14 111,89 104,09 90,99 114,09 105,47
Таблица 3
Значения гидравлических потерь и напоров
Показатель Значения показателя для разных вариантов
РК4 + HA1 РК5 + HA1 РК6 + HA1 РК4 + HA2 РК5 + HA2 РК6 + HA2
A/W м 3,60 2,27 2,21 3,33 2,51 2,33
Ahn, м 4,83 4,69 5,16 3,09 6,43 2,60
Ah^ м 3,76 3,76 3,76 3,76 3,76 3,76
TAh, м 12,99 11,42 11,83 10,78 13,50 9,19
0,90 0,92 0,92 0,91 0,91 0,935
//, M 119,5 141,1 133,3 119,2 143,8 133,4
м 106,51 129,68 121,47 108,42 130,3 124,12
^оп:!1 kt 95,91 116,78 109,37 97,62 117,3 111,72
была скошена тыльная сторона лопасти у выходной кромки: на длине 100 мм от выходной кромки толщина лопасти РК линейно уменьшалась за счет тыльной стороны, при этом толщина лопасти на выходе была уменьшена в два раза. РК-1, РК-2, РК-3 со скошенной тыльной стороной лопасти в дальнейшем будем именовать соответственно РК-4, РК-5, РК-6.
В табл. 3 приведены значения теоретических напоров и величины гидравлических потерь, полученных в результате расчетов РК со скошенной тыльной стороной лопасти.
Как видно из приведенной таблицы, при скосе тыльной стороны лопасти с повышением напора увеличиваются ударные потери в проточной части, но в то же время значение гидравлического КПД остается примерно на прежнем уровне.
Проведенные исследования привели к следующим выводам:
1. Расчетный анализ показал, что проточная
часть ГЦН, ранее разработанная на подачу
...
0 = 22000 м"/час, позволяет путем модификации напорного участка рабочего колеса увеличить напор на 20-22 %.
2. Увеличение наружного диаметра рабочего колеса до 1035 мм дает возможность увеличить напор на 17 %.
3. Дополнительная обработка тыльной стороны лопасти на выходном участке позволяет повысить напор на 3—5 %.
4. Одна из основных причин появления зоны возвратных течений в направляющем аппарате связана с существенной неоднородностью параметров потока вдоль выходной кромки лопасти РК
5. Расчет гидравлических потерь согласно принятому разделению потерь на профильные и ударные в РК+НА, которые принимались равными 90 % от общих потерь, и плюс потери в сферической камере (согласно экспериментальной зависимости) дает возможность удовлетворительно оценить уровень гидравлического
кпд.
6. Применение направляющего аппарата с пространственными лопатками позволяет при некоторых модификациях рабочего колеса повысить эффективность проточной части на 1— 1,5%, однако с учетом технологии изготовления таких направляющих аппаратов это не всегда может оказаться предпочтительным.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Отчет о научно-исследовательской работе: Разработка оптимальной лопастной системы и модельные исследования проточной части главного циркуляционного насоса для АЭС с реактором типа ВВЭР-1000 / Руководитель Л.П. Грянко. ЛГТУ. Л., 1991. 81с.
2. Климович В.И. Квазитрехмерный расчет течений жидкости в проточных частях гидромашин // Изв. АН СССР: МЖГ. 1991. № 2.
3. Смирнов B.C. Разработка и исследование комбинированного отвода главных циркуляционных насосов для энергетических блоков АЭС. Дисс.
