Применение безразмерных параметров для анализа энергетических характеристик радиально-осевых гидротурбин

Тип работы:
Реферат
Предмет:
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

УДК 621. 224
Изложена методика анализа энергетических характеристик, основанная на применении безразмерных параметров. Получены закономерности изменения безразмерных параметров потока и параметров силового взаимодействия потока с рабочим колесом в связи с изменением быстроходности. Приведены результаты исследования гидравлических потерь, оказывающих наиболее существенное влияние на формирование энергетических характеристик
ПРИМЕНЕНИЕ БЕЗРАЗМЕРНЫХ ПАРАМЕТРОВ ДЛЯ АНАЛИЗА ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК РАДИАЛЬНО-ОСЕВЫХ ГИДРОТУРБИН
В. А. Колычев К.А. Миронов И. И. Тыньянова
Введение
Улучшение энергетических показателей проточной части (ПЧ) предполагает проведение углубленного анализа рабочего процесса. Особый интерес представляет выявление условий формирования энергетических характеристик в зависимости от геометрических и режимных параметров.
Результаты такого анализа являются принципиальной основой для решения обширного круга вопросов, возникающих при проектировании ради-ально-осевых гидротурбин (РО ГТ). Это вопросы, касающиеся возможности повышения максимального КПД, повышения быстроходности турбины и ее мощности при сохранении уровня КПД, улучшение вида кривых КПД и мощности при отходе от оптимального режима и др.
В отличие от ряда работ [1−3], в настоя щей р або-те для анализа энергетических характеристик, применяются общие закономерности рабочего процесса, описанные с помощью безразмерных параметров. Это дает возможность более широкого использования результатов физического и численного эксперимента для представления систематизированных и обобщенных данных, справедливых в широком диапазоне изменения быстроходности (РО45 — Р0500).
Целью работы является анализ условий формирования энергетических характеристик в широком диапазоне изменения быстроходности.
В задачу работы входит установление кинематических и энергетических условий, а также условий силового взаимодействия на оптимальном режиме.
Для анализа энергетических характеристик использовались два набора безразмерных комплексов, структура которых вытекает из теории размерности [4, 5]. Первый вариант безразмерных комплексов получен при принятии в качестве величин с независимой размерностью — р, й, б. В этом случае приходим к следующим безразмерным функциональным зависимостям:
'- й Г
км —

— {'-
бй3'- бй2 й Г,
Л'-
п-{
чбй3 '-бй2 й Г,

кнт — {н
й Го
бй3 бй2

к!
где кЯг-
1 * - кит —
рсо2й5
gн. ,
к№ -
— {! N
бй3 Г
й
бй3 бй2
бй

-, L'-
(1)
рб3й5
б2й2
к* г —
ghг б2й2
Н
^ = Мгю, Нт = М^ Мг = рЦк2п (Г4 -Г2) п_ & quot-Н
(«-к '-
L'- - символическое обозначение набора безразмерных геометрических параметров ПЧ.
В зависимостях (1):
N, М, Н. — соответственно гидравлическая мощность, момент, теоретический напор, кМ, kN, кНт, к. — соответственно коэффициенты гидравлического момента, мощности, теоретического напора и потерь.
Безразмерные комплексы связаны с приведенными величинами следующим образом:
О, _зой-
1 * _
кц _ю ^
П П
к. = = = 8Кй
н ю2^ п2п'-2 о-2 '-
к* =
302ё Пг= 8 Пг Ко
1 * 1 * 1 * kN = кНТкО =
о-2
N ёОкН-
рю5 ю5 Уравнение баланса энергии
Н = Нт + Ь
приводится к безразмерной форме:
кН = кНт+кЬ
(2)
(3)
(4)
(5)
(6) (7)
Исходя из (2) — (5) выражение для гидравлического КПД и уравнение баланса могут быть представлены в следующем виде:
А
юD2'-
П =-
-41 1~ О
2
П2к
, — к* L'-
НТ I т^'-^О'-1-
к*
/ г
1 П
3028
юD
, kО, L'-
2
+ к*
г
1 п
юD
, кО, Ь'-

ё
(8) (9)
Приведенные величины п'- и О'-, гидравлический КПД и гидравлическая мощность в зависимости от безразмерных коэффициентов к*НТ и к. выражаются следующим образом:
I ё302
кНТ г0 к* L'- +кЬ i ЧХ^ юD 0 П2
ГЛ'- П, * ,
О'- _- кОп'- 30 0 —
п _-
ю^ 0
юD 0
аЮ 0

ЛНТ „3г& gt-5
юD 0
+ к*
(10) (11)
(12)
юD 0

NIГ D2H^/H D2H^/H
к* ! * 3
. ОП3 НТк0П'- =
• 303 -НТ-0& quot-- к*02
3 _р кжо'- 3(13)
В работе [6] показана целесообразность использования безразмерных комплексов кНТ и ко для представления универсальных характеристик. Ниже показана целесообразность их применения и для анализа энергетических характеристик. Одним из достоинств
указанной системы безразмерных комплексов является возможность их использования, как в турбинном, так и в насосном режиме. Это является актуальным
как для представления, так и для анализа энергетических характеристик обратимых гидромашин (ГМ). На рис. 1 представлены универсальные характеристики
ГТ различной быстроходности в координатах kN и
к*
.
0. 3
ж
0. 27 0. 24 0. 21 0. 18 0. 15 0. 12 0. 09
0. 003 0. 006 0. 009 0. 012 0. 015 0. 018 0. 021
к*
нт
Рисунок 1. Универсальная характеристика ГТ различной быстроходности в координатах kN и кНТ
Наряду с использованием первого варианта безразмерных комплексов, в дальнейшем, для анализа
энергетических характеристик использовался второй вариант безразмерных комплексов, в котором в качестве величин с независимой размерностью приняты р^ и О. Используя методы теории размерности [4, 5] получим:
кМ _ (М
ко,^'-
. 0 о.
kN _ ^
^Д/
. 0 0.
кНТ _ ^

'- ко, ^
V 0 О
1 Мь:
где кМ _ ТТ^У, kN _
, кь _ ^
N D'-
ко,
. О.
ко, г^^'- О
(14)
ро2
кН. =
ро3
юD3
'- — „-__“. •
О2
П п
О 300'--
В зависимостях (14):
кМ,, кНТ, кь — соответственно коэффициенты гидравлического момента, мощности, теоретического напора и потерь, ко — обобщенный режимный параметр.
Выражения гидравлического КПД, приведенного расхода и приведенной мощности в зависимости от безразмерных коэффициентов кНТ и кь имеют вид:
п _ О'-& quot-
ё
ё
к. [^, коХ'-) + к. (ГМ
О'- _
N'- _рёО'- П_Ркн

О
О'-3
(15)
(16) (17)
2 '-2 л2п, 2
0
п
П'- _
к
к
к
Н
При анализе энергетических характеристик оказывается целесообразным использовать как один, так и другой из приведенных вариантов безразмерных комплексов [7].
Представление общих закономерностей рабочего процесса с помощью безразмерных параметров
С помощью введенных в рассмотрение безразмерных комплексов устанавливаются общие закономерности рабочего проце_сса ГТ. Безразмерные ки-
Г D
нематические комплексы
Q
и, в отличии от
приведенных параметров n'- и Q'- являются величинами, характерными для кинематики потока [8].
На рис. 2 представлены схемы ПЧ и расположения характерных сечений для ГТ различной быстроходности.
Условия кинематического подобия потоков в сечениях ПЧ (рис. 2) выражаются следующим образом: на выходе из направляющего аппарата (НА) (сече-
Г D
ние 0−0): = idem — на входе в рабочее колесо (РК) (се… r4D rnD3 чение 1−1): -- = idem, -= idem- на выходе из
Q _ Q
РК (сечение 2−2): rD = idem, = idem- на входе в
Q Q _
Г D
отсасывающую трубу (сечение 3−3): -QD = KW
а) РО500
в) РО45
б) РО230
Рисунок 2. Схемы П Ч и расположения характерных сечений для ГТ различной быстроходности
В качестве энергетического подобия потока в РК ГТ можно принять безразмерный комплекс
gH
T- = idem [9].
ffl2D2
Из основного уравнения ГТ Нт=? ^)•
записанного в безразмерном видеD Г2D = 2ngHT rnD3
Q Q ra2D2 Q
(18)
(19)
следует, что выполнение условий кинематического подобия перед и за РК обеспечивает энергетическое подобие.
Общие закономерности рабочего процесса представляются в виде зависимостей между безразмерными комплексами. Основное кинематическое уравнение устанавливает связь безразмерных кинематических комплексов (коэффициентов осредненных циркуля-ций) во входном и выходном сечениях РК, вращающегося с постоянной частотой вращения ю = const:
Г? = k -(1 — к) ц+(1 — k)2 Л V
Q
Q
(20)
где к, ц, Л — гидродинамические параметры пространственной решетки. Уравнение (20) не накладывает ограничений на пространственность и вязкость [9, 10], поэтому оно справедливо для реального обтекания пространственной решетки РК. В сечениях, расположенных в пределах безлопастных участков ПЧ, кинематические комплексы практически не изменяются, поэтому мож-
Г^ Г^ г^ Г^
но полагать: -0- = -1- и -- = --. Кинематические
ц ц, а а
комплексы потока в абсолютном и относительном движениях во входном и выходном сечениях РК связанны соотношениям [10]:
Т5 г& gt-
(21)
Г1р = П, 2, Г1,2″? ¦ = - ки 1 kn — -
Q
2
1−1,2 ^Q
Q
1 г2
где кг1,2^л|0112& quot- - параметр, характеризующий месторасположение входной кромки в меридиональной проекции.
Осредненные углы потока в сечениях ПЧ выражаются через безразмерные комплексы [10]:
rtga, = -Q-S, ctgP 1,2 =
S
(22)
где i — номер сечения, S — параметр характеризующий высоту ПЧ в ьом сечении, (312 — осредненный угол потока в относительном движении соответственно перед и за РК.
Безразмерные комплексы перед РК в абсолютном
Г Г
-и относительном 1w движении связаны зави-^ юD2
симостью:
Г1 = п
& lt-BD2 2
= k2 —
& lt-BD2
(23)
При использовании первого варианта безразмерных комплексов выражение (20) преобразуется к виду:
Г
2 = k^-(!-k)^kQ + (1 -к)Пл2.
= k raD2 raD
2
(24)
Для получения зависимостей, описывающих сило вое взаимодействие потока с РК используется основ ное уравнение ГТ (18) и уравнения связи безразмер ных комплексов для пространственной решетки (20): МгО_ (1 — к)

pQK
2п
Q 2 й
kHT _
gHrD^_ (1 -k)fr4D
Q
2п
+ ц-Л2 kQ
Q 2 Q

(25)
(26)
k -ND4-k -M
kNr pQ3 kHT 2n
^ +Ц-Пд2 kQ Q 2 Q
kQ. (27)
Для второго варианта безразмерных параметров общие закономерности силового взаимодействия принимают вид:
(1 — к)
k* =-
k*H- =
kNr =
2п (1 — k)
2п (1 — k)
2п
Tl
raD2 /f?D
Q
ToD Q
+,) kQ2kQ,
2 (1 — kh 2, * + ^ kQ2 Л2kQ.
(28)
(29)
(30)
Зависимости (25) — (30) выражают общие закономерности силового взаимодействия потока с РК. Эти зависимости представляют собой теоретические характеристики ГТ. Опыт показывает справедливость уравнений теоретических характеристик ГМ различного типа в достаточно широком диапазоне рабочих режимов (см. рис 3).
На рис. 3 приведены зависимости п = f (к*нт, к*а), линии открытия -= соп^ и линии Г2/п, полученные
по данным универсальных характеристик ГТ в диапазоне Р045-Р0500.
В соответствии с (26) опытные точки, принадлежащие
одному и тому же открытию a0 = const

Q
= const
рас-
a0 = const: k.
QI kHT=o
2
loD
Q

. Рабочие режимы для
rD=o k
Q
= пЛ2
Ql M=o =
практически один и тот же отрезок на оси kHT. рав-
k*
= л2
'-k=o = 4


PO Xs 115
•ь PO 45 & quot-¦s* C
я

Г2/п1
12 0 14 0 16 0.



Рисунок 3. Теоретические, напорные и кинематические характеристики ГТ различной быстроходности
Линейный характер зависимости безразмерного
комплекса — от режимного параметра к! (кинема-п'- & quot-
тическая характеристика пространственной решетки) имеет место в широком диапазоне изменения быстроходности. Параметры этой зависимости — гидродинамические параметры ц, х изменяются при переходе от одной быстроходности к другой в связи, с чем меня-
ется угол наклона прямой
Г2
raD2
полагаются на одной и той же той же прямой, построенной в координатах кНт — к^. Отрезок О А отсекает параметр разгонного режима на заданном открытии пЛ2
Формирование оптимального режима Приведенные выше зависимости (24) — (29) позволяют исследовать формирование оптимального режима РО ГТ в широком диапазоне изменения быстроходности.
Оптимальный режим достигается при вполне определенном наборе безразмерных кинематических комплексов, описывающих кинематику потока в характерных сечениях ПЧ:

. опт
Q
/Г D 1
опт.
Q
/r2D
опт.
Q
этого открытия размещены на отрезке ВС. Режим максимального гидравлического КПД расположен вблизи режима нормального выхода из РК, который определяется из уравнения связи кинематических комплексов (24) при условии
Графики рис. 4 обобщают и систематизируют опытные данные о кинематике потока в характерных сечениях ПЧ на оптимальном режиме в связи с изменением быстроходности.
'-Г“» D
Кинематические комплексы
Q
опт.
ГрР
Q
характеризуют направление потока соответственно перед и за НА. Кинематический комплекс
^1WD
Q
Как следует из рис. 3 параметр Л не зависит от открытия и должен быть одинаков для всех открытий ao = const. Опытные прямые для всех открытий НА сходятся в одну точку на оси kHT и отсекают
определяет направление осредненного потока в относи-
'-Г, D^
тельном движении перед РК. а абсолютного потока за РК.
Q
опт — направление
ГщО
а

а
Кинематические комплексы опт связаны соответственно с геометрией входной и выходной части лопасти.
Данные о кинематических комплексах
'-Г"" D
г,^
а
а
опт дают информацию об условиях обтекания
лопаток НА на оптимальном режиме (угол атаки входного элемента, угол поворота лопатки). Они позволяют судить о степени согласования спиральной камеры (СК) и статора с лопатками НА.
Этот вопрос приобретает особо важное значение при анализе энергетических характеристик высоконапорных РО ГТ в которых, как известно, существенно возрастает доля потерь в НА в общем энергетическом балансе.
Если в турбинах высокой и средней быстроходности наличие значительных углов атаки (при обтекании направляющей лопатки) и поворота потока не приводит к существенным потерям энергии в нем, то в высоконапорных ГТ влияние этих факторов весьма существенно сказывается на потерях энергии и, следовательно, на КПД ГТ.
Использование безразмерных кинематических
г^ г^
комплексов ^ и позволяет сформулировать
закономерности в формировании оптимального режима, имеющие место в широком диапазоне изменения
«г^
быстроходности. Величина -ц- практически не изменяется при изменении быстроходности. Величина
г^
а характеризует направление относительного потока и закономерно изменяется с изменением быстроходности.
Эти закономерности отражены графиками (см. рис. 4), которые систематизируют и обобщают результаты обработки универсальных характеристик ПЧ с высокими энергетическими показателями. Применение безразмерных комплексов позволяет установить общие закономерности изменения кинематических характеристик в характерных сечениях ПЧ на оптимальном режиме в зависимости от быстроходности.
Обобщенные и систематизированные данные о кинематических комплексах, для ГТ различной быстроходности рис. 4 следует использовать при проектировании проточной части РО ГТ.
СУ 2
30
о Ь
20
СУ
9 ь
10
СУ
а
в
Ь
ГoD/Q. РО 500
ГcпD/Q
РО 115 РО 310
РО 45Д '-РО 230 ГlwD/Q Г2D/Q
5 10 15 20 25 (Кд)опт 30 35
Рисунок 4. Изменение кинематических комплексов на оптимальном режиме
На рис. 5 приводятся графики изменения гидродинамических параметров РК с высокими энергетическими показателями в диапазоне напоров Н = 45 ^ 500 м.
Гидродинамические параметры X и ц определяют положение оптимального режима в поле п'-- Ц'-. Это следует из основного уравнения кинематической связи (20):
п п.
Г2Р

& quot- Qопт
ЗОЦ'-о,
ПХ2 2
(31)
Параметр X зависит от выбора меридиональных очертаний полости в окрестности выходной кромки и местоположения ее в меридиональной проекции. Параметр ц зависит от распределения углов р23 вдоль выходной кромки.
40 -г ГоР
Q
30 — --10-
20 —
10
-р12-Ц
РО 500
— 8-
4 — Цт 3. 6-
-3. 2−62. 8- 2. 4-
-2-Ц-0


/ Г0Р '- о РО 45
V Ц
& quot-ХЦт
0.8 X 0. 6
0. 4
0. 2
0
0. 03
0. 06 0. 09 0. 12 ко 0. 15
Рисунок 5. Гидродинамические параметры РО ГТ различной быстроходности
В соответствии с (31) при заданных параметрах оптимального режима п'- и, выбор положения выходной кромки в меридиональной проекции должен
0
0
осуществляться с учетом распределение геометрических углов вдоль нее. Это может быть достигнуто путем проведения ряда поверочных расчетов, в процессе которых определяются ц, X для заданного положения выходной кромки. В работах [10, 11] приведена методика расчета гидродинамических параметров ц и X.
Изложенный подход к определению основных геометрических параметров выходных элементов лопастной системы необходим для обеспечения лучшего согласования расчетных и действительных параметров оптимального режима.
Анализ формирования коэффициента потерь
Для анализа формирования КПД в диапазоне основных эксплуатационных режимов необходимо знание двух функциональных зависимостей коэф-
фициента теоретического напора k коэффициента потерь kh
L'-
Г0°, к- L'-
Q
. Q
. Коэффициент
и характер ее изменения
kHT является известной функцией гидродинамических параметров РК k, ц, X и обобщенных кинематических параметров ^^ и k*0. Вопрос о структуре
Jf D 0 0
зависимости k* --, k», L
h I 0 '- 0 ,
в связи с изменением быстроходности исследован недостаточно. Применение безразмерных комплексов позволяет установить структуру зависимостей коэффициентов потерь, наиболее существенно влияющих на формирование вида универсальных характеристик. Ниже приводятся данные о зависимости коэффициента потерь от режимных параметров и быстроходности для РО ГТ.
На рис. 6 показаны изолинии КПД П = f (kHT, kQ) = const и изолинии коэффициентов
потерь kh = f2 (kHT, kQ) = const, для РО ГТ различной быстроходности. Сравнительный анализ f (kHT, kQ) и f2 (k*HT, kQ) показывает существенное влияние коэффициента потерь kh на формирование зависимости П = f (k*HT, kQ) в диапазоне основных эксплуатационных режимов.
0. 35 0. 3

0. 25 0.2 0. 15. 0.1 0. 05 0
0
-0. 05
р 0 & gt- 40 '-оо
? оуУ L V-ш PO 14 230
Дет*11 л
№ к* & quot- -. л, PO 45 C
/ // '-k*h ?-f1
// 7 /? / & quot-'-k*h
/ & gt-
0. 2 0. 04 0. v'-i)8 0 .1 0. 12 0. 14 0. 16 0.


n (k HT& gt- kQ) и kh (kHT, kQ)
Следует отметить закономерное смещение, как изолиний гидравлического КПД, так и изолиний коэффициентов потерь в поле безразмерных параметров kHT, kQ при переходе от одной быстроходности к другой.
Характерным является то, что для каждой из бы-строходностей режимы max n и min kh располагаются на одной и той же прямой kQ^ = const, т. е. координаты оптимального режима kQ^ и режима минимума коэффициентов потерь kQ практически одинаково.
Q hmin
На рис. 7 показаны изолинии КПД n = f
Q '- Q
изолинии коэффициента гидравличес ки х по
Г D
т е р ь kh = f k *
^ Qо п т*
60 ГоР
Q
40 30
-, kQ QQ
в ко о рди нат, а х и
Q
PO 500
HrN У xytAA W-y/l
k*h. --^
V1 PO 230

g^-PO 45
n
Рисунок 7. Сравнительный анализ зависимостей
и k*
^k
Q
/r"D, k:
Q
Графики на рис. 8 показывают некоторое смещение режима максимального КПД — kQ& gt-?B относительно
режима минимума потерь.
Графики (рис. 9) иллюстрируют взаимосвязь кри-
вых n = f kQ = const.
TD Q
, kh = f
TD Q
и kHT = f
TD Q
при
k* 0.4 r
kHT
kN
kh O.3 ь
0 ¦
0,
/ при a 0 OIIT=const
j /kHT P0230.
V kH/У
PO45

---л


--- 00 '-8~F2/n 0. 12 0. T6- kQ 0.


л
0. 9
0.8 0. 7
Рисунок 6. Сравнительный анализ зависимостей
Рисунок 8. Кривые n (kQ), kh (kQ) и kHT (kQ) для РО ГТ различной быстроходности при = const
о
о
0. 05
0. 1
0. 2
k
Q
0. 2
0. 1
k
-0. 1
-0. 15
л
0. 96
0. 92 — 0. 04
0. 88 — 0. 03
0. 84
0. 8
0. 76
0. 05
0. 02
0. 01

P0500

ctgpj/sS^
kHT kg =const
ctgPi/Si
30 т 0. 32
k*
HT
20 — 0. 28 10 — 0. 24 0 -0. 20 --10 — 0. 16
20
30
40 50
Го D/Q
-200. 12 70
Рисунок 9. Кривые n
Q
, k

Q
и k**
Q
для
ГТ РО500 при kQ = const
^D
кинематических комплексов
EoD Q
г 2d
~Q~
.В насто-
одного аргумента: (Г
1 * - f кРК+ от f
1W
Г2 Л
raD2'- raD2
= ki
Г
rnD2
+ k,
Г
rnD2
(32)
где безразмерные комплексы
г
rnD2
г 1 2
rnD2
опреде-
ляют соответственно направление относительного потока перед РК и направление абсолютного потока за РК на
заданном режиме работы к^ -.
В соответствии с (22):
г
. CtgP!
k-& gt-
г
ctga
2 k*, kQ
(33)
бй2 ^ й бй2 S2
где (31 — осредненный угол потока в относительном движении перед РК, а2 — осредненный угол абсолютного потока за РК.
Методика определения функциональ-
ных _зависимостей коэффициентов k4
г
k
raD2
rnD2
, по известному коэффициенту потерь
Г 2 ^
raD2'- rnD2
сводится к построению функций
кРК+ отс- f
г

rnD2
Г, k*
при -^ = const и РК+о F raD2
Г 2
rnD2
при
Как следует из графиков (рис. 8, 9) во всем диапазоне быстроходностей (РО45 — P0500) сохраняется линейный характер зависимости k^T = f (kQ) при
при kQ = const. Прослежи-
= const.
raD, *
При фиксированном значении kQ величина
k
г 1 2
raD2
постоянна и не зависит от
г
1W
r°D = const и k*HT = f
Q I Q /
веется взаимосвязь кривых n = f (kQ) и kh = f (kQ) при r°D = const. С ростом быстроходности уменьшается крутизна кривых kh = f (kQ) и n = f (kQ). Указанная взаимосвязь в характере кривых n =f (kQ) и kh = f (kQ) в достаточно широком диапазоне быстроходности говорит о том, что коэффициент потерь kh в значительной мере обуславливает как величину, так и характер изменения КПД. В связи с этим возникает необходимость анализа коэффициентов потерь. Основное влияние на величину и характер зависимости КПД от режима работы оказывают потери:
обусловленные отрывом потока на входной кромке РК, возникающие на нерасчетных режимах и вихревые потерь за РК (циркуляционные потери и потери от осевого вихря).
Возможность улучшения КПД, в первую очередь связана с минимизацией указанных видов потерь. Особый интерес представляет уменьшения этих потерь на оптимальном режиме.
В работе [12] предложена методика разделения коэффициентов потерь в ПЧ осевой ГТ. Основанная на представлении коэффициента потерь в РК и отсасывающей трубе в зависимости от безразмерных
зависимости лрк+ отс
k*
raD2'- raD2
. Поэтому
raD2
должна с точностью
до постоянного слагаемого представлять собой функцию k1
г
raD2
При фиксированном значении
г
будет k*
величина k1
г
1 г
постоянной
— 1W
raD raD2
raD2
. В этом случае зависимость
raD2
с точностью до постоянной пред
/ г 4 1 2
raD2
ставляет собой функцию к2
На рис. 10 показаны изолинии суммарного коэффициента потерь в РК и отсасываю-
щей трубе крк+ о
Г
=const для РО ГТ
raD2'- raD2 ^
P0500, а на рис. 11 и 12 соответственно зави-
симости
k**
'-Т.
1W
Г 4
при
г
k* + ЛРК отс
'-Г.
1W
Г 2 4
raD2'- raD2
riw/raD
raD2'- raD2 ^
г
при -1W = const F raD2
raD2
T = const и
ящей работе для установления структуры зависимостей указанных видов потерь будем исходить из представления коэффициента потерь к*РКотс в виде суммы двух функций, каждая из которых зависит только от
kh nPK+oxc P0500
| i

-0.2 О 0.2 Г2/^
Рисунок 10. Изолинии суммарного коэффициента потерь в РК и отсасывающей трубе
и
и
г
0
2
k
2
2
0. 5
и
О
Характерным для рассматриваемых кривых является наличие минимумов.
Сравнительный анализ графиков на рис. 11 зави-
Режим, при котором достигается min
k4

rnD2
= k
Ctg? i Si
отличается от режима max КПД.
симостей n (kQ) и кьрк+отс (kQ) пРи & quot-Ту =const по- Параметр цт = 1вод о существенном влиянии зави-
на формирование характера кривой
ctg? i Si
определяет направление от-
симости k"
f г 1 2
v®D /
f г 2
v®D /
при -^ = const. V rnD2
л
0. 94
P0500 л


kh РК+отс.
riw t -,=const
0. 028 kh
-0. 26 -0. 13
0. 04 0. 045
-1−1
0. 26 0. 39
Рисунок 11. Зависимости n (kQ) и к^РК+отс (kQQ) при
Режим min k,
определяется видом кривой k1
v"D2y
т Л
11W
v™D2/
(рис. 12). Ми-
нимальное значение коэффициента k1
г
1 1W
----л
P0500

khPK+OTC.
ГЪ =cons raD2
0.2 0. 25 0.3 0. 35
Tiw/raD
Рисунок 12. Зависимости n
г
г
1 1W
rnD2
1 *
и khPK+arc
1 1W
при
rnD2
носительного потока, при котором отсутствуют потери, обусловленные отрывом потока — ударные потери. Таким образом, направление относительного потока, при котором достигается максимальный гидравлический КПД отличается от направления безударного обтекания. Анализ показывает справедливость этого вывода для РО ГТ в диапазоне РО45-РО500.
На основании опытных данных установлено, что
безразмерные комплексы
Г 2D
Q
г 2d
~сТ
min, ха-
рактеризующие соответственно направление потока на оптимальном режиме и на режиме «min» вихревых
'-Г 2D
Q
'-r2D
Q
. Ки-
потерь близки друг другу, т. е.
'- '-'- ^& gt-?В V Ц /Нп
нематический комплекс, характеризующий направление потока в относительном движении перед РК
/Г D
1W
Q
опт на оптимальном режиме, отличается & quot- D^
min, при котором достигается «min»
1W Q
-!W = const. rnD2
/ Г Л ,
-j^j либо k2 (kQ) находится в непосредственной близости к kQ. Таким образом, ре-
Q k2min
жим максимума гидравлического КПД определяется режимом минимума вихревых потерь за РК.
г Л ,
Характер зависимости n = f -при kQ = const
ет место при направлении относительного потока ctg (в) ctg (?lmln)
---- =---= Цт. Гидродинамическим параметр
Si Si, цт не зависит от режима работы и может рассматриваться как гидродинамический параметр решетки РК, определяемый геометрией входной части лопасти.
потерь, связанных с отрывом потока на входной кромке лопасти.
Анализ энергетических характеристик ГТ, в широком диапазоне изменения быстроходности, позволяет сделать выводы о влиянии геометрии ПЧ на параметры оптимального режима. Изменение геометрии выходной части лопасти приводит к изменению координаты к*цопт, при этом меняются величины п1опт и Ц1опт. При фиксированной геометрии выходной части лопасти, изменение входных элементов лопастной системы приводит к смещению оптимального режима в поле универсальной характеристики, при сохранении к*
^ Цопт*
Формирование выходных элементов РК спроектированных на заданные параметры оптимального режима п1опт и Ц1опт, должны обеспечивать связь между гидродинамическими параметрами пространственной решетки РК X, ц с режимными параметрами (31).
При формировании входной геометрии лопасти необходимо учитывать, что направление относительного
потока на оптимальном режиме
S1
опт, отлича-
ется от направления безударного обтекания, определяем
m =
ляемого величиной гидродинамического параметра. Анализ опытных графиков (см. рис.
4) показывает наличие угла атаки на оптимальном режиме во всем диапазоне рассматриваемых напоров. Поэтому на оптимальном режиме будут иметь место ударные потери.
Опытные данные о кинематических комплексах
. ГслО ГoD
на оптимальном режиме (см. рис. 4) ц и по-
казывают наличие угла атаки на оптимальный режиме при обтекании лопаток НА, что свидетельствует о наличии ударных потерь, при обтекании входных кромок лопаток НА. Например [13] для высоконапорной РО ГТ величина угла атаки направляющей лопатки с
n
0. 95
0. 024
опт и
0. 93
0. 92
0. 91
0. 012
0. 9
0 2 0. 13
Г2/иБ2
0. 96
0. 92
0. 04
0. 88
0. 03
0. 84
0. 02
0. 8
0. 01
0. 76
0
0. 1
0. 15
-20
-10
0
0
ctgPi/S,
профилем положительной кривизны (по отношению к геометрическому входному углу аНА) составляет ДаНА+асп-а0опт=18о. Эти данные следует учитывать при согласовании входной геометрии лопатки НА с потоком, формируемым СК и статором. Согласование может быть достигнуто применением симметричного или отрицательно профиля лопатки [14].
Приведенный анализ более полно раскрывает влияние отдельных элементов ПЧ и отдельных видов потерь на энергетические показатели, показывая наряду с этим определяющее влияние геометрии лопастной системы РК как на формирование оптимального режима, так и на характер зависимости энергетических показателей при отклонении от него.
Выводы
1. Установлены закономерности изменения безразмерных кинематических комплексов в характерных сечениях ПЧ радиально-осевых ГТ на оптимальном режиме в связи с изменением быстроходности.
2. Формирование зависимости КПД от геометрических и режимных параметров в связи с изменением быстроходности обусловлено изменением коэффициента теоретического напора и коэффициента потерь ПЧ. Наиболее существенное влияние на формирование оптимального режима оказывает коэффициент гидравлических потерь.
3. На основании опытных данных установлена структура зависимостей коэффициентов потерь, оказывающих основное влияние на формирование оптимального режима и вид кривых КПД при отходе от него. К таким потерям относятся потери обусловленные отрывом потока на входных кромках лопастей РК и потери, связанные с закруткой потока за РК.
4. Для анализа формирования КПД недостаточно знания гидродинамических параметров пространственной решетки к, ц и X, определяющих его силовое взаимодействие с потоком. Для анализа потерь в РК необходимо знание гидродинамического параметра цт, определяющего направление относительного потока перед РК при безотрывном обтекании.
5. Формирование оптимальной лопастной системы должно обеспечить требуемые величины ее гидродинамических параметров, исходя из заданных параметров оптимального режима п1опт и Ц'-1опт. При этом следует ориентироваться на приведенные систематизированные данные о зависимостях гидродинамических параметров пространственной решетки РК в связи с изменением быстроходности.
6. Приведенные результаты анализа энергетических характеристик должны учитываться при проведении как численного, так и физического эксперимента для улучшения энергетических показателей ГТ.
Литература
1. Гутовский И. Э., Колтон А. Ю. Теория и гидродинамический расчет гидротурбин //Л. «Машиностроение».
— 1974. — 368 с.
2. Колтон А. Ю. Баланс энергии радиально-осевых гидротурбин // Гидротурбостоение. М. -Л., Машгиз, Труды ЛМЗ, 1964. — № 10. — С. 96−103.
3. Пылев И. М., Малышев А. К. Баланс потерь энергии в модели насос-турбины // Энергомашиностроение, 1979.
— № 6. — С. 9−12.
4. Руднев С. С. Основы теории лопастных решеток: Учеб. пособие по курсу «Лопастные насосы». — М., 1976. — 61 с.
5. Викторов Г. В. Классификация гидромашин и баланс энергии // Уч. пособие. — М., 1979. — 94 с.
6. Этинберг И. Э. Применение безразмерных характеристик в гидротурбостроении. // Труды ЦКТИ. Вып. 164, Л., 1978. — С. 39−56.
7. Колычев В. А., Тыньянова И. И., Миронов К. А. Общие закономерности рабочего процесса и их применение для расчета и анализа энергетических характеристик гидротурбин // Восточно-европейский журнал передовых технологий, № 4/3 (22), Харьков, 2006. — С. 54−64.
8. Колычев В. А., Дранковский В. Э., Миронов К. А., и др. Моделирование кинематических характеристик потока в радиально-осевой гидротурбине при проектировании ее проточной части // Вюник СумДУ, Вип. 13(59), Суми, 2003. — С. 124−131.
9. Викторов Г. В. Подобие и моделирование в гидромашинах. // Уч. пособие по курсу «Теория лопастных гидромашин». — М., 1980. — 86 с.
10. Колычев В. А. Кинематические характеристики потока в лопастных гидромашинах // Учебное пособие. Киев: ИСС, 1995. — 272 с.
11. Войташевский Д. А. Основы общей теории гидравлических решеток применительно к гидротурбине // Тр. ВНИИГидромаш. Вып. XXXVII, М., 1968. — С. 3−88.
12. Войташевский Д. А. Новое в методике исследования рабочего процесса осевых модельных гидротурбин // Тр. ВИГМ. Вып. XVIII, Машгиз, 1954. — С. 5−17.
13. Колычев В. А., Тыньянова И. И., Миронов К. А. Применение безразмерных параметров для анализа рабочего процесса гидротурбин // Вюник НТУ «ХП1». Зб. наук. праць. Тематичний випуск «Енергетичш i теплотехшчш процеси i устаткування». — Харюв: НТУ «ХП1», 2005.
— № 28. — С. 79−88.
14. Никитин И. М. Параметры потока и потери энергии в радиально-осевых гидротурбин // Тр. ВНИИГидрома-ша. Исследование, расчет и технология изготовления гидромашин. — М. & quot-Энергия"-, 1977. — С. 3−26.

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой