CC BY
57
Высшая школа, 1971.- С. 206-207.
8. Евдокунин, Г.А. Электрические системы и сети [Текст]: Учеб. пособие для студ. электро-энерг. спец. вузов / Г.А. Евдокунин.— СПб.: Изд-во М.П. Сизова, 2004.- 304 с.
9. Беляев, А.Н. Основы переходных процессов в электроэнергетических системах [Текст]:
Метод, указ. по курс, проек. / А.Н. Беляев, С.Е. Герасимов, Р.В. Окороков, Г.А. Першиков, C.B. Смоловик, B.C. Чудный. - СПб.: СПбГПУ, 2007.- 36 с.
10. Методические рекомендации по проектированию развития энергосистем СО [Текст] / ЕС России.- 153-34.20.118-2003.
УДК 621.165
АЛ. Епифанов, А.И. Кириллов, В.А. Рассохин
РАСЧЕТ ХАРАКТЕРИСТИК ЛОПАТОЧНЫХ РЕШЕТОК МАЛОРАСХОДНЫХ ТУРБИН
По определению малорасходные турбины расходуют малое количество рабочего тела, соответственно малы проходные сечения их проточной части. При традиционной конструкции таких турбин приходится не только применять чрезмерно короткие лопатки, но и вводить малую степень парциальности, что приводит к резкому снижению КПД. Для того чтобы решить задачу создания экономичной малорасходной турбины, потребовалось пересмотреть принципиальные вопросы проектирования проточной части.
Созданием экономичных малорасходных турбин на кафедре турбинных двигателей и установок (ТДУ) Ленинградского политехнического института (ЛПИ) в 70-х годах прошлого века начала заниматься группа сотрудников под руководством профессора И. И. Кириллова. В резуль-
тате многолетних исследований был разработан новый класс малорасходных высоконагружен-ных сверхзвуковых турбинных ступеней конструкции ЛПИ [1,2].
Эти турбины разработки ЛПИ имеют конструктивные особенности лопаточного аппарата (рис. 1), отличающие их от турбин традиционного типа:
малые углы выхода сопловой решетки (а1л = = 3-9°);
малые углы входа рабочей решетки ф1л = = 6—14°); '
большие углы поворота потока в рабочей решетке (02=16О-17О°);
безразмерный шаг сопловой и рабочей решеток Ц/В> 1,2).
В основе разработанного класса малорасходных турбин ЛПИ лежат результаты многолетних
Рис. 1. Схема осевой ступени конструкции ЛПИ: В — ширина решетки; / — шаг решетки; а — горло межлопаточного канала;
оСд? (Зл — геометрические углы; 5 — межвенцевой зазор (индекс 1 относится к сопловой решетке; индекс 2— к рабочей решетке)
стендовых исследований, которые продолжаются на кафедре ТДУ и сегодня [3]. Анализ и обработка экспериментальных данных позволили создать основанный на одномерных представлениях о течении программный комплекс оптимального проектирования малорасходных проточных частей и профилирования лопаточных аппаратов.
Вместе с тем стендовые испытания — не единственный способ отработки проточных частей турбин. Достигнутые за последние годы успехи в развитии вычислительной гидродинамики позволяют ставить вопрос о существенном сокращении доли экспериментальных и доводочных работ при конструировании решеток и ступеней турбомашин. Например, многократно апробированный и удобный для пользователя программный комплекс вычислительной гидродинамики А^УЗ СИХ, ориентированный, в частности, на численное моделирование течения в проточных частях турбомашин, позволяет в короткие сроки и с относительно небольшими трудозатратами получить детальную информацию о структуре течения в ступени и ее интегральных характеристиках.
Цель и задачи исследования. Поскольку лопаточные решетки малорасходных турбин Л ПИ существенно отличаются от решетоктрадиционного типа, методика ихчисленного моделирования может не совпадать с методикой [4], рекомендованной для турбинных решетоктрадиционного типа.
Цель работы — настроить программный комплекс А^УЗ СИХ для решения задачи обтекания лопаточных решеток малорасходных турбин. При этом локальные и интегральные характеристики таких решеток должны рассчитываться с приемлемой для инженерных целей точностью. Для достижения указанной цели необходимо: исследовать свойства программного комплекса АН 8 У8 С ИХ применительно к моделированию течения в решетках малорасходных турбин;
сформулировать рекомендации по выбору комплекта вычислительных опций, обеспечивающих приемлемую точность результатов моделирования;
провести верификацию расчетов малорасходных сопловых и рабочих решеток в широком диапазоне изменения чисел Маха по данным стендовых испытаний.
В практике трехмерных расчетов турбин традиционного типа получил широкое распростра-
нение ЛА^-подход к моделированию турбулентных течений [5]. При использовании этого подхода решаются осредненные по Рейнольдсу стационарные или нестационарные уравнения Навье — Стокса, замкнутые моделью турбулентности. Этот подход наиболее экономичен с точки зрения вычислительных ресурсов и позволяет с удовлетворительной точностью моделировать течение во многих задачах гидродинамики. Однако универсальной модели турбулентности не существует, и для расчета течения в решетках малорасходных турбин необходимо подобрать подходящую модель турбулентности.
Хорошо себя зарекомендовала для численного моделирования течения в турбомашинах модель переноса сдвиговых напряжений 88Т— СС с поправкой на кривизну линий тока [6], что особенно актуально для решеток с большими углами поворота потока. Эта модель в зависимости от типа расчетной сетки может быть вы-сокорейнольдсовой (воспроизводится область развитого турбулентного течения, а трение на стенке определяется с помощью пристенных функций) или низкорейнольдсовой (ведется расчет всей области течения, включая вязкий подслой).
Для низкорейнольдсовой версии модели 88Т—СС сетка вблизи стенки должна быть гораздо более подробной, чем для высокорейнольд-совой. Следовательно, вопрос моделирования турбулентности должен решаться в тесной связи с выбором подходящей сетки.
Решетки сопловых лопаток. Рассмотрим численное моделирование турбулентного трехмерного течения в кольцевых малорасходных сопловых решетках на примере венца с геометрическим углом выхода 4,75° и безразмерным шагом 5,5. Эта решетка рассчитывалась в широком диапазоне чисел Маха с помощью ЛА^-подхода на четырех расчетных сетках:
грубой (50 тыс. узлов) и умеренно подробной (140 тыс. узлов) для моделирования турбулентности с помощью высокорейнольдсовой версии модели 88Т—СС;
умеренно подробной (700 тыс. узлов) и подробной (1 500 тыс. узлов) для моделирования турбулентности с помощью низкорейнольдсовой версии модели 88Т—СС.
Полученное в результате расчета поле скорости в среднем сечении решетки для сверхзвукового режима обтекания представлено на рис. 2.
Рис. 2. Поля чисел Маха на модели с различными сетками на режиме Ми= 1,6: а — грубая высокорейнольдсовая сетка (50 тыс. узлов); б— умеренно подробная высокорейнольдсовая сетка (140 тыс. узлов); в — умеренно подробная низкорейнольдсовая сетка (700 тыс. узлов); г — подробная низкорейнольдсовая сетка (1 500 тыс. узлов)
В целом поле скорости слабо зависит от размера расчетной ячейки и версии модели турбулентности. Отметим лишь отчетливо видимое повышение детализации распределения скоростей по мере измельчения расчетной сетки.
Перейдем к оценке эффективности решетки. При вычислении коэффициента полных потерь расчетные параметры потока осреднялись в контрольных сечениях по полному импульсу, как это обычно делается и при обработке опытных дане
0,35
ных для лопаточных решеток. Контрольные сечения были выбраны на расстоянии горла от входного фронта решетки и на расстоянии половины горла от ее выходного фронта. Вычисленный таким образом коэффициент полных потерь верифицировался (рис. 3) поданным стендовых испытаний.
Расчет в целом отражает характер изменения потерь с увеличением числа Маха. В области чисел М1г» 0,8 экспериментальные точки лежат
0,30
0,25
0,20
0,15
0,10
• Е
с •« » л
ф*- ф 4 > гг
€ > • ц ф ( £ • • • < > Щ
0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 Ми
Рис. 3. Зависимость коэффициента потерь в кольцевой сопловой решетке от числа Маха (• — экспериментальные данные; □ — высокорейнольдсовая сетка (50 тыс. узлов); О — высокорейнольдсовая сетка (140 тыс. узлов); А — низкорейнольдсовая сетка (700 тыс. узлов); О — низкорейнольдсовая сетка (1 500 тыс. узлов))
в зоне результатов, рассчитанных с помощью СИХ. Значения потерь, полученные расчетом на грубой сетке, завышены по сравнению с опытными во всем диапазоне чисел Маха. Наибольшее рассогласование расчетных и опытных данных имеет место при М „ » 1,2, где экспериментальная точка, по-видимому, несколько занижена. Расхождение между расчетными значениями коэффициентов потерь снижается по мере увеличения числа Маха, одновременно снижается разница между данными расчетов и опыта.
В среднем копытным наиболее близки значения коэффициента потерь, вычисленные с применением низкорейнольдсовой модели турбулентности и состоящей из 700 тыс. узлов расчетной сетки. Однако, учитывая, что время расчета при низкорейнольдсовой модели турбулентности во много раз больше, чем при высокорейнольдсо-вой, а разница в результатах совсем невелика, малорасходные сопловые решетки допустимо рассчитывать с помощью высокорейнольдсовой версии модели турбулентности 88Т-СС, используя экономичные в отношении времени расчета умеренно подробные сетки.
Исследования двух других сопловых решеток (первая из них имеет геометрический угол выхода 3° и безразмерный шаг 4,4, вторая — геометрический угол выхода 3,5° и безразмерный шаг 8,7) подтвердили это заключение.
Решетки рабочих лопаток. На стенде кафедры ТДУ малорасходные рабочие решетки испы-тывались в составе ступени. Стенд оснащен контрольно-измерительными приборами для траверсирования потока в среднем по высоте сечении кольцевой рабочей решетки. По данным траверсирования были вычислены экспериментальные значения коэффициентов профильных потерь в рабочей решетке.
Условия проведения стендовых испытаний решеток рабочих лопаток были воспроизведены в программном комплексе СИХ. Моделирование стендовых испытаний позволило, во-первых, провести верификацию результатов расчета потерь в рабочих решетках по экспериментальным данным и, во-вторых, оценить влияние входной неоднородности потока и нестационарности течения на коэффициент профильных потерь в рабочей решетке.
Предварительно вопросы выбора подходящих для расчета рабочих решеток подхода к модели-
рованию, размера вычислительных сеток и модели турбулентности отрабатывались в двумерной постановке на трех решетках: 1 ) с геометрическим углом входа 8°, безразмерным шагом 1,5 и геометрическим углом выхода 8°; 2) с геометрическим углом входа 11°, безразмерным шагом 1,15 и геометрическим углом выхода 12°; 3) с геометрическим углом входа 14°, безразмерным шагом 1,16 и геометрическим углом выхода 15°.
В этой предварительной серии расчетов на вход в решетку поступал поток с однородным полем скорости, а в качестве граничных условий были выбраны постоянные вдоль шага решетки давление и температура торможения на входе в расчетную область и статическое давление при выходе из нее. По результатам исследований сделан вывод, что, как и в случае сопловых решеток, инженерный расчет решеток рабочего колеса можно проводить, используя RANS-подход, высоко-рейнольдсовую версию модели турбулентности и умеренно подробные сетки.
Сопряжение течения в решетках соплового аппарата (в абсолютном движении) и рабочего колеса (в относительном движении) выполнялось способом Frozen Rotor. Этот способ не учитывает фактора нестационарности течения, однако позволяет сформировать перед решеткой рабочего колеса неоднородный в окружном направлении поток, близкий к условиям натурного течения. Для оценки дополнительного влияния нестационарности были проведены расчеты способом Transient Rotor Stator [7].
Рассмотрим поля коэффициентов потерь в среднем по высоте сечении рабочей решетки при обтекании ее однородным и неоднородным потоком (рис. 4). Видно, что за точкой максимальной кривизны выпуклой поверхности профиля при однородном потоке формируется более интенсивный отрыв, чем при неоднородном. Однако под влиянием входной неоднородности потока возрастает локальный коэффициент потерь в зоне пограничного слоя на выпуклой поверхности входной части рабочей лопатки начиная с входной кромки, а также увеличиваются потери в ядре канального течения. С выходной кромки рабочей решетки при неоднородном входном потоке сходит более интенсивный след.
Результаты расчета суммарного коэффициента профильных потерь и верификация расчета по данным эксперимента в зависимости от числа Маха приведены на рис. 5.
Рис. 4. Локальный коэффициент потерь в среднем сечении рабочей решетки на режиме М2/ = 1,7 при однородном (а) и неоднородном потоке на входе (б)
Рис. 5. Суммарный коэффициент профильных потерь в рабочей решетке от М2/ (• — экспериментальные данные; О — однородный поток на входе в решетку; А — неоднородный поток на входе в решетку; □ — потери с учетом нестационарности)
Неоднородность потока, создаваемая сопловыми лопатками, приводит к существенному росту потерь в рабочей решетке. На дозвуковых и трансзвуковых режимах разница в потерях составляет 0,06—0,10, на сверхзвуковых режимах — около 0,04 (см. рис. 5). С учетом потерь от неоднородности входных параметров экспериментальные и расчетные данные согласуются удовлетворительно. Дополнительные потери от нестационарности, расчет которых требует весьма больших затрат вычислительного времени, для рассмотренного класса решеток рабочего колеса сравнительно невелики, и при оценке коэффициентов потерь их в первом приближении можно не учитывать.
В работе проведен анализ возможностей программного комплекса ANSYS CFX применительно к моделированию трехмерного течения в решетках сопловых и рабочих лопаток малорасходных турбин ЛПИ.
Достоверность расчетных значений коэффициентов профильных потерь в сопловых и рабочих решетках подтверждена сравнением их с данными стендовых испытаний.
Показано, что при использовании RANS-подхода и высокорейнольдсовой версии модели турбулентности SST—СС на умеренно подробных расчетных сетках интегральные характеристики решеток рассчитываются с приемлемой для инженерных целей точностью.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Кириллов, И.И. Выбор оптимальных геометрических параметров осевых малорасходных турбин [Текст] / И.И. Кириллов, J1.C. Гринкруг, O.E. Куприянов, В.А. Рассохин // Научные проблемы современного энергетического машиностроения и их решение: Тез. докл. Всесоюзной научно-технической конф. (28-29 января 1987 г.)."- Л., 1987.— С. 118-119.
2. Рассохин, В.А. Турбины конструкции ЛПИ: преимущества, характеристики, опыт разработки и применение [Текст] / В.А. Рассохин // Энергомашиностроение. Труды СПбГПУ,— N°491. СПб.: Изд-во Политехи, ун-та, 2004,— С. 152—161.
3. Беседин, С.Н. Стенд для исследования высокооборотных модельных ступеней малорасходных турбин конструкции ЛПИ [Текст] / С.Н. Беседин, H.A. Забелин, Ю.В. Матвеев [и др.] // Высокие интеллектуальные технологии и инновации в образовании и науке: Материалы XVII Междунар. научно-метод. конф. 11 — 12 февраля 2010 года, СПб.- Том 1,- СПб.: Изд-во Поли-
технического университета, 2010.
4. Галаев, С.А. Численное моделирование течения вязкого газа в решетках осевых турбомашин: методика и результаты применения современных программных средств |Текст|: Дис. ... канд. техн. наук / С.А. Галаев,- СПб., 2006,- 166 с.
5. Смирнов, Е.М. Течения вязкой жидкости и модели турбулентности: методы расчета турбулентных течений [Текст] / Е.М. Смирнов, А.В. Гар-барук,— СПб.: Изд-во Политехнического университета, 2007,— 127 с.
6. Smirnov, Р.Е. Sensitization of the SST turbulence model to rotation and curvature by applying the Spalart-Shur correction terni |Текст] / Р.Е. Smirnov, F.R. Men-ter // ASME.— Paper (GT2008-50480).- 2008.— P. 1-8.
7. Епифанов, A A. Расчет трехмерного течения в ступенях малорасходных турбин [Текст] / АА Епифанов, АИ. Кириллов, В.А. Рассохин // Научно-технические ведомости СПбГПУ. Сер.: Наука и образование,- 2012. № 1 (142).- С. 65-70. "
УДК 621.311.22
Г. В. Василенко, Н.Т. Амосов
ДИАГНОСТИКА СОСТОЯНИЯ СЕТЕВЫХ ПОДОГРЕВАТЕЛЕЙ ЭНЕРГОБЛОКА Т-180-130 И ПРЕДЛОЖЕНИЯ ПО СНИЖЕНИЮ ИХ ПОВРЕЖДАЕМОСТИ
Почти сорокалетний опыт эксплуатации горизонтальных сетевых подогревателей ПСГ-5000 турбоустановок Т-250/300-240 ТМЗ, оснащаемых трубной системой из аустенитной нержавеющей стали 12X18 Н ЮТ, свидетельствует о систематических повреждениях трубных пучков ПСГ-2 и подтверждает склонность стали к коррозионному растрескиванию под напряжением [11]. Это приводит к необходимости массового глушения трубок либо их полной замены. Поданным [1, 7,10] замена трубных пучков подогревателей осуществляется через 5—9 лет. Наработка ПСГ-2 до первых повреждений составляет 12—15 тыс. часов, а массовое разрушение наступало, например, на Южной ТЭЦ Санкт-Петербурга через 20 тыс. ч, на ТЭЦ-22 Моск-
вы — через 24 тыс. ч, в Киеве на ТЭЦ-5 — через 38 тыс. ч и ТЭЦ-6 — через 30 тыс. ч.
В 2006 году на Правобережной ТЭЦ ОАО «ТГК-1» был введен в эксплуатацию энергоблок с турбоустановкой Т-180/210-130 производства Л МЗ, которая оснащена аналогичными сетевыми подогревателями ПСГ-5000. И уже в первый период эксплуатации в ПСГ-2 пришлось заглушить значительное количество трубок для предотвращения присосов сетевой воды в цикл энергоустановки.
Повреждения обычно наблюдаются с паровой стороны. Трещины, расположенные по длине трубок (между трубными досками), имеют, как правило, межкристаллитный характер и ветвистый вид «паука», а трещины в районе труб-
