CC BY
44
B.L. Agrawal, J.E.Jan Ness.— Wiley-IEEE Press.— January- 1999.
7. Harb, A.M. Modern nonlinear Theory As applied to SSR of the IEEE second Benchmark Model [TckctJ / A.M. Harb, M.S, Widyan // Bologna PowerTeeh Conference.— Bologna.— Italy. 2003.
8. Козлов, B.H. Управление энергетическими системами. 4.2. Электромеханические процессы |TeKCTj / B.H. Козлов.— СПб.: Изд-во Политехнического университета, 2006.
9. Александров, Г.Н. Передача электрической энергии переменным током ¡'1скст| / Г.Н. Александров.— М.: Изд-во «Знак», 1998.— 278 с.
10. Веников, В.А. Дальние передачи переменного и постоянного тока ¡'1скст| / В.А. Веников, Ю.П. Рыжов.— М.: Энергоатомиздат, 1985.— 276 с.
11. Евдокунин, Г.А. Исследование статической устойчивости дальних линий электропередач с управляемыми шунтирующими реакторами |TeKCTj /Г.А. Евдокунин, А.А. Рагозин.— Электричество. 1996. N° 8.
12. Александров, Г.Н. Управляемые реакторы [Тексту Учебное пособие / Г.Н. Александров, В.П. Лунин / Нентр подготовки кадров энергетики,- СПб., 2005.
13. Marsden, J.E. The Hopf Bifurcation and its applications [TckctJ / J.E. Marsden, M. McCraken.— NEW YORK: SPRINGER-VERLAG. 1976.
14. Методы теории чувствительности в автоматическом управлении [TckctJ / Под ред. Е.Н. Ро-
зенвассера и P.M. Юсупова.— J1.: Энергия, Ленинградское отделение, 1971.
15. Elango, M.K. Application of Neural Networks for Power Quality Disturbance Classification Using Hilbert Huang Transform [TckctJ / M. K. Elango, A. Nirmal Kumir, S. Purushothman // European Journal of Scientific Research ISSN 1450-216Х,- 2010. Vol. 47, № 3,- P. 442-454.
16. Ott, E. Controlling chaos [TckctJ / E. Ott, С. Grebogi, J. Yorke // Phys. Lett.- 1990. Vol. 64. P. 1196-1199.
17. Pyragas, K. Control of chaos via an unstable delayed feedback controller [Текст J / K. Pyragas // Phys. Rev. Lett. A.- 2001. Vol. 86,- P. 265-2268.
18. Handbook of neural network signal processing / Ed., Yu Hen Hu, Jenq-Neng Hwang., Boca Raton.— London, New York, Washington.— D. C. 2002.
19. Tarafdar Haque, M. Application of Neural Networks in Power Systems [TckctJ / M. Tarafdar Haque, AM. Kashtiban //A Review. World Academy of Science, Engineering and Technology.— 2005.— № 6.
20. Voltage Control in Smart Grids: An Approach Based on Sensitivity Theory [TckctJ / Jörn. Electromagnetic Analysis & Applications.— 2010.— № 2.— P. 467-474
21. Petkovski, D. Suboptimal Performance Criterion Sensitivity of Large-Scale Decentralized Control Systems / Djordjija Petkovski // Kybernetica.— 1986. Vol. 22. № 6.
УДК 621.438
К. Д. Андреев, Н.А. Забелин, В.А. Рассохин
ВЫБОР ПАРОВОЙ ТУРБИНЫ ДЛЯ ПАРОГАЗОВОЙ УСТАНОВКИ НА БАЗЕ ГАЗОТУРБИННОГО ДВИГАТЕЛЯ ТИПА НК-16СТ
В статье рассматривается возможность создания паротурбинной установки (ПТУ), работающей в составе комбинированной парогазовой установки типа ПГУ-20 на базе газотурбинного двигателя НК- 16СТ и использующей генерируемый в котле-утилизаторе пар [1]. Традиционно такие проблемы решаются при использовании в качестве ПТУ многоступенчатых турбин соответственной мощности [2]. Однако такие ПТУ имеют большое количество турбинных ступеней, значительные массогабаритные показатели при относительно невысокой экономичности и слож-
ную технологию изготовления лопаточных аппаратов проточной части.
В нашей работе предлагаются решения по созданию проточных частей ПТУ, основанные на опыте разработок сверхзвуковых турбинных ступеней, которые исследовались в Санкт-Петербургском государственном политехническом университете (СПбГПУ) под руководством доктора технических наук профессора В.А. Рассохина и Инновационной научно-технической фирме «Турботехника», созданной при СПбГПУ для решения подобных задач. Применение та-
ких ступеней позволяет существенно улучшить массогабаритные показатели ПТУ без заметного снижения экономичности. Вместе с тем некоторые технологические ограничения, определяемые заводом-изготовителем, не позволяют оптимально решить задачу максимальной экономичности. К таким ограничениям прежде всего относятся:
невозможность изготовления радиалыю-осе-вых ступеней;
сложности производства сопловых и рабочих лопаток с изменяющейся геометрией по высоте и замками крепления лопаток на ободе диска;
требование расширения размеров межлопаточных каналов сопловых аппаратов (СА), направляющих аппаратов (НА) и решеток рабочих колес (РК), выполняемых методом фрезерования.
Несмотря на поставленные ограничения, в предлагаемой работе удалось найти оптимальные технические решения для ПТУ-5ТТ в составе указанной комбинированной установки.
Выбор кинематической схемы паровой турбины ПТ-5ТТ
Один из основных этапов проектирования новой паротурбинной установки — выбор кинематической схемы проточной части турбины, влияющей как на эффективность ПТУ, так и на ее массогабаритные параметры. В определенной
Вариант 3
степени выбор кинематической схемы зависит и от технологической оснащенности производства. На этапе подготовки технического предложения был проработан ряд возможных вариантов кинематических схем проточной части ПТУ, представленных ниже:
вариант 1 — однопоточная турбина с ради-алыю-осевой и двумя осевыми ступенями;
вариант 2 — двухпоточная турбина с ради-алыю-осевой и двумя осевыми ступенями по одному потоку;
вариант 3 — двухпоточная осевая турбина с двумя ступенями по одному потоку;
вариант 4 — двухпоточная центростремительная турбина с двумя ступенями по одному потоку (рис. 1);
вариант 5 — двухпоточная турбина с первой центростремительной и осевыми ступенями по одному потоку (рис. 2).
Газодинамические расчеты представленных вариантов показали, что наибольшей эффективностью обладает турбина с проточной частью по варианту 2. Остальные варианты, обладая также достаточно высокой эффективностью, имеют преимущества как в конструктивном, так и в технологическом плане.На основании анализа кинематических схем к рассмотрению и дальнейшему детальному анализу были приняты варианты 4 и 5 (см. рис. 1 и 2).
Вариант 4
Рис. 1. Двухпоточная центростремительная турбина с двумя ступенями по одному потоку
Рис. 2. Двухпоточная турбина с первой центростремительной и второй осевой ступенями по одному потоку
Газодинамические расчеты и определение внутренних КПД и мощности двух вариантов паровой турбины ПТУ-5ТТ
Выбор основных геометрических характеристик ступеней паровой турбины: диаметральных и осевых размеров, частоты вращения, числа ступеней с учетом прочностных ограничений.
ПТУ-5ТТ-3/1 — вариант 4, проектировался на частоту вращения вала 6000 об/мин. Частота вращения вала, периферийный диаметр и ши-ринарабочих лопаток колеса выбраны по результатам прочностных расчетов предельно высокими, но такими, чтобы обеспечить требуемый запас прочности. Максимальный диаметр для рабочего колеса близок к предельному значению, допускаемому технологическим оборудованием завода-изготовителя и необходим для увеличения проходных сечений, особенно на выходе из турбины.
Проточная часть состоит из двух радиальных центростремительных ступеней. В первой ступени использован лопаточный аппарат конструкции ЛПИ для высоконагруженных малорасходных сверхзвуковых турбин с малыми углами потока. Горловые сечения рабочих решеток выбраны с учетом технологических требований.
Первая радиальная ступень выполнена высо-конагруженной: с углом выхода потока из ступени, заметно отличающимся от радиального направления. Это позволило выработать в первой ступени максимальную мощность. Вторая ступень спроектирована для использования большой кинетической энергии, выходящей из первой ступени. Для этого направляющие лопатки второй ступени имеют входной угол, подстроенный под угол выхода из первой ступени. Уменьшение окружной скорости вместе с радиусом уменьшает работоспособность второй и возможных последующих ступеней. Кроме того, длина последней лопатки не может быть увеличена из-за прочностных ограничений. Таким образом, от попытки использовать три радиальные ступени из-за прочностных ограничений пришлось отказаться.
ПТУ-5ТТ-4/1 — вариант 5. Проточная часть состоит из радиальной центростремительной ступени и двух осевых ступеней обычного типа (см. рис. 2). В первой ступени использован лопаточный аппарат, разработанный в ЛПИ для высоконагруженных малорасходных сверхзвуковых турбин с малыми углами потока. Периферийный
диаметр и ширина рабочего колеса выбраны по результатам прочностных расчетов, чтобы обеспечить требуемый запас прочности. Вариант проектировался на повышенную частоту вращения вала 9000 об/мин, поскольку на диске рабочего колеса имеется только один ряд рабочих лопаток. Горловые сечения рабочих решеток выбраны с учетом технологических требований.
Геометрические характеристики осевых ступеней выбирались на базе проектировочных расчетов с учетом прочностных и технологических ограничений. Требовалось выполнить лопатки всех ступеней незакрученными, поэтому введено ограничение на коэффициент веерности последней ступени {(¡/И)2 > 8—10. Наилучшее согласование проточной части радиальной ступени с двумя осевыми, обеспечивающее наибольший КПД при выполнении всех ограничений, достигнуто на ступенях с оптимально подобранной геометрией.
Профилирование сопловых аппаратов и рабочих колес ПТУ-5ТТ-3/1 и ПТУ-5ТТ-4/1. Эффективность проточных частей турбоустановок целиком и полностью определяется квалифицированным профилированием сопловых и рабочих лопаток. Применение традиционных методов расчета и построения проточных частей зачастую приводит к значительному возрастанию числа ступеней и увеличению массы и габаритов установки. Использование опыта, накопленного в СПбГПУ (ЛПИ) под руководством профессоров И.И. Кириллова и В.А. Рассохина, позволяет создавать эффективные высокона-груженные турбинные ступени, в значительной степени уменьшающие массогабаритные характеристики при высоких значениях КПД.
В процессе профилирования как сопловых, так и рабочих лопаток первых высоконагруженных ступеней использованы расчетные и графические пакеты программ, разработанные на кафедре «Турбиностроение» СПбГПУ. При проектировании лопаток последних ступеней применяются современные методы профилирования, разработанные в других организациях. Профили лопаток сопловых аппаратов и рабочих колес представлены на рис. 3,4.
Описание проточных частей вариантов турбины ПТУ-5ТТ-3/1 и ПТУ-5ТТ-4/1
ПТУ-5ТТ-3/1. Радиальная центростремительная двухступенчатая проточная часть представлена на рис. 5. Особенностью проточной
Рис. 3. Сопловой аппарат (а) и рабочее колесо (б) 1-й ступени и сопловый аппарат (в) и рабочее колесо (г) 2-й ступени ПТУ-5ТТ-3/1
г)
Рис. 4. Сопловые аппараты 1-й (я), 2-й (в), 3-й (д) ступеней и рабочие колеса 1-й (б), 2-й (г), 3-й (е) ступеней ПТУ-5ТТ-4/1
б)
Рис. 4. (Окончание)
ПТУ-5ТГ-4/1 — двухпоточная турбина с центростремительной и двумя осевыми ступенями. Проточная часть турбины представлена на рис. 6. Особенностью проточной части данного варианта является выполнение рабочих лопаток заодно с дисками рабочих колес путем фрезерования по ободу. Для центростремительной ступени фрезерование осуществляется аналогично предыдущему варианту. Фрезерование лопаток осевых ступеней производится в радиальном направлении как для сопловых аппаратов, так и для рабочих колес.
Определение внутренних КПД и мощности паровой турбины. Параметры пара выбраны после оптимизационных расчетов тепловой схемы для всех вариантов одинаковыми: Р()* = = 17,5 бар; = 360 °С с давлением в конденсаторе Р2 = 0,125 бар. Это сочетание параметров обеспечивает требуемую мощность установки при минимальной допустимой степени влажности на входе в конденсатор. Из расчета тепловой схемы расход пара должен быть С= 8,59 кг/с (на поток4,295 кг/с).
Внутренние КПД и мощности вариантов паровой турбины определялись детальными га-
части данного варианта является выполнение рабочих лопаток заодно с диском рабочего колеса путем фрезерования по ободу в осевом направлении. Фрезерование лопаток сопловых аппаратов осуществляется аналогичным образом по ободу кольцевых диафрагм.
Ь о
т т
Т 1" 1
1 1 1
у* о
: '-1 "Г ^
/ -'- Т II
Рис. 5. Проточная часть ПТУ-5ТТ-3/1
зодинамическими расчетами в контрольных сечениях проточной части с нахождением всех составляющих потерь мощности, включая внутренние протечки рабочего тела, по полуэмпирическим зависимостям. Давление торможения на первых ступенях всех вариантов уменьшено на величину потерь в системе парораспределения.
ПТУ-5ТТ-3/1 — вариант 4. Проектирование радиальной высоконагруженной ступени велось методом вариантных расчетов в рамках прямой задачи (проверочные расчеты ступеней с заданной геометрией) с помощью программы определения параметров потока и характеристик сверхзвуковой ступени, в которой используются зависимости для потерь энергии в ступенях данного типа. Коэффициенты скоростей в направляющих и рабочих лопатках ступеней вычислялись по зависимостям, обобщившим экспериментальные данные в профилях данного типа. Отклонения от оптимальной геометрии и высокие сверхзвуковые скорости потока привели к высокому уровню потерь в проточной части и низкому значению КПД — 0,633.
Уменьшение окружной скорости вместе с радиусом привело к значению характеристического числа второй ступени меньше желаемого (оптимального). Это обстоятельство не дало возможности обеспечить в данном варианте полностью радиальный выход потока из проточной
Рис. 6. Проточная часть ПТУ-5ТТ-4/1
части. Кроме того, длина последней лопатки не может быть увеличена из-за прочностных ограничений. Все перечисленные факторы не позволили поднять внутренний КПД второй радиальной ступени выше 63,9 %. Результаты расчетов параметров потока пара в сечениях межвенцо-вых зазоров по ступеням ПТУ-5ТТ-3/1 (вариант 4) представлены в табл. 1. Суммарная мощность всех ступеней составляет 2677,5 кВт на поток, или 5355 кВт на всю турбину, что с учетом потерь в клапанах соответствует мощностному КПД проточной части 69,4 %.
Таблица 1
Результаты газодинамического расчета ПТУ-5ТГ-3/1 (вариант 3) в расчете на один поток
Значение параметра
Наименование параметра Размерность для 1-й ступени для 2-й ступени
Температура торможения на входе в ступень, "С 360 140,1
Давление торможения на входе в с^пень, Р0 бар 17,15 0,90748
Расход пара через СА, ССа кг/с 4,295 4,2
Давление на выходе из НЛ, Р1 бар 0,7014 0,17944
Температура на выходе из НЛ, t1 "С 100,1 57,8
Число Маха по абсолютной теоретической скорости за СА, Мс14 - 2,655 1,499
Скорость за НЛ, С1 м/с 1019,4 645,5
Коэффициент скорости в СА, фСА - 0,894 0,899
Угол потока за СА,а1 град. 14,3 21,92
Относительная скорость за СА, Х1 м/с 707 645,5
Угол потока на входе в Ж,р1 град. 20,83 39,6
Число Маха по относительной скорости на входе в Ж, Мщ1 - 1,851 0,876
Окончание табл. 1
Значение параметра
Наименование параметра Размерность для 1-й для 2-й
ступени ступени
Число Маха по относительной теор.скорости на выходе из РК, М „ - 1,646 1,047
1 1 Коэффициент скорости в РЛ,\|/ - 0,92 0,9266
Температура торможения в относительном делении за Ж, ?,,¥2 "С 225 112,8
Давление за ступенью, Р2 бар 0,600 0,125
Температура за ступенью, и "С 102,4 50,3
Число Маха за ступенью, МС2 - 0,912 0,657
Окружная скорость за Ж, щ м/с 326,7 277,7
Скорость потока за ступенью, С2 м/с 388 265,6
Угол выхода потока из ступени,а 2 град. 22,72 72,4
Скорость потока в относительном делении за Ж, X м/с 700 438,6
Угол потока на выходе из РК,р*2 град. 12,35 35,25
Термодинамическая степень реактивности ступени,рт - 0,056 0,15
Характеристическое число, щ/С0 - 0,280 0,336
Окружной ЮТД ступени,т|н - 0,636 0,681
Внутренний ЮТД ступени,т|в - 0,633 0,639
Внутренняя мощность ступени, Жвнут кВт 1844 833,5
ПТУ-5ТТ-4/1 — вариант 5. Перепад давлений на первую радиальную ступень выбирался таким образом, чтобы обеспечить выход потока, близкий к радиальному направлению. Сочетание высоких значений частоты вращения вала и диаметра рабочего колеса делает первую радиальную ступень высоконагруженной со сверхзвуковым течением за сопловым аппаратом. Проектирование радиальной высоконагруженной ступени велось методом вариантных расчетов в рамках проверочных расчетов ступеней с заданной геометрией. Для этих целей обратились к программе расчета параметров потока и характеристик сверхзвуковой ступени, в которой используются зависимости для потерь энергии в ступенях данного типа. Отклонения от оптимальной геометрии, вызванные прочностными и технологическими ограничениями, привели к высокому уровню потерь в проточной части и значению КПД ступени, равному 0,692.
Коэффициенты скоростей в направляющих и рабочих лопатках осевых ступеней вычислялись по зависимостям, обобщившим экспериментальные данные в профилях данного типа. Гидравлические потери при течении в переходном диффузоре между радиальной и осевыми
ступенями учтены за счет уменьшения давления торможения перед первой осевой ступенью. Распределение перепадов и выбранные значения степеней реактивности обеспечили углы выхода потока из осевых ступеней, близкие к 90°. Результаты расчетов параметров потока пара в средних сечениях межвенцовых зазоров по ступеням ПТУ-5ТТ-4/1 (вариант 5) представлены в табл. 2.
Суммарная мощность всех ступеней на поток составляет 2991,8 кВт, или5983,6 кВтнавсю турбину ПТУ-5ТТ-4/1 (вариант 5), что с учетом потерь в клапанах соответствует мощностному КПД проточной части 77,5 %.
Предварительные проработки конструкции турбин типа ПТУ-5ТТ-3/1 и ПТУ-5ТТ-4/1
Были проведены также предварительные проработки конструкций паротурбинных установок на базе вышерассмотренных проточных частей. Эскизный вариант конструкции ПТУ-5ТТ-3/1 представлен на рис. 7.
При конструктивных проработках предварительных вариантов конструкций ПТУ-5ТТ-3/1 основное внимание уделялось сокращению трудоемкости как в процессе изготовления узлов
Таблица 2
Результаты газодинамического расчета ПТУ-5ТТ-4/1 (вариант 4) в расчете на один поток
Наименование параметра Размерность Значение параметра
для радаальн. ступени для 1-й осев. ступени для 2-й осев. ступени
Температура торможения на входе в ступень, "С 360 178,9 88,2
Давление торможения на входе в ступень, Р0 бар 17,15 0,9 0,666
Расход тара через СА, 0Са кг/с 4,295 4,17 4,2
Давление на вькоде из НЛ, Р1 бар 2,207 0,927 0,237
Температура на вьгсоде из НЛ, ?1 "С 176,6 113,2 63,8
Число Маха по абсолютной теоретической скорости за СА, Мс14 - 1,981 1,065 1,244
Скорость за НЛ, С1 м/с 865,6 512,6 522,2
Коэффициент скорости в СА,фСА - 0,894 0,945 0,942
Угол потока за СА,а1 град. 6,62 11,89 15,76
Относительная скорость за СА, Х1 м/с 447 165 177,3
Угол потока на входе в Ж,р1 град. 12,9 40,82 53,03
Число Маха по относительной скорости на входе в РК, М„1 - 1,023 0,343 0,557
Число Маха по относительной теоретической скорости на вьжоде из Ж, М¥2, - 0,998 0,819 1,102
Коэффициент скорости в РЛ,у - 0,835 0,949 0,948
Температура торможения в относительном движении за Р^ 4и2 "С 222,6 120,3 112,3
Давление за сопенью, Р2 бар 2,0 0,636 0,125
Температура за сопенью, ?2 "С 177,8 85,5 49,5
Число Маха за еденью, МС2 - 0,165 0,267 0,476
Окружная скорость за Ж, и2 м/с 424,1 382,2 402,9
Скорость потока за сопенью, С2 м/с 70 124,6 186,2
Угол вькода потока из ступени,а 2 град. 95 102,2 93,9
Скорость потока в относительном двоении за Ж, Х2 м/с 423 378,9 431,1
Угол потока на вьжоде из РК,(3 2 град. 9,5 18,89 25,47
Термодинамическая степень реактивности ступени,рт - 0,058 0,3 0,35
Характеристическое число, и2/Со - 0,426 0,589 0,587
Окружной Ю1Д ступени,т|ц - 0,707 0,87 0,823
Внутренний Ю1Д с^пени,т|в - 0,692 0,788 0,789
Внутренняя мощюсть ступени, Жвнут кВт 1477 712,0 802,4
Рис. 7. Эскизный вариант продольного разреза ПТУ-5ТТ-3/1
и деталей двигателя, так и при сборке. Из соображений обеспечения высокой прочности и надежности внешних корпусов турбины их конструкция не имеет горизонтального разъема. В связи с этим сборка блока осуществляется в осевом направлении. Единственными элементы, имеющие горизонтальный разъем, в данной конструкции — лабиринтовые уплотнения.
В конструкции ПТУ-5ТТ-4/1 использованы те же принципы построения блока ПТУ-5ТТ-3/1. Однако распространение его и на сборку осевой части ПТУ-5ТТ-4/1 приводит к необходимости переборок ротора при любых разборках турбины. Поэтому аппарат поворота потока к осевым ступеням, диафрагмы осевых
ступеней и вставки над рабочими венцами выполнены с горизонтальным разъемом, что обеспечивает осевую сборку остальных элементов и отсутствие горизонтальных разъемов на внешних корпусах.
Представленные в статье различные оптимальные конструктивные решения получены на основе собственных разработок СПбГПУ (ЛПИ) по подбору паровой турбины для комбинированной установки, газовый контур которой выполнен на базе газотурбинного двигателя НК-16СТ. Они позволяют разработать комбинированную парогазовую установку с высокой экономической эффективностью.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Арсеньев, Л. В. Комбинированные установки с паровыми и газовыми турбинами [Текст] / Л.В. Арсеньев, В А. Рассохин, В.А. Черников.— СПб.: Изд-во СПбГТУ, 1996,- 124 с.
2. Костюк, А. I. Паровые и газовые турбины для электростанций ¡Текст| / А.Г. Костюк, В.В. Фролов, А.Е. Булкин, А.Д. Трухний; под ред. А.Г. Кос-тюка,- М.: Изд. дом МЭИ, 2008,- 556 с.
УДК 532.5
А.Ю. Поспелов, Ю.Г. Георгиева, А.А. Жарковский
ВЕРИФИКАЦИЯ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА ТЕЧЕНИЯ В ОТСАСЫВАЮЩЕЙ ТРУБЕ ГИДРОТУРБИНЫ ГЭС
В работе приведены результаты численного исследования течения в отсасывающей трубе гидротурбины ГЭС Платановриси. Расчет течения проводился на основе осредненных по Рейнольд-су уравнений Навье—Стокса с использованием гидродинамического программного комплекса Fluent. С целью верификации результатов расчета проведено их сравнение с имеющимися экспериментальными данными.
Отсасывающая труба (ОТ) гидротурбины представляет собой криволинейный диффузор сложной формы. Течение в отсасывающей трубе характеризуется образованием вихревых структур, жгутов и потому довольно сложно для изучения и расчета. Перед практическим использованием расчетных методов для исследования течения в отсасывающих трубах необходимо провести их тестирование на основе имеющихся экспериментальных данных. Как показано в [ 1 —4], результаты численного расчета зависят от многих параметров. В настоящей работе исследуется влияние на решение наиболее значимых расчетных параметров, таких, как расчетная сетка, модели турбулентности. Численное решение сравнивается с результатами экспериментальных исследований структуры потока в модели гидротурбины Р075, выполненных в ОАО ЛМЗ, где с помощью пятиточечного зонда получены распределения скорости потока в трех сечениях гидротурбины: на входе в спиральную камеру (СК), за рабочим колесом (РК) и на выходе из отсасывающей трубы. Сечения иточки, в которых проводились измерения, представлены на рис. 1 я, б.
Измерения проводились в режиме наибольшего КПД при расчетном напоре (п[ = 73,5 мин-1; Q{= 0,874 м3/с).
Напор при измерениях скорости под рабочим колесом устанавливался равным 10 м, а при измерениях в выходном сечении отсасывающей трубы — 24 м. Проведение измерений во всех трех сечениях при напоре 24 м не представлялось возможным, так как из-за больших скоростей потока на выходе из колеса на шаровом зонде могли возникнуть кавитация или подсос воздуха. Полученные экспериментально скорости были пересчитаны путем приведения их величин к напору Н= 1 м по формуле
v;=v/4h. (1)
Величина приведенного расхода при оптимальном КПД, полученная в результате интегрирования распределения скорости по лучу зондирования 2, равна 0,892 м3/с. Приведенный расход, полученный в результате интегрирования по лучу 7, составляет 0,859 м3/с. Для каждой из шести вертикалей выходного сечения (рис. 1, б) были получены две компоненты скорости.
Геометрическая форма ОТ построена в системе Gambit; в этой же системе проведено разбиение геометрии на топологические объемы с использованием «butterfly» топологии. Для данной топологии были построены две сетки:
исходная, грубая «тар»-сетка, показанная на рис. 2, я, — гексаэдральная сетка со сгущением в области пограничного слоя. Размерность сетки — 179332 ячеек. Максимальная скошенность ячеек — 0,58, что соответствует минимальному
