CC BY
45
электрической прочности обмоточных проводов с комбинированной слюдосодержащей изоляцией [3] по сравнению со стекловолокнистой изоляцией современных марок. Исследованные
марки проводов могут быть рекомендованы для применения в обмотках электрических машин, работающих в тяжелых условиях эксплуатации, при перенапряжениях.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Schuler R. Modern turn insulation for stator windings with form-wound coils, in high-voltage rotating machines // IEEE. ASEA Brown Boveri Etd. CH-5242 Birr/Switzerland. CH2587-4/88/0000-769. 1988,
2. Neal J.E. The development of micaceous conductor/ Turn insulation for HV rotating machines / Jones Stroud Insulations, Eongridge, Preston PR3 3BS, Lancashire, UK. P. 53-59.
3. Williams Joseph A. ill. A functional test comparison between mica over bare copper and double polyester glass over heavy polyester-amide imide insulation for high voltage multi-turn coils. 0-7803-79357/03 // IEEE. 2003. P. 595-597.
4. Карпушина Т.И., Андреев A.M. Метод испытаний высоковольтными импульсами междувитко-вой изоляции и его применение при автоматизи-
рованном производстве обмоток электрических машин // Электротехника. 2009. N° 3. С. 47—53.
5. Житомирский А.А. Исследование высоковольтной изоляции крупных электрических машин в условиях, приближающихся к эксплуатационным: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. СПб. 1980. 23 с.
6. Гнедин А.А., Мещанов Г.Н. Обмоточные провода с пленочной изоляцией. // Информэлектро. М„ 1987. Вып. 2. 66 с.
7. Андреев A.M., Азизов А.Ш., Таджибаев А.И., Монастырский А.Е. Оценка технического состояния электрических двигателей и генераторов на основе анализа частичных разрядов: Учебное пособие. 4.1. СПб.: Изд-во "ПЭИПК", 2007. 59 с.
8. Кучинский Г.С. Частичные разряды в высоковольтных конструкциях. J1.: Энергия, 1979. 224 с.
УДК621.22
В.И. Климович, Р.П. Казанцев
РАСЧЕТ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ГЛАВНОГО ЦИРКУЛЯЦИОННОГО НАСОСА ДЛЯ ЭНЕРГОБЛОКОВ ВВЭР-1000
Главные циркуляционные насосы (ГЦН) блоков АЭС работают в особых условиях: высокое давление в контуре (до 18 МПа), высокая температура перекачиваемой среды (до 300 °С), радиоактивность перекачиваемой среды, необходимость проведения дезактивации внутренних поверхностей кислотными или щелочными растворами. Поэтому к проточной части ГЦН предъявляются специальные требования. Однако наряду со специфическими требованиями проточная часть ГЦН должна обеспечивать высокий КПД насоса, так как затраты электроэнергии на привод ГЦН весьма значительны. Так, например, для реактора ВВЭР-1000 они составляют до 25 МВт (на 4 ГЦН). В связи с этим при отработке новых проточных частей без проведения дорогостоящих испытаний большую
роль играют численные методы моделирования потока в проточной части ГЦН. Основной целью нашей работы было расчетное исследование течений в проточной части ГЦН, определение интегральных показателей ГЦН (создаваемый напор и потребляемая мощность) при различных подачах и сопоставление расчетных и экспериментальных данных.
Исходными данными для расчетов служили чертежи рабочего колеса (РК), направляющего аппарата (НА), режимные параметры. Данные по рабочему колесу ГЦН задавались в виде линий ^(R,^ = const (9 —окружная координата средней линии лопатки, R — цилиндрический радиус, Z— вертикальная координа-
9
заказчика исходным данным представляли со-
Энергетика
бой дуги окружностей радиуса гф с координатами центра окружностей К=Кф2=2ф Толщина лопасти РК задавалась постоянной — 5 = 16 мм, число лопастей РК — 6. Диаметр РК принят равным 0 = 989 мм. Геометрия лопатки направляющего аппарата задавалась на основе данных чертежа НА: толщина лопаток НА — 5 = 16 мм, число лопаток НА — 13.
Геометрии обводов проточной части и кромок лопастных систем ГЦНА-1391, полученные в результате обработки исходных данных, приведены на рис. 1. Отметим, что высоты НА и РК — разные, поэтому на выходе из РК вблизи обводов могут возникать локальные отрывные зоны. Этот отрыв потока полностью смоделировать в рамках квазитрехмерной модели течения [1,2] не представляется возможным. Поэтому, предполагая, что средние линии входа в НА и выхода из РК совпадают, геометрия обводов на участке от выхода из РК плавно сопрягалась с обводами НА (см. рис. 1).
Число оборотов РК во всех расчетах задавалось равным п = 1000 об/мин.
Расчеты течений в проточной части ГЦН производились на основе квазитрехмерной модели движения [2]. Точки схода потока с выход-
ной кромки лопастных систем задавались как ближайшие к угловым точкам выходной кромки (см. [5]). Некоторые результаты расчетов течений в проточной части ГЦНА-1391 приведены на рис. 2—4.
Согласно представленным результатам расчетов в НА вблизи нижнего обода существует инерционный отрыв потока, обусловленный значительным градиентом момента окружной скорости вблизи нижнего обода на выходе из РК (см. рис. 2). Указанный отрыв потока негативно сказывается на энергетических характеристиках насоса.
Проводилось сопоставление численных результатов с данными экспериментальных исследований, проведенных на натурном стенде во время сдаточных испытаний ГЦН.
Мощность, передаваемая потоку от РК, определялась следующим соотношением:
^ = р®-0АЯУи. (1)
Здесь р = 962,4 кг/м3 — плотность воды при t = 100 °С, ю — угловая скорость вращения РК (1/с), 0 — расход жидкости (м3/с), АЯ¥и — разность моментов окружной скорости на входе и выходе РК.
Рис. 1. Геометрия обводов и положение кромок лопастных систем ГЦН
Рис. 2. Распределение меридиональных линий тока проточной части ГЦН в оптимальном режиме при подаче Q = 22040 м3/ч (Q = 6,111 м3/с)
Рис. 3. Распределение момента окружной скорости на выходе из РК ГЦН на оптимальном режиме при подаче 0 = 22040м3/ч (0 = 6,111 м3/с)
Рис. 4. Распределение момента окружной скорости на выходе из НА ГЦН на оптимальном режиме при подаче 0 = 22040м3/ч (0 = 6,111 м3/с)
Мощность, потребляемая насосом ТУ, определялась с учетом, что КПД электродвигателя равен 95 %, а механические потери энергии составляют примерно 170 кВт:
М = (2)
Действительный напор насоса определялся на основе расчета теоретического напора Нт и суммарных гидравлических потерь энергии Теоретический напор определялся с помощью соотношения
Нт=ыДЯУи/ё. (3)
При расчете суммарных гидравлических потерь энергии учитывались профильные и ударные потери в лопастных системах РК и НА [3], циркуляционные потери энергии на выходе из проточной части насоса [3], объемные потери энергии в РК [4], потери энергии в отводе.
Результаты расчетов потерь энергии, выполненных (на основе квазитрехмерной модели течения и соотношений (1)—(3), а также действительного напора и потребляемой мощности для трех исследованных подач ГЦН приведены в таблице.
Энергетические характеристики ГЦН
О) 03 § с Ударн. и профил. потери энергии в РК, м Ударн. и профил. потери энергии в НА, м Циркул. потери энергии, м Потери в отводе, м Объем, потери, м 2 а? Сь О с 03 X сь о (I) Н Действ, напор, м Потребл. мощн. N. кВт
19950 4,4 0,3 5,2 3,5 3,2 106,4 89,8 6040
22040 зд 0,4 5,6 4,2 2,9 96,7 80,5 6054
26910 1,9 0,6 7,8 6,2 2,2 73,9 55,2 5670
Дм-
90 -
90
60
ч
4 к,
\
\
\
\
\
\
ч
S
\ •
N, кВт
16000
18000
20000
22000
24000
26000 Q, м3/ч
5500
5000
Рис. 5. Сопоставление экспериментальных и расчетных значений действительных напоров, создаваемых ГЦН (--эксперимент, • — расчет)
На рис. 5, 6 показано сопоставление экспериментальных и расчетных данных по значениям действительных, создаваемых насосом напоров и потребляемой насосом мощности в зависимости от подачи. В целом надо отметить, что согласованность расчетных и экспериментальных данных по интегральным характеристикам насоса достаточно хорошая. Отличие расчетных и экспериментальных данных по создаваемому насосом напору в области подач 20000—27000 м3/ч не превышает 1 %. Таким образом можно констатировать, что применение квазитрехмерной модели течения для данного типа насоса в области практически интересных расходов правомерно.
Подведем итоги.
Показано, что применение квазитрехмерной модели для расчета гидродинамики проточной
16000 18000 20000 22000 24000 26000 0, м3/ч
Рис. 6. Сопоставление экспериментальных и расчетных значений мощности,
потребляемой насосом ГЦНА—1391
•
части ГЦН оправданно и дает хорошее совпадение по интегральным характеристикам насоса с экспериментальными данными.
Численное исследование гидродинамики проточной части ГЦН продемонстрировало, что на выходе из проточной части насоса при практически интересных значениях расхода могут образовываться области отрыва потока вблизи нижнего обода НА. Анализ полученных результатов показал, что энергетические характеристики насоса ГЦН могут быть повышены.
В качестве перспективного подхода рекомендуется рассмотреть возможность применения профилированного (нецилиндрического) НА, который позволит не только существенно снизить циркуляционные потери энергии, но и устранить зону отрыва потока.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Топаж Г.И. Расчет интегральных гидравлических показателей гидромашин. JL: Изд-во ЛГУ, 1989.
2. Климович В.И. Квазитрехмерный расчет течений жидкости в проточных частях гидромашин // Изв. АН СССР. МЖГ. 1991. № 2.
3. Этинберг И.Э., Раухман B.C. Гидродинамика гидравлических турбин. JL: Машиностроение, 1978.
4. Ломакин A.A. Центробежные и пропеллер-
ные насосы. М.-Л.: Машгиз, 1950.
5. Смирнов B.C. Разработка и исследование комбинированного отвода главных циркуляционных насосов для энергетических блоков АЭС / Дисс. ... канд. техн. наук, Сумы, 1982.
6. Крутиков Т.Е. Система диагностирования пред-помпажого состояния центробежного компрессора/ / Автореферат дисс. ... канд. техн. наук. СПб., 2003.
