CC BY
37
Аналогичным образом выполняется расчет для остальных схем (варианты ДЛ-1, ДА-2, ДА-4). При расчете схемы ДА-4 Ит.ф=0, т. к. исходная вода перед деаэрацией нагревается конденсатом пара, подаваемого на сетевой подогреватель.
Величина удельной выработки электроэнергии на тепловом потреблении \'тф , кВт-ч/м3, определяется следующим образом:
тф у 'и*» с. и
V . ~
нн/>
С
где А7;- мощность, затрачиваемая на привод насосов, перекачивающих в котуре установки потоки греющей среды ПИВ, кВт.
На рис. 2 представлены полученные значения удельной выработки электроэнергии на тепловом потреблении для рассмотренных схем.
Результаты расчета тепловой экономичности вариантов ДА-1 - ДА-5 позволяют сделать вывод, что самой экономичной технологией является использование для подогрева исходной добавочной питательной воды перед атмосферным деаэратором пара ниж-
^ тф * кВтч/м3-| /I •
25
20-
15-
10- <
5- /
0- /
126.1
Ш
. 4
23Т
15
.ж ■
-Л +2
$
21,2
«
'/•У''
• :-•
•I✓
¿ш
'ЯП
17 ч
•г.
,уч
Рис. 2. Результаты расчета тепловой экономичности схем подогрева исходной добавочной питательной воды перед атмосферной деаэрацией (варианты ДА-1 - ДА-5)
него отопительного отбора (вариант ДА-5).
На ТЭЦ с турбинами, у которых невозможно подключение к отопительным отборам, целесообразно применять новую технологию подогрева исходной добавочной питательной воды конденсатом сетевого подогревателя (вариант ДА-4). На установках с расходом добавочной питательной воды 200 т/ч применение этой технологии, при сравнении с вариантом ДА-2, обеспечивает годовую экономию условного топлива более 4000 тонн.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
КОликер И.И. Термическая деаэрация воды на тепловых электростанциях / И. И. Оликер, В. А. Пермяков. - Л.: Энергия, 1971. - 185 с.
2. Патент № 2211339 (Яи). МПК7 Р01 К 17/2. Способ работы тепловой электрической станции/ В. И. Шарапов, Е. В. Макарова // Б.И. - 2003. - № 24.
3. Патент № 2211340 (ЯУ). МПК7 Р01 К 17/2. Тепловая электрическая станция/ В. И. Шарапов, Е.В.Макарова// Б.И. - 2003. - № 24.
4. Шарапов В. И. Подготовка подпитом ной воды систем теплоснабжения с применением вакуумных деаэраторов / В. И. Шарапов. - М.: Энергоатомиздат, 1996.- 176 с.
Шарапов Владимир Иванович, доктор технических наук, профессор, заслуженный изобретатель Российской Федерации, заведующий кафедрой «Теп-логазоснабжение и вентиляция», руководитель научно-исследовательской лаборатории «Теплоэнергетические системы и установки» УлГТУсфера научных интересов - тепловые электрические станции и системы теплоснабжения.
Макарова Елена Владимировна, инженер, научный сотрудник НИЛ «Теплоэнергетические системы и установки» УлГГУ, сфера научных интересов -энергосбережение в теплоэнергетических установках.
УДК 533.697.03+ 621.438.016.4
А. А. ЦЫНАЕВА, Н. Н. КОВАЛЬНОГОВ, Д. Л. ЖУХОВИЦКИЙ
МОДЕЛИРОВАНИЕ КОМБИНИРОВАННОЙ СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ ЛОПАТОК ТУРБОМАШИН С ВИХРЕВЫМ ЭНЕРГОРАЗДЕЛИТЕЛЕМ
Предпринят анализ теплового состояния лопатки турбины с комбинированной схемой охлаждения на основе вихревого энергоразделителя. Показано, что использование предложенной схемы охлаждения на основе вихревого энергоразделителя позволяет увеличить ресурс лопатки в 1,2... 1,8 раза.
*
ВВЕДЕНИЕ двигателях (ГТД) достигает значения 37. При этом
Суммарная степень повышения давления тг* воз- температура воздуха, отбираемого от компрессора духа в современных авиационных газотурбинных Для охлаждения турбины, может достигать
600...900 К. При повышении температуры газа перед турбиной до 1700 °С, расход воздуха, потребного для организации пленочно-конвективного охлаждения элементов турбины достигает 13 ... 15 % от расхода воздуха на входе в компрессор, что недопустимо снижает КПД двигателя [1]. В этой связи актуальной представляется задача поиска эффективных методов и устройств для интенсификации пленочного и конвективного охлаждения элементов ГТД-
Одним из вариантов решения проблемы повышения эффективности охлаждения лопаток ГТД является использование эффекта Ранка для снижения температуры воздуха, поступающего на конвективное и пленочное охлаждение. При моделировании теплового состояния лопатки турбомашины с комбинированной системой охлаждения с вихревым энергоразделителем [2] оценка ее эффективности проведена на основе сравнения с тепловым состоянием лопатки с комбинированной системой охлаждения без вихревого энергоразделителя, принятой за прототип [3].
1. МОДЕЛИРОВАНИЕ КОМБИНИРОВАННОЙ
СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ Моделирование теплового состояния турбинной лопатки с комбинированной системой охлаждения с вихревым энергоразделителем и с традиционной системой осуществлено с помощью программно-информационного комплекса ТигЬо\\^огк5 в трехмерной нестационарной постановке [4,5]. Применение в программно-информационном комплексе ТигЬо\¥огк5 дифференциального метода расчета пограничного слоя позволяет повысить точность расчета по сравнению с интегральными методами, позволяющими получить удовлетворительные результаты, если правильно выбраны границы различных режимов течения в пограничном слое; а также, по сравнению с использованием эмпирических уравнении подобия, имеющими еще более низкую точность, чем интегральные методы. Граничные условия теплообмена на поверхности корыта и спинки лопатки определялись на основе численного интегрирования по методу [4] системы дифференциальных уравнений пограничного слоя в сопряженной постановке. Общий вид граничных условий для лопатки турбины с комбинированным охлаждением представлен в работе [5]. Моделирование проводилось для различных парамет-
ров работы вихревого энергоразделителя, использованного в комбинированной системе охлаждения лопатки турбомашины, подвергающейся тепловым и механическим нагрузкам, для которой разработана новая схема охлаждения [3]. При этом различие между прототипом [2] и предложенной лопаткой [3] моделировалось путем соответствующего выбора граничных условий (температура, скорость, давление охладителя в каналах конвективного охлаждения, температура, скорость и высота щели пленочного охлаждения). Скорость охладителя на выходе из щели принималась равной скорости движения рабочего газа в турбине. При задании граничных условий учитывался подогрев охлаждающего воздуха в каналах по методике [1] из условия максимального использования хладоресурса охлаждающего воздуха. Температура воздуха, поступающего на пленочное охлаждение, определялась по выражению:
тпл ' тввх • • тв - ТВах • а(тлд . Т„пх ), (1)
ТВвх - температура воздуха на входе в канал конвективного охлаждения; АТВ - подогрев охлаждающего воздуха в каналах конвективного охлаждения; А -коэффициент [1]; Тт - допустимая температура
стенки лопатки (для сплава ХН70ВМТЮ (ЭИ617) Тлд = 850 °С , для предложенной лопатки
Тв&х =тк-ьтХну , для прототипа ТВвх Тк- тем-
пература охлаждающего воздуха за компрессором; ДТХву— снижение температуры воздуха в вихревом
устройстве (ВУ) лопатки. Для расчета параметров малоразмерного вихревого устройства (МВУ), используемого в предложенной лопатке, были проведены экспериментальные исследования, данные которых обобщены и представлены в работе [6] для перепадов давлений, характерных для турбинных ступеней. Расчет теплового состояния лопатки турбины с предложенной схемой охлаждения проводился в первом и втором приближении: в первом приближении не учитывался подогрев периферийного потока воздуха в вихревом устройстве (ВУ), расположенном в теле лопатки, во втором приближении - после расчета температурного поля лопатки определялся коэффициент
елирования Таблица 1
Схема охлаждения лопатки Чл- > * °вКАн'м/1 РВмн^СМ1 тпл >к и1ст = °плм/с А щ,м Т'г,К 1 1СГ ' Р*гхст ,кг/ см2
Прототип [21 694 44 15,72 951 125 0,0003605 1580 1401 9,92
Схема [3] 1 приближение и = 0,5 662 19 10,42 777 125 0,0002939 1580 1401 9,92
667 32 10,42 830 125 0,0003142 1580 1401 9,92
Схема [3] 2 приближение и - 0,3 А = 0,5 662 19 10,42 797 125 0,0003015 1580 1401 9,92
667 32 10,42 851 125 0,0003219 1580 1401 9,92
Обозначения: Тпл,и]Ст РВг<» - температура, скорость, давление охладителя на входе в канал конвекгивного ох-
А'1 /7
лаждения; Тпл,и1СГ -температура, скорость охладителя, высота щели пленочного охлаждения; Т*г,Т*гхсг>р*гхсг ~
температура газа перед турбиной, температура и давление в моделируемых условиях работы лопатки.
теплоотдачи периферийного потока ВУ по методике Барсукова С. И., Кузнецова В. И [7]:
(2)
а]пр — коэффициент теплоотдачи периферийных слоев
газа при прямолинейном движении; ех - поправоч-
• V \
ный коэффициент, учитывающий вращательное движение периферийных слоев газа, определенный как в [7] по выражению (3):
1ОД
(3)
¿ь, ~~ средний эквивалентный диаметр периферий-ного потока газа; Л,г/> - средняя высота периферийного потока газа (по [7] г/,^ = 4Ла, ), а подогрев периферийного потока воздуха от ВУ рассчитывался по методике Стечкина Б. С. и др. [8], с учетом чего и задавались параметры (температура, скорость) воздуха, поступающего на пленочное охлаждение.
Условия моделирования теплового состояния лопатки турбомашины представлены в таблице 1.
При моделировании лопатки с вихревым энергоразделителем не учитывалось снижение температуры конструкции за счет отвода тепла периферийным потоком ВУ.
2. КОНСТРУКЦИЯ ЛОПАТКИ
Конструкция предложенной [3] и существующей лопатки [2] представлена на рис. 1.
Охлаждение лопатки турбины осуществляется следующим образом. Охлаждающий сжатый воздух поступает в полость подвода воздуха 1, выполненную в виде тангенциального улиточного завихрителя. Поток охладителя закручивается в полости 1, а в камере
а-А
Рис. 1. Схемы охлаждения лопаток турбины: а- известная: 1 - охлаждающие каналы передней кромки лопатки; 2 - полость выпуска воздуха в камеру сгорания; 3, 4 - ребра перфорации; 5 - очиститель!гые отверстия; 6 -охлаждающие каналы задней кромки лопатки; б - предлагаемая: 1 - полость повода воздуха к охлаждающим каналам передней кромки лопатки; 6 - полость повода воздуха к охлаждающим каналам задней кромки лопатки; 7 -ограничительная диафрагма; 8 - отверстие; 9, 12 - охлаждающие каналы; 10 - камера разделения потока охлаждающего воздуха; 11 -ребро регулирования
температурного разделения потока 10 воздух разделяется на холодный поток, движущийся через отверстие 8 в диафрагме 7 в канал конвективного охлаждения 12 охлаждаемой лопатки, и горячий. Горячий поток после камеры 10 поступает для последующего смешения с холодным потоком, прошедшим каналы конвективного охлаждения, а смесь идет на формирование пленочно-заградительного охлаждения. Температура горячего потока выше температуры исходного охлаждающего потока воздуха, но ниже температуры газа в камере сгорания и воздуха, прошедшего каналы конвективного охлаждения. Таким образом, охлаждающий воздух распределяется по перу лопатки так, что температура лопатки стабилизируется, а охлаждение лопатки осуществляется более эффективно за счет снижения температуры охлаждающего воздуха и его перераспределения по перу лопатки. Распределение потоков охлаждающего воздуха осуществляется ребром регулирования 11.
3. РЕЗУЛЬТАТЫ МОДЕЛИРОВАНИЯ ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ ЛОПАТКИ
Как описано выше, моделирование осуществлялось при окружной скорости лопаток первой ступени г/1=330л//с, определяющей перепад давления на
сопловом аппарате первой ступени, который является основным параметром для расчетного перепада давления в ВУ, влияющим на величину снижения температуры охлаждающего воздуха, поступающего на конвективное охлаждение.
Результаты моделирования теплового состояния лопатки (распределение температуры по поверхности корыта и спинки лопатки турбины) для окружной скорости м, = 330м / с , представлены на рис. 2. •
Результаты моделирования показывают, что при использовании системы охлаждения с вихревым энергоразделителем с относительным расходом холодного потока от ВУ /¿ = о,з максимальная температура лопатки несколько ниже, чем при /¿ = 0,5. Это
связано с более низкой температурой охладителя, поступающего на конвективное охлаждение и на пленку. Более низкая температура обусловлена тем, что при меньших // эффективность как холодильника ВУ выше, а температура периферийного потока ниже, чем при больших ¡л.
Учет подогрева периферийного потока ВУ при расчете схемы с вихревым энергоразделителем показал некоторое возрастание температуры конструкции лопатки. При использовании системы охлаждения с вихревым энергоразделителем уровень температур лопатки значительно (до 50 К) снижается.
Как видно из рис. 2 охлаждение лопатки по предложенной схеме более эффективно, а максимальная температура снижается в зависимости от относительного расхода холодного потока ВУ на 6...20 К, что ведет к увеличению ресурса лопатки по длительной прочности в 1,2 ... 1,8 раза [1].
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
/
На основе апробированного программно-информационного комплекса ТигЬо\¥огкз осу-
/
\
1200 1160 1100
т, К 1050 1000 950 900 850
800 750
1200 1150 1100 \ 1050 1000
Г, К 950 900 850 800
6)
»
1 1 ♦ " * 1
• V '1 ■ •
\\ /У
\. //
Ь
к /
/
\
Г, К
1250 1200 1150 1100 1050 1000 950 900 850 800 750
4 •• Л
Ж ¡х
1 ' - •
V; «у аг/
У.
V1 - ж -1/
А •
V.
0
0.015
1
0,03
0.045 0.06
О
1
0,015
0,03 у. 0.045 0.06 0.075
X, хГ
X.
1
\
Км/
- / У
У
Ш > (У
/
Г, к
1250 1200 1150 \ 1100 1050
1000 950 900 850 800
4
1 *
1*. Г /
• / 1 ,
• • 4 V
• * А - 4/ 4 У
..... г"У
О 0,010,03 0,045 0.06 1
2
О 0.015 0,03 ,0.045 0,06 0.075
М
Ху М
Рис. 2. Распределение температуры вдоль образующей корыта (1) и спинки (2) лопатки:.....- расчет для
существующей лопатки; а - расчет для предложенной лопатки с относительным расходом холодного потока ВУ р = 0,3 ; б - с относительным расходом холодного потока ВУ /л = 0,5 ;--расчет для предложенной лопатки в первом приближении;--расчет для предложенной лопатки во втором приближении
ществлено моделирование теплового состояния лопатки турбины с комбинированным охлаждением. При моделировании системы комбинированного охлаждения лопатки турбомашины установлена возможность снижения максимальной температуры (на 6...20 К) лопатки ГТД при применении конструкции с вихревым энергоразделителем. Снижение общего уровня температуры лопатки ведет к увеличению ее ресурса в 1,2 ... 1,8 раза [1]. По результатам работы предложена новая конструкция охлаждаемой лопатки турбины.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Теплопередача в охлаждаемых деталях газотурбинных двигателей / В. И. Л окай. М. Н. Бодунов, В. В. Жуйков, А. В. Щукин. - М.: Машиностроение, 1993. - 288 с.
2. Локай В. И. Газовые турбины двигателей летательных аппаратов. Теория, конструирование, расчет / В. И. Локай и др. - М.: Машиностроение, 1991. - 280 с.
3. Патент № 2208683 (РФ) Охлаждаемая лопатка турбины / Н. Н. Ковальногов, Д. Л. Жуховицкий, А. А. Цынас-ва. Регистрация от 20.07.2003.
4. Ковальногов Н. Н. Пограничный слой в потоках с интенсивными воздействиями / И. Н. Ковальногов. - Ульяновск: УлГТУ, 1996.-246 с.
5. Ковальногов Н. Н., Буинов Д. А.. Фомин А. Н. Расчет граничных условий теплоообмена на поверхности лопаток турбомашин дифференциальным методом //Тр. XIV Школы-семинара молодых ученых и специалистов под
руководством акад. РАН А. И. Леонтьева. - М.: МЭИ, 2003. - Т.2. - С.98-101.
6. Цынаева А. А. Моделирование процесса температурного разделения газа в вихревых трансформаторах Ранка при низких перепадах давления //Тезисы докладов XXVI Тепло физического семинара. СО РАН. Институт теплофизики им. С. С. Кутателадзе. - Новосибирск - С.241-242.
7. Барсуков С. И. Вихревой эффект Ранка. / С.И.Барсуков, В. И. Кузнецов. - Иркутск: Изд-во Иркут. унта, 1983.- 120 с.
8. Стечкин Б. С. Теория реактивных двигателей. Лопаточные машины /' Б. С. Стечкин, П. К. Казанджан, Л. П. Алексеев и др.; Под ред. акад. Б. С. Стечкина. - М.: Оборонгиз, 1956. - 548 с.
Ковальногов Николай Николаевич, доктор технических наук, профессор, академик Российской академии транспорта, заведующий кафедрой «Теплоэнергетика» Ульяновского государственного технического университета.
Жуховицкий Давид Львович, кандидат технических наук, доцент, зам. зав. кафедрой «Теплоэнергетика» Ульяновского государственного технического университета.
Цынаева Анна Александровна, аспирант кафедры «Теплоэнергетика» Ульяновского государственного технического университета.
