Развитие методов расчета элементов проточной части шнеко-центробежных насосов на основе двухмерных и трехмерных моделей течения

Актуальность темы

Центробежные насосы широко применяются на атомных и тепловых электростанциях, где насосное оборудование задействовано во всех основных технологических и вспомогательных системах: в схеме подачи питательной воды в парогенератор, в главном циркуляционном контуре, циркуляционной системе для охлаждения конденсаторов турбин, тракте основного конденсата и системе безопасности. В связи с развитием энергетики за последние 15+20 лет потребность в насосах для ТЭС и АЭС постоянно растет [58, 59].

Увеличение энергоемкости агрегатов приводит к необходимости повышения эффективности работы насосов в возможно более широком диапазоне подач. Помимо высокой эффективности насосы достаточно часто должны иметь и высокие антикавитационные качества, для достижения которых широко используют схему насоса с предвключенным колесом — осевым с переменным шагом (ПК) или осевым колесом с постоянным шагом — шнеком.

Разнообразие типов и параметров насосов требует сокращения сроков и повышения качества проектирования, что возможно с применением систем автоматизированного проектирования (САПР), в основе которых лежат математические модели для расчета течения, потерь и прогнозирования характеристик насосов. Применение математических моделей дает возможность вести процесс многовариантного проектирования с оценкой качеств элементов насоса и выбором оптимального варианта на стадии проектирования.

В настоящее время для оценки течения и потерь в лопастных системах насосов хорошо зарекомендовали себя квазитрехмерные методы, которые требуют небольшого времени на их реализацию по сравнению с трехмерными методами и которые дают удовлетворяющие практику результаты. На завершающем этапе проектирования и оценки энергокавитационных качеств насосов используют трехмерные методы. Требуется развитие методов проектирования элементов проточной части для шнеко-центробежных насосов и создание методики прогнозирования их кавитационных характеристик. В связи с изложенным разработка и совершенствование методов проектирования и расчета элементов проточных частей шнеко-центробежных насосов с применением методов математического моделирования является актуальной.

На рис. 1. приведен эскиз фрагмента проточной части многоступенчатого шнеко-центробежного насоса. Синим цветом изображены элементы ротора, красным — статора. Объектами исследования в настоящей работе являются пред включенное осевое колесо (ПК) и лопаточный направляющий аппарат (ЛНА).

РК рядовых ступеней водорез.

РК первой ступени.

Рис. 1. Эскиз фрагмента проточной части многоступенчатого шнекоцентробежного насоса.

Цели и задачи работы. Целью работы являлось совершенствование методов проектирования элементов проточной части шнеко-центробежных насосов с повышенными энергокавитационными качествами и методов прогнозирования их энергокавитационных характеристик с использованием двухмерных и трехмерных моделей расчета.

Для достижения поставленной цели были сформулированы следующие основные задачи:

— провести анализ существующих методов проектирования предвключенных колес и шнеков и методов прогнозирования их кавитационных характеристик;

— разработать и апробировать методику прогнозирования кавитационных характеристик предвключенных осевых колес шнеко-центробежных насосов на основе двухмерных и трехмерных методов расчета бескавитационного течения;

— разработать и апробировать методику проектирования предвключенных колес с использованием двухмерных и трехмерных методов;

— провести расчетные исследования влияния параметров лопаточного направляющего аппарата на его гидравлические качества и дать рекомендации по их выбору.

Методы исследования. Поставленные в диссертационной работе задачи решены на основе применения методов вычислительной гидродинамики и анализа экспериментальных данных.

Научная новизна. Разработана и апробирована методика прогнозирования частных кавитационных характеристик предвключенных колес осевого типа на основе анализа бескавитационного течения. Выявлены факторы, влияющие на степень развития кавитационных явлений в ПК, с учетом которых разработана методика проектирования ПК шнеко-центробежных насосов с высокими энергокавитационными качествами с использованием двухмерных и трехмерных методов.

Получены рекомендации по выбору параметров лопаточных направляющих аппаратов центробежных насосов низкой и средней быстроходности.

Практическая значимость работы. Разработанная методика проектирования предвключенных колес и апробированная методика оценки кавитационных качеств центробежных насосов включены в САПР центробежных насосов и использованы в ОАО «Пролетарский завод» при проектировании проточных частей ряда конденсатных электронасосных агрегатов: КЭНА 2245−220 и КЭНА 2000;100 для Нововоронежской АЭС-2 и Ленинградской АЭС-2, КЭНА 1250−250, КЭНА 440 — 200, КЭНА 125 — 55 и КЭНА 50 — 55 для Белоярской АЭС-2. Разработанные насосы отвечают современным техническим требованиям и имеют характеристики на уровне конденсатных насосов ведущих мировых производителей. При проектировании проточных частей указанных насосов были использованы разработанные автором рекомендации по выбору параметров лопаточных направляющих аппаратов.

Рекомендации по использованию. Результаты работы рекомендованы к использованию при проектировании проточных частей насосов с высокими антикавитационными и энергетическими качествами.

Достоверность результатов. Достоверность результатов теоретических исследований с использованием двухи трехмерных методов подтверждена хорошей сходимостью с результатами экспериментов.

Личный вклад соискателя. В научных публикациях, которые раскрывают основные результаты работы, автору принадлежат:

— создание и апробация методики расчета кавитационных характеристик предвключенных осевых колес шнеко-центробежных насосов с использованием двухмерных и трехмерных гидродинамических методов, на основе анализа бескавитационного течения;

— создание методики проектирования предвключенных колес ступеней насосов, обладающих высокими энергокавитационными качествами, с использованием двухмерных и трехмерных методов;

— результаты расчетного исследования влияния параметров лопаточного направляющего аппарата на его гидравлические качества.

Апробация работы. Основные материалы работы докладывались и обсуждались на конференциях: МНТК «Гидравлические машины, гидроприводы и гидропневмоавтоматика. Современное состояние и перспективы развития». СПб, СПбГПУ, 2008; МНТК «ЕСОРиМР.1Ш'2008. Эффективность и экологичность насосного оборудования». М, 2008; 7-ая МНТК студентов и аспирантов «Гидромашины, гидроприводы и гидропневмоавтоматика». М, МГТУ им Баумана, 2008; 6-ая МНТК «Гидравлические машины, гидроприводы и гидропневмоавтоматика. Современное состояние и перспективы развития». СПб, СПбГПУ, 2010; МНТК «ЕСОРиМР.1Ш'2010. Эффективность и экологичность насосного оборудования». М, 2010; 15-ая МНТК студентов и аспирантов «Гидромашины, гидроприводы и гидропневмоавтоматика». М, МГТУ им Баумана, 2011; XIII МНТК «ГЕРВИКОН-2011», Международный форум «НАСОСЫ-2011». СумГУ, г. Сумы, Украина, 2011; МНТК «Эффективность и экологичность насосного оборудования и инновационное оборудование и технологии в арматуростроении «. М, 2011.

Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 9 научных работ (в т.ч. 7 работ в журналах, рекомендованных ВАК).

Структура и объем диссертации

Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения и библиографического списка литературы из 81 наименования. Основное содержание работы изложено на 161 странице (включает 141 рисунок и 17 таблиц).

выход.

Рис. 3.1.5. Развертка распределения давления в цилиндрическом сечении ПК при бескавитационном течении.

Обозначим подачу предвключенного осевого колеса (2м при которой поток поступает в его лопастную систему безударно.

Многочисленные расчетные исследования пространственного течения вязкой жидкости в проточных частях предвключенных осевых колес показывают, что на режимах подач (?<0,9 ()м в периферийной части ПК возникает область противотока, которая увеличивается с уменьшением подачи.

По результатам экспериментальных исследований, проведенных во второй половине прошлого века, рядом авторов, зона противотока на входе в ПК определялась при (2<0,6 (2м Видимо, это связано с несовершенством экспериментальных методов, которые существовали в то время. На рис. 3.1.6 представлены поля осредненных в окружном направлении меридианных скоростей в проточной части ПК на различных режимах работы.

Из рис. 3.1.6 видно, что средние скорости активного потока на входе ПК практически не меняются при изменении подачи (Умср=5,5 м/с), т. е. активный поток поступает на лопасти ПК практически безударно.

Экспериментально установлено, что при развитии кавитации в ПК область противотока уменьшается вследствие загромождения проходного сечения кавитационными кавернами [73].

По результатам расчетов течения с использованием двухфазной модели кавитации в момент непосредственно перед полным срывом напора ПК область противотока отсутствует. На рис. 3.1.7 представлено распределение векторов меридианных скоростей жидкой фазы в ПК на режиме 0,5 Ом при различных значениях кавитационного запаса, а на рис. 3.1.8 приведена его расчетная, с использованием двухфазной модели кавитации АшуБ СБХ 12, частная кавитационная характеристика. Из представленных данных видно, что размеры области противотока жидкой фазы в меридианной плоскости ПК начинают уменьшаться при развитой кавитации в ПК. На рис. 3.1.9 представлены области кавитационных каверн в ПК при различных значениях кавитационного запаса. Из представленных данных следует, что с ростом областей кавитации в ПК область противотока постепенно уменьшается в окружном направлении.

При значении кавитационного запаса АЬ=1,7 м меридианные скорости в активном потоке перед входной кромкой лопасти достигают значений Ум~5 м/с, в то время как при АЬ=20,1+2,2 м меридианные скорости достигают значений Ум=6 м/с, чему соответствует удельная кинетическая энергия 1,83 м. Таким образом, когда значение кавитационного запаса приближается к величине соответствующей средней кинетической энергии активного потока при бескавитационном обтекании перед ПК меридианные скорости активного потока начинают уменьшаться. Для выполнения этого условия при фиксированной подаче ПК, конечно, должен быть запас по наличию противотока в проточной части.

Многочисленные расчеты различных ПК показали, что на режимах работы ПК О<0,5-Ом при значениях кавитационного запаса соответствующих средней величине удельной кинетической энергии активного потока при бескавитационном обтекании в них еще остается запас по наличию противотока. На режимах работы ПК (?>0,5??л/в зависимости от качества ПК область противотока пропадает до момента равенства кавитационного запаса и средней величины удельной кинетической энергии активного потока при бескавитационном обтекании. Поэтому происходит полный срыв напора ПК.

Для разрабатываемой методики прогнозирования частной кавитационной характеристики ПК можно принять, что на режимах малых подач, увеличение относительных скоростей происходит при условии РК1>ЕЛ, где /<я — площадь занятая противотоком, которую по данным [73] и результатам расчетов можно принять равной =^-(1—^-). ум.

Момент полного срыва напора ПК будет определяться условиями и.

V2.

А/г = м~ср. Для режимов работы 0<0,5()м полное падение напора будет 2-Я происходить несколько позже, однако, работа ПК при этом будет неустойчивой. т, м/с т, м/с.

Ут, м/с.

Ут, м/с т, м/с.

Ом.

0,8 Ом.

0,6 Цм.

0,4 Ом.

0,2 Ом.

Рис. 3.1.6. Поля меридианных скоростей, осредненных в окружном направлении на различных режимах работы ПК.

Рис. 3.1.7. Распределение меридианных скоростей в ПК при различных значениях кавитационного запаса н,%.

Рис. 3.1.8. Расчетная частная кавитационная характеристика ПК на режиме 0,5 (2м.

ДЬ= 20,12 м.

АЬ=2,23 м.

АЬ= 1,72 м.

АЬ=4,79 ал.

Рис. 3.1.9. Области кавитационных каверн в ПК при различных значениях кавитационного запаса АН на режиме работы 0,5 2 м.

Кавитационные качества насосов определяются по результатам проведения кавитационных испытаний. Согласно [1] одним из способов определения кавитационных качеств насосов является снятие частных кавитационных характеристик. Т. е. на фиксированных режимах работы постепенно понижается давление на входе в насос, тем самым уменьшается величина кавитационного запаса. На начальной стадии следствием кавитации может быть как уменьшение так и увеличение параметров Я и т/. Экспериментальным путем установлено, возможное повышение напора и КПД лежит в пределах Н2%, при дальнейшем уменьшении кавитационного запаса происходит резкое снижение этих параметров. Как правило, инженера-расчетчика интересует момент падения напора на 3% от значения, соответствующего бескавитационной работе насоса.

Предлагается инженерный метод (далее по тексту «ГМ») прогнозирования кавитационных характеристик предвключенных колес шнеко-центробежных насосов, в основу которого заложена методика [70], разработанная и используемая для определения кавитационных качеств гидравлических турбин. Только вместо исходных эпюр давления при бескавитационном обтекании лопастей будут использоваться модифицированные эпюры давления определенные с учетом увеличения относительных скоростей в каналах ПК.

Применение данного подхода позволит значительно сократить время определения частных кавитационных характеристик предвключенных колес шнеко-центробежных насосов.

Суть методики состоит в следующем. Запишем выражение для гидравлического КПД ПК насоса: р-Я-б-Я.

V г=.

0'М2 где Мг — крутящий момент относительно оси вращения рабочего колеса, со — угловая частота вращения РК, () — подача ПК, Я — напор ПК, р — плотность перекачиваемой жидкости.

Из представленной формулы следует, что при уменьшении величины крутящего момента будет уменьшаться отношение —. Значение данного отношения чг может уменьшаться за счет понижения величины напора или за счет одновременного понижения напора и гидравлического КПД, но при этом интенсивность падения Н должна быть больше интенсивности снижения г]Г.

Величина момента М2 определяется по формуле: где Ар — перепад давлений на элементарной меридиональной проекции площадки поверхности лопасти.

Из представленной формулы видно, что за счет перераспределения давлений величина момента М2 будет меняться.

В рамках указанных допущений можно по изложенной выше методике построить характеристику.

Зависимость снижения Н при уменьшении АЛ будет повторять зависимость А/г) только в случае (//=сот!). Если реальный гидравлический КПД ПК при воздействии кавитации будет уменьшаться, то срыв напора будет более интенсивный, чем падение величины Мх. Анализ изменения КПД ПК при его работе в условиях кавитации будет дан ниже.

Для определения момента, действующего на лопасть РК целесообразно строить эпюру давлений в зависимости от меридианной длины линии сечения. При этом необходимо знать зависимость изменения радиуса от меридианной длины линии сечения.

В данном разделе представлены результаты выполненных расчетных исследований гидравлических и антикавитационных качеств проточной части нефтяного подпорного вертикального насоса типа НПВ 5000 — 120. Насосцентробежный, вертикальный, одноступенчатый с рабочим колесом двустороннего входа, с предвключенными колесами и двухзавитковым спиральным отводом (рис. 3.2.1).

Геометрия элементов насоса была предоставлена ЗАО «Энергомаш (Сысерть) -Уралгидромаш» .

3.2. Расчетиое определение кавитационных характеристик шнеко-центробежного насоса.

Для оценки гидравлических качеств исследуемой проточной части была построена ее расчетная модель, включающая в себя две области: ротор и статор (рис. 3.2.2).

Рис. 3.2.1. Общий вид НПВ 5000 — 120.

С использованием построенной расчетной модели, в ядре потока создавались неструктурированные расчётные сетки на основе тетраэдальных элементов. Сетки строились со сгущением элементов у входных и выходных кромок РК и на поверхности интерфейса. Вблизи твердых стенок для описания течения в пограничном слое были созданы слои призматических элементов. Общее количество элементов расчетной сетки составило около 7 млн.

Рис. 3.2.2. Расчетная модель проточной части НПВ 5000 — 120.

Расчёт выполнялся в квазистационарной постановке. Параметры потока на поверхности сопряжения областей ротора и статора передавались через поверхность-интерфейс типа «frozen rotor», т. е. в процессе расчета роторный элемент проточной части полагается зафиксированным в определенном угловом положении относительно статорного элемента. Осреднение на поверхности интерфейса не выполняется, что позволяет моделировать воздействие следа от лопасти РК на течение в спиральном отводе. При расчете были заданы следующие граничные условия: на входе в ПК — полное давление (Рвх= 1 атм) — на выходе спирального отвода о.

— расход, соответствующий расчетному режиму (Qp = 5000 м /ч). Также задавалась частота вращения ротора (п = 1480 об/мин).

Для замыкания уравнений Навье-Стокса, осреднённых по Рейнольдсу, использовалась к-е модель турбулентности. Во всей области задавалась постоянная плотность среды. Расчет выполнялся с использованием программного комплекса ANSYS CFX 12. В процессе проведения расчёта контролировались не только среднеквадратичные и максимальные значения невязок, но также и целевые.

Рис. 3.2.3. Распределение параметра Г+ по стенкам проточной части параметры — моменты на поверхностях области ротора, взаимодействующих с потоком, напор и гидравлические потери в элементах проточной части. Расчет проводился до прекращения существенных изменений каждого из параметров и достижения значений среднеквадратичных невязок до 10″ 4.

На рис. 3.2.3. представлены результаты расчета распределения безразмерного параметра Г+ по стенкам проточной части. Полученное распределение У+ подтверждает правильность выбора параметров расчетной сетки (7+ < 100 для высокорейнольдсовой модели с масштабируемыми функциями стенки).

Ур1ив Сог^оиг 1.

100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0.

На рис. 3.2.4 представлены результаты расчетного построения пространственных линий тока в проточной части, из которого видно, что поток выходит из проточной части насоса с незначительной остаточной закруткой, а на рис. 3.2.5 результаты расчета поля полного давления в осевом сечении проточной части. Расчет распределения полного давления показал, что наиболее вероятно возникновение кавитационных явлений в проточных частях ПК и РК. Проточная часть отвода может быть исключена из расчетной области. е1осКу 51геат1|пе 1 г 50.0.

40 0.

— 30.0.

20.0 10 о.

0.0 [т вМ].

Рис. 3.2.4. Пространственные линии тока в проточной части.

По результатам расчета, напор, развиваемый ПК и РК составил [{ПК+Р[С=2% м, гидравлический КПД ПК и РК Цпк+р/с=90,5%, потери в отводе.

АНсо=8,1 м.

Таким образом, расчетный напор насоса составил Н=119,9 м, а гидравлический КПД проточной части:

Лнт.

Л г = V пк+рк ~ —г5-= 84,8%. пк+рк ' л пк+рк.

Следует отметить, что расчетные значения напора насоса и гидравлического КПД несколько занижены из-за значительных размеров элементов сетки.

Total Pressure in Stn Frame Plane 1 r-T 1 500 000.0.

1 200 000.0.

900 000.0.

— 600 000.0.

Ш- 300 000 o.

0.0.

Pa] / / ' ' '. j t r r *. * ~ -ч ¦

• •' i •.

1 000 (m).

0.250 0750.

Рис. 3.2.5. Поле полного давления в осевом сечении проточной части.

Для оценки кавитационных качеств насоса достаточно рассмотреть течение в ПК и РК, что позволит рассчитывать течение в пределах одного межлопастного канала для каждого из элементов проточной части.

Таким образом, расчетная область ПК уменьшилась в 4 раза, расчетная область РК — в 14 раз. Область отвода при численной оценке кавитационных качеств проточной части не рассматривалась. В качестве условия принят выход потока из РК в безлопаточный диффузор (БЛД). Эти допущения позволили улучшить качество расчетной сетки в ПК и РК за счет увеличения количества элементов. Параметры потока на поверхности сопряжения ПК и РК передавались через поверхностьинтерфейс типа «stage» (т.е. проводилось осреднение параметров по окружному направлению).

Расчетная модель представлена на рис. 3.1.6.

Рис. 3.2.6. Расчетная модель для оценки кавитационных качеств.

Оценка кавитационных качеств проточной части насоса выполнялась с помощью расчета течения с использованием двухфазной модели кавитации в Ашув СБХ 12. Полученные расчетом частные кавитационные характеристики сопоставлялись с результатами кавитационных испытаний насоса, предоставленными ЗАО «Энергомаш (Сысерть) — Уралгидромаш» .

Для предвключенного осевого колеса, также были рассчитаны частные кавитационные характеристики по разработанной методике.

Для выполнения обоих подходов был выполнен предварительный расчет течения в проточной части ПК и РК, результаты которого использовались для оценки по разработанной методике и в качестве начального приближения для расчета с двухфазной моделью кавитации. Граничные условия идентичны условиям расчета всей проточной части насоса (полное давление на входе (Рвх = 1 атм) — на выходе БЛД.

— расход, соответствующий расчетному режиму ((2=5000 м3/ч), частота вращения «=1480 об/мин.

Заключение

.

1. Разработана и апробирована методика прогнозирования частных кавитационных характеристик предвключенных колес осевого типа на основе анализа бескавитационного течения. Выявлены факторы, влияющие на степень развития кавитационных явлений в ПК.

2. С учетом результатов расчетных исследований разработана методика проектирования ПК шнеко-центробежных насосов с высокими энергокавитационными качествами с использованием двухмерных и трехмерных методов.

3. Проведены расчетные исследования влияния геометрических параметров лопаточных направляющих аппаратов на гидравлические качества ступени насоса, на основании которых, выданы рекомендации по выбору их оптимальных параметров для ступеней насосов с коэффициентом быстроходности «5=110+130.

4. Результаты расчетных исследований нашли хорошее подтверждение в полученных экспериментальных данных.

5. Разработанные методики проектирования предвключенных колес и оценки их энергетических и кавитационных качеств, а также рекомендации по проектированию ЛНА использованы в ОАО «Пролетарский завод» при проектировании проточных частей ряда конденсатных электронасосных агрегатов: КЭНА 2245−220 и КЭНА 2000;100 для Нововоронежской АЭС-2, КЭНА 1250−250, КЭНА 1050 — 100, КЭНА 440 — 200, КЭНА 125 — 55 и КЭНА 50 — 55 для Белоярской АЭС-2.

Разработанные насосы отвечают современным техническим требованиям и имеют характеристики на уровне конденсатных насосов ведущих мировых производителей. При проектировании проточных частей указанных насосов были использованы разработанные автором рекомендации по выбору параметров лопаточных направляющих аппаратов.