«ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЛИЯНИЯ НАЧАЛЬНОГО СОСТОЯНИЯ ПАРА НА ВОЛНОВУЮ СТРУКТУРУ И ПАРАМЕТРЫ ДВУХФАЗНОГО ПОТОКА В СОПЛОВОЙ ТУРБИННОЙ РЕШЕТКЕ ...»

ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ

ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО

ОБРАЗОВАНИЯ "НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ

"МЭИ"

На правах рукописи

ГАВРИЛОВ ИЛЬЯ ЮРЬЕВИЧ

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЛИЯНИЯ НАЧАЛЬНОГО СОСТОЯНИЯ ПАРА НА

ВОЛНОВУЮ СТРУКТУРУ И ПАРАМЕТРЫ ДВУХФАЗНОГО ПОТОКА В

СОПЛОВОЙ ТУРБИННОЙ РЕШЕТКЕ

Специальность 05.04.12 – Турбомашины и комбинированные турбоустановки Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научный руководитель:

Доктор технических наук, профессор, Грибин Владимир Георгиевич Москва –

СОДЕРЖАНИЕ

Введение

Глава 1. Обзор литературных данных и постановка задачи исследования

1.1 Волновая структура потока в решетках с суживающимися каналами при около- и сверх звуковых скоростях

1.2 Влияние начального состояния на структуру потока

1.3 Движение парокапельной среды в решетках турбомашин

1.4 Краткие выводы по обзору и постановка задачи

Глава 2. Методика исследований и штатная система измерений

2.1 Тепловая схема экспериментальной установки

2.2 Рабочая часть и исследуемый объект

2.3 Методика измерений

2.4 Система пневмометрических измерений

2.5 Оптические методы исследований. Прибор теневой автоколлимационный ИАБ-451

2.6 Лазерная диагностика потока

2.6.1 Принцип метода PIV

2.6.2 Особенности настройки системы для применения PIV метода в условиях влажнопарового потока

2.6.3 Обработка изображений для получения поля скорости

2.6 Особенности расчетной модели в программе Fluent

Глава 3. Влияние начального состояния и режима течения на характеристики жидкой фазы в сопловой решетке

3.1 Применение метода лазерной диагностики для анализа конденсации пара в зоне Вильсона

3.2 Структура движения капель за сопловой решеткой при насыщенном паре на входе

3.3 Структура движения капель за сопловой решеткой при начальной влажности на входе

Глава 4. Влияние режима течения и начального состояния пара на волновую структуру и пульсации статического давления в сопловой решетке

4.1 Влияние режима течения и начального состояния на волновую структуру потока

4.2 Влияние режима течения и начального состояния на амплитудно-частотные характеристики потока

4.2.1 Влияние начального состояния и скорости потока на амплитуды пульсаций статического давления

4.2.2 Влияние начального состояния и скорости потока на структуру спектра плотности мощности

Заключение

Список литературы

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность работы Повышение эффективности проточных частей паровых турбин, работающих на влажном паре, является важным направлением развития турбостроения. Опыт эксплуатации паровых турбин ТЭС и АЭС показывает, что именно в этих областях наблюдается рост аэродинамических потерь энергии, эрозия и увеличение аварийности лопаточного аппарата.

Эти явления обусловлены фазовыми переходами, спонтанной конденсацией, образованием в потоке крупнодисперсных – эрозионно опасных капель влаги.

Увеличение скорости паровой фазы до трансзвуковых и сверхзвуковых значений приводит к появлению волновой структуры, которая в зоне фазового перехода взаимодействует со скачками конденсации, что приводит к появлению дополнительных возмущающих сил, которые в настоящее время, изучены недостаточно.

Переход к цилиндрам низкого давления повышенной пропускной способности, связанный с разработкой выхлопного отсека с рабочими лопатками предельной длины, приводит к значительному увеличению скоростей потока и усилению отрицательного воздействия жидкой фазы на показания экономичности и надежности.

В настоящий момент разрабатываются профили нового поколения, которые позволят увеличить эффективность и надежность лопаточного аппарата. Кроме этого ведется работа по совершенствованию и созданию новых активных и пассивных способов снижения эрозионного износа лопаточного аппарата.

Для создания профилей и разработки и применения активных способов по снижению эрозионного износа необходимо проведение экспериментальных исследований газодинамики двухфазных сред с применением современных методов диагностики движения крупнодисперсной влаги, определением динамических характеристик во влажнопаровом потоке, возникающих на трансзвуковых и сверхзвуковых режимах.

Одной из основных задач является разработка методики определения характеристик полидисперсных двухфазных потоков в решетках турбомашин и определение влияния начального состояния пара на волновую структуру и амплитудно-частотные характеристики потока в решетках турбомашин. Результаты этих исследований необходимы для изучения физических процессов, более обоснованного проектирования элементов проточных частей паровых турбин, а также разработки и верификации расчетных моделей в газодинамике двухфазных сред.

Экспериментальное изучение с применением методов лазерной диагностики влияния изменения начальных параметров пара и срабатываемого теплоперепада в сопловой турбинной решетке на параметры движения частиц жидкой фазы, динамические характеристики и структуру потока.

Задачи исследования:

1. Разработка методики применения методов лазерной диагностики для исследования характеристик полидисперсного влажнопарового потока в решетках турбомашин.

2. Исследовать процессы возникновения и движении жидкой фазы за сопловой решеткой.

3. Определение характеристик жидкой фазы за сопловой турбинной решеткой в широком диапазоне режимных параметров.

4. Определить влияние начального состояния пара на волновую структуру потока на около- и сверхзвуковых режимах течения.

5. Определить влияние начального состояния на амплитудно-частотные характеристики основного потока в сопловой решетке.

Разработана методика применения системы лазерной диагностики, основанной на PIV алгоритме, для измерения параметров жидкой фазы в полидисперсном влажнопаровом потоке.

На основании применения методов лазерной диагностики впервые получены данные экспериментов для различных начальных состояний пара по параметрам движения капель, полям скоростей жидкой фазы за сопловой плоской турбинной решеткой в широком диапазоне режимных параметров.

Экспериментальные данные по влияния начального состояния и скорости пара на волновую структуру и пульсации статического давления за сопловой решеткой На основании анализа результатов экспериментов установлено, что:

Взаимодействие скачка конденсации с адиабатическим скачком, периодически нестационарного течения.

Динамический уровень пульсаций возрастает в области взаимодействия Показано, что на трансзвуковых режимах при неизменных начальных условиях появляются низкочастотные пульсации статического давления в минимальном сечении сопловой решетки, приводящие к изменению Практическая ценность:

лазерной диагностики расширяет возможности проведения испытаний проточных частей паровых турбин ТЭС и АЭС Полученные данные по влиянию начального состояния пара на волновую структуру и параметры двухфазного потока в сопловой решетке могут быть применены как исходные для проектирования ступени, выборе осевого зазора влагоудаления, разработки методики определения эрозионного износа.

Полученные результаты эксперимента позволяют уточнить методики и программы расчета движения двухфазного потока необходимые для проектирования ступеней паровых турбин.

Достоверность и обоснованность результатов подтверждается в ранее исследованных диапазонах параметров корреляцией с результатами других исследователей, применением современных аттестованных измерительных устройств и апробированных методик измерений, сопоставлением результатов экспериментов, полученных с применением различных методик.

Автор защищает:

1. Методику применения лазерной диагностики, на основе PIV алгоритмов, для исследования полидисперсного влажнопарового потока в элементах проточных частей турбомашин.

2. Результаты экспериментальных исследований характеристик жидкой фазы и структуры влажнопарового потока в широком диапазоне режимных параметров.

3. Результаты измерений пульсаций давлений и волновой структуры потока в плоском пакете сопловых лопаток в зависимости от начального состояния пара.

Апробация работы. Основные результаты настоящей работы докладывались на следующих научно-технических конференциях, симпозиумах и семинарах:

- международные научно-технические конференции студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика», НИУ МЭИ, 2009-2013 гг.;

- 9th conference on Power System Engineering, Thermodynamics & Fluid Flow.

ES 2010;

- 3-я конференция молодых специалистов инженерно-технических служб ОАО «СИЛОВЫЕ МАШИНЫ». Санкт-Петербрг, 2012 г;

- Baumann Centunary Wet Steam Conference. Cambridge, 2012;

- научный газодинамический семинар кафедры Паровых и газовых турбин, ФГБОУ ВПО «НИУ «МЭИ» (Москва, 2013);

- заседание кафедры Паровых и газовых турбин, ФГБОУ ВПО «НИУ «МЭИ»

(Москва, 2013);

- заседание кафедры «Турбины, гидромашины и авиационные двигатели»

ФГБОУ ВПО «СПбГПУ» (С.-Петербург, 2014).

Публикации. По результатам диссертационной работы было опубликовано научных статьи и 8 докладов на научно-технических конференциях.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, основных выводов и списка литературы, изложена на 160 страницах машинописного текста, содержит 108 рисунков, 1 таблицу и библиографию из 85 наименований.

ГЛАВА 1. ОБЗОР ЛИТЕРАТУРНЫХ ДАННЫХ И ПОСТАНОВКА

ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

Количество теоретических и экспериментальных исследований в области течения насыщенного и влажного пара в решетках турбомашин велико. Но, несмотря на это большое количество работ, как ниже показано, существует еще ряд нерешенных вопросов.

В данном обзоре автор предлагает рассмотреть те работы, которые он считает наиболее важными. Цель обзора состоит в получении представлений о физических процессах и структурах течения на перегретом, насыщенном и влажном паре.

Прежде всего, необходимо подчеркнуть особенности течения насыщенного и влажного пара [1]:

Неравновесность процесса расширения в решетках ступени.

Появление скачков конденсации при сверхзвуковых скоростях.

Скольжение, взаимодействие с пленками, дробление и коагуляция Увеличение интенсивности трения в пространственных пограничных слоях на поверхности лопаток, особенно значительное на поверхности Торможение рабочей решетки из-за удара капельным потоком.

Специфическая конденсационная нестационарность.

Нарушение расчетного (оптимального) обтекания профилей решеток;

отклонение параметров в зазорах от расчетных значений.

Увеличение потерь с выходной скоростью.

Эрозионные и коррозионные повреждения сопловых и рабочих лопаток.

Из перечисленных выше проблем, автора заинтересовали 1, 2, 3, 6 и 8.

Основываясь на перечисленные проблемы, был составлен обзор.

1.1 Волновая структура потока в решетках с суживающимися каналами Волновая структура потока визуально отображает неравномерность процесса расширения в ступени. Для анализа волновой структуры с наличием зон конденсации необходимо предварительно проанализировать е на перегретом паре.

В [2] излагаются результаты исследования решеток различного типа при больших дозвуковых скоростях (Ма1* < Ma1 < 1), когда на обводах профилей возникают местные области сверхзвуковых скоростей, а так же при небольших сверхзвуковых скоростях (1 < Ма 1,2 - 1,3) [3, 4]. Многочисленные исследования подтверждают, что в этом диапазоне чисел Ма обнаруживаются кризисные изменения коэффициентов потерь и углов выхода потока [5, 6] (рисунок 1.1), причем для различных решеток характер изменения пр,, 1 в этой зоне скоростей существенно различен.

Наибольшее влияние на структуру потока в изолированной решетке и, соответственно, на зависимости (Ma) [7, 8] оказывают форма межпрофильного канала и спинки в косом срезе, а также другие геометрические параметры решетки (относительный шаг, толщина, форма выходной кромки и др.). Перечисленные параметры определяют форму и расположение поверхности перехода при 1 > Ма 1 > Ма1*, а также интенсивность скачков, замыкающих локальные области сверхзвуковых скоростей и взаимодействующих с пограничным слоем.

В [2] говорится, что в зависимости от типа решетки, формы профиля и межлопаточного канала, а также угла входа потока сверхзвуковые области и замыкающие их скачки возникают в косом срезе на входе в канал или на выходе из него. Изменение газодинамических характеристик решеток в зависимости от числа Ma1 (или Ма2) при околозвуковых скоростях определяется расположением местных скачков, воздействующих на пограничный слой. В этой связи необходимо знать критические числа Ма* и режим пограничного слоя в местных сверхзвуковых зонах и вблизи поверхности перехода.

Автор [2] рассматривает течение газа в сопловых решетках при больших дозвуковых скоростях (Ma1 > Ма1*). И говорит, что критические числа Ma1* в решетке достигаются в точках минимального давления на спинке профиля в косом срезе (рисунок 1.2), а также вблизи выходной кромки, где давление может оказаться более низким, чем на спинке. При заданной форме профиля значения Ма 1*, меняются в зависимости от относительного шага и толщины выходной кромки. При малом шаге сверхзвуковые области фиксируются у выходных кромок, а затем в косом срезе. С увеличением шага числа Ма1* (Маi > 1) достигаются вначале на спинке в косом срезе. При этом форма спинки вблизи минимального сечения и за ним оказывает существенное влияние на достижение режимов Ма1*, на положение сверхзвуковых зон и интенсивность возникающих скачков.

Решетки при больших сверхзвуковых скоростях потока исследованы в недостаточном объеме. Имеющиеся опытные данные показывают, что с увеличением Ma1т (Ma1т > 1,2 - 1,3) [2, 8] коэффициенты профильных потерь увеличиваются и достигают максимальных значений при Ma1т = 1,6 - 1,8 в зависимости от геометрических параметров решетки.

Как показано в [8] при Ма1т > Ма1** линия перехода занимает фиксированное положение вблизи узкого сечения канала. За выходной кромкой давление ниже критического, поэтому при обтекании кромки (точка А, рисунок 1.3, а) давление снижается — в косом срезе распространяется волна разрежения ABC.

Последующее развитие спектра зависит от структуры потока за выходной кромкой и степени перерасширения потока в волне ABC. На границах начального участка кромочного следа возникает система скачков и волн уплотнения, сливающихся в косые скачки FC и FH.

Рисунок 1.1. Зависимость пр и 1 от числа Ma1т для сопловых решеток МЭИ трех типов (опыты МЭИ): 1 – 3 для решеток соответственно С-9010А, С-9012А, С-9015А Рисунок 1.2. Схема спектров потока для конфузорной решетки Перерасширение потока в первичной и отраженных волнах разрежения частично "исправляется" первичным скачком FC. Скачок, взаимодействуя с пограничным слоем на спинке профиля в косом срезе, отражается и вновь попадает на кромочный след. В зависимости от среднего значения числа Ма в этом сечении кромочного следа отраженный скачок FC либо пересекает кромочный след (Ма кр > 1), либо отражается от его границы. Таким образом, поток в косом срезе последовательно проходит через первичную и отраженные волны разрежения, первичный и отраженный скачки.

Поведение граничных линий тока при сходе с кромки (со стороны спинки профиля) существенно зависит от соотношения давлений в точке D и за выходной кромкой. Если давление в точке D более высокое, чем за кромкой, то в этой точке образуется волна разрежения и обтекание кромки улучшается. Линия тока сходит с профиля не в точке D, а в точке Е. Волна разрежения DLKD замыкается системой слабых скачков уплотнения, сливающихся в криволинейный скачок FH. Система скачков FC и FH образует хвостовую ударную волну профиля. Если давление вблизи точки D будет ниже давления за кромкой, то скачок образуется в точке D. В некоторых случаях скачок располагается выше по потоку относительно точки D. С увеличением перепада давлений меняется спектр потока в косом срезе канала и за решеткой; изменяются интенсивность и характер расположения волн разрежения и скачков уплотнения (рисунок 1.3, б). Увеличиваются протяженность и интенсивность первичной волны разрежения. Углы первичного, отраженного и кромочного скачков уменьшаются, и точка падения косого скачка FC на спинку профиля (точка С) смещается по потоку. Однако интенсивность скачков возрастает только до определенного значения числа Ма1т, зависящего от геометрических параметров решетки.

Расширение потока в косом срезе решетки заканчивается при отношении давлений 1 = S, соответствующим числу Ма1s. Точное определение значения S, затруднительно, однако можно условно считать предельным такой режим, при котором первичный скачок попадает в точку D (рисунок 1.3, в). В этом случае вместо трех скачков образуются только два: отраженный скачок СР сливается с кромочным FH. Если 1 < S, то расширение потока частично происходит за пределами решетки (рисунок 8.18, г).

Рисунок 1.3. Схема истечения газа из сопловой решетки при сверхзвуковых В [9] показано, что на повышенных дозвуковых режимах работы (2 ад = 0,8 – 0,9) вблизи спинки может возникнуть местный скачок уплотнения 1 (рисунок 1.4), замыкающий местную сверхзвуковую область течения.

На режиме 2 > 0,9…1 возникают кромочные скачки уплотнения 2 и 3, обусловленные сверхзвуковым обтеканием выходных кромок. По мере удаления от выходной кромки внешний кромочный скачок 2 несколько ослабляется вследствие воздействия волн разряжения 4. Внутренний кромочный скачок 3 подвергается воздействию отраженных от спинки волн разряжения 5, а так же волн разряжения 6, возникающих при ее сверхзвуковом обтекании. Поэтому по мере удаления от выходной кромки он быстро размывается и ослабевает; в ряде случаев он может достигать выпуклой поверхности профиля в виде волн сжатия (диффузорный участок). В зависимости от геометрических параметров решетки и режимов работы внутренний кромочный скачок 3 может взаимодействовать со скачком 1, как сливаясь с ним, так и изменяя его расположение и интенсивность.

При значительной кривизне выходного участка спинки, когда имеет место вторичное перерасширение потока, вблизи выходной кромки со стороны спинки возникает дополнительный скачок уплотнения 7, который в большинстве случаев приводит к отрыву потока (вследствие увеличения толщины пограничного слоя на спинке из-за влияния скачков 1 и 3).

Рисунок 1.4. Схема волнового спектра в трансзвуковой решетке:

1 и 7 – скачки, замыкающие зоны перерасширения на спинке; 2 и 3 – внешний и внутренний кромочные скачки; 4, 5 и 6 – волны разряжения В работах [10, 11, 12, 13] показано, что звуковая линия в приведенных сечениях (рисунок 1.5) располагается по-разному относительно геометрического горла. Это связано с тем, что скорость потока за лопаткой не является постоянной по высоте и меняется от 2 ад = 1,32 у корня до 2 ад = 1,08 на периферии. В среднем и периферийном сечениях звуковая линия располагается вниз по потоку от геометрического горла и скорость в горле остается дозвуковой. В корневом сечении звуковая линия располагается значительно ближе к геометрическому горлу из-за местной скорости потока за лопаткой в корневом сечении 2 ад = 1,32. На рисунке 1. видно также, что след за выходной кромкой и выпуклая поверхность соседней лопатки в косом срезе образуют суживающийся канал и ускорение дозвукового потока продолжается до М=1. Место, где поток достигает звуковой скорости, является критическим сечением для канала, образованного вязким следом и твердой поверхностью лопатки. Затем этот канал начинает расширяться, то есть выпуклая поверхность отходит от вязкого следа и поток становится сверхзвуковым. Налицо выполнение закона обращения воздействия.

Рисунок 1.5. Расчетная картина течения в корневом, среднем и периферийном Проведенный анализ литературы подтвердил значительное влияние геометрических особенностей межлопаточного канала на структуру потока. Из этого анализа следует, что около- и сверхзвуковые режимы исследованы в незначительной степени, и существуют различия в объяснениях изменения волновой структуры с изменением скорости течения. Так же остается не до конца ясным физика возникновения кризиса потерь первого рода.

1.2 Влияние начального состояния на структуру потока Для изучения влияния начального состояния на структуру потока в турбинных решетках следует различать три возможных случая [2]: а) пар на входе в решетку является слабо перегретым, а за решеткой сухим насыщенным; б) пар на входе насыщенный, а за решеткой влажный; в) пар на входе в решетку влажный.

В решетках турбин возникает переохлаждение пара [14, 15], зависящее от геометрических и режимных параметров решетки, а также от начального перегрева T0 = T0 – TS(p0), где TS(p0) – температура насыщения пара при давлении полного торможения перед решеткой.

В результате переохлаждения термодинамическая температура пара в некотором сечении межлопаточного канала достигает значений более низких, чем температура насыщения, отвечающая статическому давлению в рассматриваемом сечении.

переохлаждения реализуется процесс спонтанной (лавинообразной) конденсации и в потоке появляются мелкие капли – устойчивые зародыши жидкой фазы.

При переходе от перегретого к сухому, насыщенному и влажному пару относительное давление за решеткой, а так же во всех точках обвода профиля сопловой решетки несколько меняется [15] (рисунок 1.6). Минимальные давления на трех режимах устанавливаются на спинке профиля, вблизи узкого сечения канала и на выходных кромках, где формируется вихревое движение. За выходными кромками существуют условия, благоприятствующие частичной конденсации: здесь статическое давление и температура пониженные, скорости потока малы, контакты частиц пара многократны [16, 17, 18]. Процесс конденсации постепенно распространяется и на ядро течения из-за его взаимодействия с вихревым следом.

Размеры капель в закромочном следе малы, они служат центрами конденсации и далее растут в результате гетерогенной конденсации и дальнейшей коагуляции.

Рисунок 1.6. Распределение давлений и локальных значений переохлаждения T по обводу профиля решетки С-9012А для перегретого, насыщенного и влажного пара торможения перед решеткой; p1 — статическое давление за решеткой (опыты В тех случаях, когда, максимальное переохлаждение достигается на спинке профиля вблизи горлового сечения канала. Тогда за этой областью вблизи спинки профиля в косом срезе, а затем и за выходной кромкой появляется конденсированная фаза. При оценке условий конденсации за кромкой следует учитывать влияние нестационарности потока в вихревой зоне, вызываемой периодическим возникновением и срывом вихрей [19]. Как следует из [8], с изменением толщины и формы кромки и числа Re1 частота пульсаций давлений меняется в широких пределах. Нестационарность процесса интенсифицирует влагообразование и снижает необходимое переохлаждение, для образования влаги.

Периодический срыв дискретных вихрей порождает нестационарные волны плотности, распространяющиеся при дозвуковых скоростях против потока [14, 20].

Исследования показывают, что волны разрежения могут быть дополнительными генераторами жидкой фазы.

На рисунке 1.7 схематически показаны зоны спонтанной конденсации в прямых сопловых решетках при расчетном режиме обтекания: вблизи спинки профиля в косом срезе I; в вихревых областях за выходными кромками II и в концевых вихревых шнурах III.

Рисунок 1.7. Схемы расположения областей максимального переохлаждения пара и конденсации в реактивной решетке при расчетном угле входа при дозвуковых В работе [21] изучение процесса влагообразования осуществлялось путем наблюдения рассеяния света частицами влаги, то есть фиксация зон влагообразования проводилась визуальным наблюдением через оптическое стекло.

В результате была получена следующая картина, представленная на рисунке 1.8.

Как видно из рисунка со стороны вогнутой поверхности профиля имеется наличие влаги в следе за решеткой. Однако автор не акцентирует внимание на этом. Хотя представленный результат расходится с данными других исследований. Необходимо проведение дополнительных исследований для подтверждения данного явления.

Рисунок 1.8. Наблюдаемые зоны влагообразования в изолированной решетке В работе [22] производился расчет сопловой лопатки при около- и сверхзвуковых режимах течения и сравнивался с фотографиями, полученными Шлирен методом. В результате расчета авторы получили хорошее совпадение эксперимента с расчетом. На рисунке 1.9 представлена скорость ядрообразования жидкой фазы, из которого вытекает, что максимум находится со стороны вогнутой поверхности профиля, где интенсивность скачка конденсации максимальна. Кроме этого, в работе [23] исследовалось влияние примесей пара на процессы конденсации в лопаточном канале. Авторы данной работы также получили максимум скорости ядрообразования со стороны вогнутой поверхности. Но для подтверждения данного эффекта необходимо проведение дополнительных экспериментальных исследований. Автор не нашел ни одной работы, в которой акцентировалось бы внимание на этой зоне влагобразования.

Рисунок 1.9. Распределение скорости ядрообразования и Шлирен фотография В решетках с суживающимися каналами при числах Ма1* < Ma1 < 1 (Ma1* — критическое число Ма1) на обводах профилей возникают местные области сверхзвуковых скоростей. Образование жидкой фазы в скачках конденсации зависит от расположения и интенсивности сверхзвуковых зон. Для большинства реактивных решеток при < 0,75 - 0,85 скачковая конденсация возникает вблизи выходной кромки (рисунок 1.7, а, области I), а при больших шагах — у спинки профиля в точках максимальной кривизны (области II). Обе сверхзвуковые области расположены близко и при Ma1 1 сливаются; поверхность перехода имеет сложную форму и меняется при изменении шага и других геометрических параметров решетки.

При M1>1 течение в косом срезе - сверхзвуковое (рис.1.10 б, в) и фазовые переходы происходят в скачке конденсации I, расположенном в системе волн разрежения в косом срезе [2]. (На рисунке 1.10 обозначены: II - внутренний адиабатический скачок, III - отраженный скачок, IV - внешний кромочный образный скачок).

С утверждением авторов [2], что в распределенной волне разрежения на спинке расположен именно конденсационный скачок (рисунок 1.10), нельзя согласиться. В [21] приводятся теневые кинограммы, обнаруживающие наличие этого скачка в потоке перегретого пара. Очевидно, речь идет об обычном адиабатическом скачке, замыкающем местную сверхзвуковую зону. При М1Т=1, за этим скачком наблюдаются нестационарные ударные волны, которые автор [21] считает результатом взаимодействия скачка уплотнения с пограничным слоем. При М1Т=1,13 на спинке наблюдается только первый -образный скачок и картина течения стабилизируется [21].

Рисунок 1.10. Схема спектров сверхзвуковых потоков при истечении из решетки с суживающимися каналами со скачками конденсации в местных сверхзвуковых зонах и в косом срезе решеток при околозвуковых скоростях (а), в центрированной и отраженной волнах разрежения (б), в распределенной волне Нестационарные волны сжатия и разрежения в косом срезе не являются следствием взаимодействия скачка уплотнения с пограничным слоем, как утверждается в [21]. Причина их возникновения - периодический кромочный отрыв в условиях околозвукового кризиса сопротивления кромки [24, 25].

В случае М1Т=1,13 за кромкой формируются стационарные косые скачки, а замыкающий скачок I (рисунок 1.7, в) смещается по потоку. При снижении Т0 этот адиабатический скачок инициирует конденсацию, как то имело место в опытах [26, 27]. Таким образом, при небольших сверхзвуковых скоростях и Т0 0 К наблюдения обнаруживают наличие влаги в косом срезе за данным скачком, что, очевидно, и заставило авторов [2] считать его скачком конденсации.

При возникновении конденсации в потоках пара происходит увеличение потерь кинетической энергии [2], обусловленное:

1. Переохлаждением пара в межлопаточных каналах.

2. Необратимостью и нестационарностью фазовых переходов.

3. Увеличением турбулентности в межлопаточных каналах и за решеткой, появлением конденсационной турбулентости.

4. Перераспределением давлений по обводу профиля с соответствующим изменением характеристик пограничных слоев.

5. Конденсационной нестационарностью при сверхзвуковых скоростях.

В работах [28, 29, 30] получено увеличение потерь при состоянии пара перед решеткой вблизи линии насыщения, причем с увеличением числа Маха М 1т, увеличение потерь происходит более интенсивно. Характерно для всех указанных работ, что у них была повышенная степень турбулентности на входе в решетку.

Авторы первой работы работали на турбине, поэтому имеется повышенная степень турбулентности. Исследования в последних двух работах проводились с турбулизатором холодильником, чтобы получить мелкодисперсную влагу при низких значениях y0 на входе в решетку.

Автор работы [30] исследовал суживающее сопло с разной степенью турбулентности на входе. В данной работе автор получил аналогичное кризисное явление при переходе на насыщенный пар. При устранении турбулизатора на входе автор получил снижение пульсаций давления полного торможения в зоне небольшого перегрева и насыщения с уменьшением степени турбулентности. В результате автор работы выдвинул гипотезу «конденсационной турбулентности», из которой следует нестационарность процесса возникновения жидкой фазы, и этим объясняется рост пульсаций давления и потерь энергии при переходе через состояние насыщения.

турбулизатор перед решеткой, автор получил заметное уменьшение роста потерь при переходе через состояние насыщения.

В работе [28] исследовалась решетка в экспериментальной турбине с предвключенной ступенью, что давало возможность получить реальную структуру двухфазного потока на входе в решетку. Авторы подчеркивают своеобразный характер увеличения профильных потерь в зоне перехода. Также они показывают, что с увеличением числа М1т переход через состояние насыщение сопровождается более интенсивными изменениями профильных потерь.

Ряд исследований течения в сопловых решетках показал [19, 31, 32, 33], что при определенных условиях (например, критические перепады на дозвуковых решетках) течение становится нестационарным как на перегретом, так и на влажном паре.

несколькими причинами:

Пульсирующий «ближний след» (дискретные вихри, сходящие с кромки) [17, 18, 19, 20, 32, 34], с которыми взаимодействуют скачки уплотнения, образующиеся в косом срезе дозвуковых решеток при нерасчетных режимах течения.

перерасширении потока в косом срезе, с пограничным слоем на спинке Влияние возникших скачков конденсации на положение и интенсивность адиабатических скачков [2].

Появление скачка конденсации резко меняет параметры пограничного взаимодействия скачка уплотнения с пограничным слоем ниже по В [36, 37] приведены данные, указывающие на то, что появление влаги ведет к значительному увеличению числа аварий лопаточных аппаратов, вызванных усталостными разрушениями. По-видимому [1], аварии происходят в результате резонансов в связи с появлением переменных аэродинамических сил нового типа.

Так, на основании анализа, проведенного в [38], установлено, что наибольшее число поломок лопаток происходило в области неравновесного влагообразования (в зоне Вильсона). В работе отмечаются некоторые причины возникновения периодической нестационарности в турбинной ступени на конденсирующемся и влажном паре, в частности, вследствие возникновения систем волн сжатия и разрежения при обтекании входных кромок сопловых и рабочих лопаток и их распространения против потока и по потоку. В результате на выходе из сопловой и рабочей решеток и в каналах создаются периодические изменения давлений и температур, т.е. пульсации параметров потока, частота которых определяется частотой вращения рабочей решетки и соотношением z1/z2 (z1,z2 – число сопловых и рабочих лопаток в ступени). Расчетный анализ, а также опыты МЭИ показали [31], что пульсации параметров приводят к значительным колебаниям локальных переохлаждений. Другая причина возникновения дополнительных пульсаций термодинамических параметров при около- и сверхзвуковых скоростях связана с неравновесностью процессов расширения конденсирующегося и влажного пара [31, 36]. Разработаны методы расчета течения нестационарного конденсирующегося пара в слабоградиентных сверхзвуковых соплах в одномерной [14, 31, 36] и двумерной постановке задачи Для оценки вибрационной опасности усталостного разрушения выходной кромки сопловой решетки в работе [39] была разрешена задача о свободных и вынужденных колебаниях тонкой выходной части профиля под воздействием возмущающей нагрузки, вызванной описанной выше нестационарной конденсацией. Анализ показал, что для рассматриваемого случая значения собственных fс и вынужденных fв частот могут перекрываться (реальные fс 1 – 3 кГц, вынужденные fв = 0,8 – 2 кГц). Расчет изгибных напряжений выходной кромки для сечения, совпадающего с «заделкой», производился в предположении существования резонанса для известной формы пульсаций нагрузки и амплитуды. В результате вариантных расчетов получено, что значения изгибных напряжений могут находиться на уровне предела циклической усталости или превышать ее.

включающие пульсации статического давления в нескольких точках косого среза, изменение амплитуд пульсаций во времени и относительных амплитуд пульсаций вдоль спинки профиля. В результате было установлено, что характеристики конденсационной нестационарности в сопловой решетке следует признать несостоявшимися, то есть причина поломки выходных кромок сопловых лопаток на данный момент не установлена.

Остается до конца не изученным взаимодействие скачка конденсации со скачком уплотнения в суживающихся решетках турбомашин при изменении начального состояния пара при около и сверхзвуковом режиме обтекания. Также авторы работ не уделяли должного внимания возможному образованию влаги со стороны вогнутой поверхности.

1.3 Движение парокапельной среды в решетках турбомашин Элементы проточных частей турбин насыщенного пара, в первую очередь лопатки последних ступеней, подвержены воздействию влажного пара, ведущему к эрозии.

В работах [40, 41] представлены результаты эрозионного износа рабочих лопаток в процессе работы турбоагрегата. Из рисунка 1.11 видно, что часть лопатки разрушается, и изменяется ее геометрия. В [42] представлены данные об уменьшении хорды профиля во время эксплуатации: за 80000 ч работы турбоагрегата разрушается 8 мм хорды профиля.

Рисунок 1.11. Фотография эрозии рабочих лопаток последней ступени В работе [43] говорится, что разрабатываемые титановые лопатки будут иметь длину 1500 мм при частоте вращения ротора турбины 50 Гц, что предопределяет увеличение окружных скоростей вращения таких лопаток на периферии влажнопаровых ступеней до 900 м/с и, соответственно, совершенно новый уровень актуальности проблемы эрозии лопаточных материалов. В данной работе рассмотрены только пассивные (упрочнение поверхности лопаток) способы защиты лопаточного аппарата от эрозионного воздействия. Но, кроме пассивных способов защиты, существуют активные (сепарация водяной пленки, вдув греющего пара и т.д.).

Существует большое количество работ [2, 44, 45, 46], где показано, что ступени, работающие в зоне влажного пара, имеют повышенный коэффициент потерь по сравнению с перегретым паром.

В работе [47] приведена зависимость изменения потерь кинетической энергии от состояния пара на входе в решетку. Автор проводил измерения на сопловой изолированной решетке. В результате с увеличением влажности растут потери кинетической энергии. Автор объясняет рост потерь механическим взаимодействием фаз в связи с низкими значениями турбулентности на входе, но не исключает необратимые потери от фазовых переходов и от теплообмена между фазами.

Согласно [48], в зоне оптимальных u/c0 основную долю потерь составляют потери из-за наличия пленки и разгон капель. Вторыми по значению являются потери на удар капель о рабочие лопатки. На третьем месте по значимости стоят потери от переохлаждения.

В работе [49, 50] производится расчет части ЦНД по осредненной скорректированной классической теории ядрообразования, которая верифицировалась по экспериментальным данным. В результате авторы получают, что основную долю потерь составляют термодинамические потери: аналогичные результаты получили авторы работы [51]. Вторыми идут оседание пленки на рабочих лопатках за счет центробежной силы, которая не совершает работы в проточной части. На третьем месте энергия от центробежных сил, необходимая для отброса влаги на периферию. Потери от удара капель о лопатку, разгона крупных капель и поддержания скорости мелких капель, незначительны. Недостатком расчета является отсутствие водяной пленки на поверхности сопловой лопатки, которая приводит к образованию крупных капель, а также может являться источником потерь за счет турбулизации пограничного слоя, из-за волн на ее поверхности [14].

В работах [15, 52, 53, 54] показано, что применение активных способов борьбы с влажностью (сепарация водяной пленки, вдув греющего пара и т.д.) приводит к уменьшению потерь кинетической энергии и, кроме того, увеличивается надежность лопаточного аппарата, связанная с уменьшением размера капель за решеткой.

Для правильного выбора принципиальной схемы улавливания и дробления влаги и определения мест применения таких систем необходимо знать характеристики движения парокапельного потока – места образования влаги, траектории, скорости, размеры и углы выхода капель.

Экспериментальные исследования структуры двухфазного парокапельного потока проводились, в основном, в газодинамическом отделе кафедры ПГТ МЭИ.

Как показали опыты [55], в каналах сопловых решеток формируется несколько характерных потоков капель различной дисперсности. Условно можно выделить следующие основные комплексы капель (рисунок 1.12, а): I - поток первичной влаги, проходящий канал без контакта с его поверхностями; II - капли, выбитые первичными каплями или сорванные с пленки на вогнутой поверхности паровым потоком; III - капли, сорванные и выбитые из пленки на входном участке спинки; IV - капли, образовавшиеся из пленки на диффузорном участке спинки в косом срезе; V - капли, образовавшиеся при дроблении пленки, стекающей с выходных кромок лопаток; VI - парокапельный пограничный слой над пленками, характеризующийся интенсивным перемещением частиц разных размеров в пленку и в ядро потока.

В работе [55] были измерены спектральные характеристики влаги в различных точках выходного сечения канала (рисунок 1.12 б, в). Максимальная концентрация крупных капель обнаружена в кромочном следе (поток V). На его границе ( ) массовый спектр капель имеет четырехпиковую структуру. Пик, соответствующий каплям максимального диаметра, образован частицами, возникающими при дроблении пленки в кромочном следе, и исчезает при смещении в область парокапельного слоя. Здесь также велика концентрация крупных капель.

Вне области парокапельного слоя функция распределения становится В [2] представлены результаты влияния начальной влажности, чисел Ма2т и Re2. С ростом у0 среднемассовые диаметры капель dкm увеличиваются во всех точках выходного сечения. При у0 3% за решеткой устанавливается характерное трехпиковое распределение дисперсности по шагу. Увеличение размеров капель с ростом у0 отмечается в широком диапазоне чисел Ма и Re.

Рисунок 1.12. Схема обтекания сопловой решетки парокапельным потоком (а) и спектральные характеристики влаги в различных точках выходного сечения Аналогичный вывод можно сделать, рассматривая влияние на дисперсный неравномерность распределения частиц по размерам. Кроме того, уменьшение приводит к некоторому смещению условных границ отдельных потоков капель. В этом случае сокращается протяженность диффузорных участков на спинке в косом срезе и перемещается к выходной кромке положение дестабилизации пленки и ее срыва, а также увеличивается число частиц, экранированных вогнутой поверхностью. В решетке малого шага ( = 0,5) отмечено не только увеличение размеров капель, но и преобразование трехпиковой структуры в двухпиковую.

Важную роль в формировании капельной структуры за решеткой оказывают выходные кромки. Авторы [56] отмечают сложный механизм схода и дробления пленок с выходных кромок различной формы. Важную роль в этом механизме играют начальный участок следа с дискретными вихрями и межвихревая зона, в пределах которой формируется возвратное течение.

Опыты [57, 58, 59] показали, что характеристики следа зависят от структуры парокапельного слоя. Возможны два случая: парокапельный слой без пленки и с пленкой. В первом случае для заостренных кромок увеличение влажности приводит к расширению и углублению вихревых следов, а для плоскосрезанной и скругленной кромок – к их сужению.

Дополнительные данные о дисперсных характеристиках вихревых следов получены в [58] и представлены на рисунке 1.13. Отсюда следует, что при отсутствии пленки на профиле среднемассовые диаметры капель резко уменьшаются вдоль следа для толстой скругленной кромки 4, а затем вновь возрастают. За тонкой кромкой 1 фиксируются капли больших размеров, причем минимум кривой при не обнаружен. С ростом у0 значения dк увеличиваются;

при у0 > 5% установлено появление тонких пленок, в которых аккумулируется малое количество жидкости. Расход жидкости в пленке (или число Reпл) в значительной степени определяет дисперсные характеристики следа (рис. 1.13, б).

Рисунок 1.13. Дисперсные характеристики вихревых следов в зависимости от расстояния от среза и влажности (а), а также от толщины кромки и расхода а: 1 – у1 =1,3%; 2 - у1 = 7,3%; 3 – у1 = 11,1%; 4 - у1 = 16,2%, = 0,2; 5 –у1 =17%, В работе [60] исследовался плоский пакет сопловых решеток на влажном паре. Проводилось измерение среднерасходной влажности вдоль шага решетки с помощью электрокалориметра в зависимости от начальной влажности. Авторы получили (рисунок 1.14), что основная масса мелких капель транспортируется потоком через канал. Около выпуклой стороны профиля в местах больших скоростей пар слегка осушен. У вогнутой стороны влажность потока возрастает.

Рисунок 1.14. Распределение влажности по шагу решетки Авторы работы [61] проводили расчетное исследование по определению количества сепарируемой влаги на поверхность лопатки. Из этой работы вытекает, что основная часть влаги оседает на вогнутой поверхности профиля – порядка 55 % от общего расхода всей влаги, и только 5 % на спинке профиля.

Аналогичные расчеты проводились в работе [62], где определялось количество оседающей влаги в каналах различной геометрии. Автор данной работы показал, что количество сепарируемой жидкости зависит от многих параметров:

угла поворота потока в канале, угла натекания и размеров капель, давления основного потока.

В работах [61, 62, 63] приведены результаты расчетов максимально возможного количества влаги, выпадавшей на поверхности лопатки без учета отражения влаги от твердой поверхности. Но, как показано в [52], при ударе лишь только некоторая часть влаги остается на поверхности, а остальная влага в виде частиц различных размеров отражается обратно в поток. Количество и размеры частиц, отраженных от поверхности, зависят от угла падения, скорости и размера частицы. Так, важную роль играет величина, характеризующая смачиваемость поверхности. В результате осаждения капель на поверхности образуется пленка жидкости, которая также влияет на характеристики сепарации капель. В работе [64] показаны фотографии пленки жидкости в реальной турбине.

Течение пленок жидкости на поверхности лопаток происходит под действием касательных напряжений на границе раздела фаз. Существующие теоретические исследования движения жидких пленок под действием спутного газового потока носят весьма приближенный характер, так как они не учитывают реального состояния поверхности раздела фаз [52, 65]. Как показывают исследования МЭИ, при постоянной скорости газа и изменении расхода воды, образующей пленку, реализуются различные волновые процессы на поверхности пленки. При этом, как показано в работе [66], при течении пленки жидкости в спутном потоке газа всегда существует унос влаги с ее поверхности. То есть при более нестабилизированном течении количество уносимой влаги увеличивается. В результате за решеткой турбин существует большое количество источников формирования влаги различного дисперсного состава. В работе [67] получено изменение толщины пленки жидкости на поверхности сопловой лопатки в зависимости от угла атаки. Данные эксперименты проводились на модельной турбине. В данной работе показано, что изменение угла натекания потока приводит к изменению толщин пленок на входных и выходных кромках.

Структурные характеристики жидкой фазы за решеткой необходимо дополнить коэффициентами скольжения [15]. Такие исследования [57] были проведены для нескольких сопловых и рабочих решеток активного типа (рисунок 1.15). Максимальные скорости имеют капли, движущиеся в ядре потока, а минимальные — капли вблизи кромок и в других областях, где формируются крупные капли. С ростом числа Маха коэффициенты скольжения в ядре потока уменьшаются, а в зонах крупнодисперсной влаги увеличиваются в связи с интенсификацией процесса дробления. При этом происходит заметное выравнивание скоростей капель. Влияние числа Рейнольдса на распределение 1 по шагу также существенно: с увеличением Re1 значения 1 растут во всех точках поля за решеткой, так как размеры капель уменьшаются с ростом Re2. Однако значительное влияние Re1 может быть связано с тем, что параметрический критерий подобия в опытах не поддерживался постоянным.

О влиянии некоторых режимных и геометрических параметров на локальные значения 1 можно судить по данным [68, 57], приведенным на рис. 1.16. Эти результаты подтверждают существенную перестройку распределения коэффициентов скольжения по шагу, отмеченную выше, однако осредненные значения изменяются в относительно узких пределах и, как показывают опыты, наибольшее влияние на скорости дискретной фазы оказывают значения осевого зазора.

Рисунок 1.15. Зависимости осредненных коэффициентов скольжения капель за решеткой от режимных и некоторых геометрических параметров ( - осредненный Существенное влияние на эрозионный процесс оказывают углы выхода капель из сопловой решетки и их распределение по шагу [55]. Кромочные частицы движутся в осевом зазоре под углами, значительно превышающими 1эф. Часть капельных потоков имеет минимальные углы выхода 1к < 1эф (рис. 1.17, а). Вместе с тем, с увеличением влажности отмечается все более значительное воздействие капельных потоков на распределение углов выхода парового потока (рис. 1.17, б) и на средний угол выхода за решеткой.

Исследование структуры крупнодисперсной влаги за решеткой проводились в работах, представленных в обзоре литературы, с помощью специального зонда [69], принцип работы которого заключается в инерционном осаждении капель влаги на покрытую вязким маслом пластину [48]. Время пребывания пластины в потоке составляло около 0,01 – 0,1 с, что позволяло получить большую выборку для построения зависимостей. Недостатком данного метода является то, что в поток вводится зонд, который искажает поток, и метод работает только до числа Маха 0,7, при больших скоростях масло сдувается с пластины.

Рисунок 1.16. Влияние некоторых режимных и геометрических параметров на распределение локальных коэффициентов скольжения по шагу за сопловой Рисунок 1.17. Изменение углов выхода некоторых потоков капель различных диаметров в характерных точках по шагу (а) и распределение углов выхода парового потока по шагу при различной влажности (б):

а - решетка С-9012А, = 0,75, Ma = 0,88, у0 = 5%, Re = 6 • 105; б -решетка С-9020А, Также для исследования размеров капель использовались оптические методы исследования [2, 69]. Данные оптические методы основываются на использовании информации, которую несет свет, прошедший через дисперсную среду. При падении светового луча на отдельную частицу или элементарный объем среды с взвешенными частицами (так называемой мутной среды) каждая частица становится вторичным источником света, посылая рассеянный свет по всем направлениям пространства. Кривая, характеризующая распределение света по всем направлениям, называется индикатрисой рассеивания света.

Индикатриса рассеяния является симметричной, то есть рассеяние света вперед и назад одинаково. Степень асимметрии индикатрисы в известных пределах может служить для определения размера капель в потоке переохлажденного и влажного пара. Для капель воды и для длин волн красного света, который использовались в экспериментах, получаем пределы измерения радиуса частицы от rк = 1,2 10-8 до rк = 0,8 10-6 м.

Рассмотренный метод асимметрии индикатрисы применим для частиц малых размеров. Для определения размеров больших частиц (от 2 до 300 мкм) разработан метод, получивший в литературе название метод малых углов [70, 71]. Этот метод основан на измерении углового распределения света, рассеянного внутри конуса малого угла вдоль направления распространения основного пучка света.

Все перечисленные методы обладают рядом недостатков: дисперсный состав жидкой фазы определяется в точке; большая трудоемкость при проведении измерений; измеряются осредненные по времени параметры.

Из выше сказанного следует, что количество данных по измерению скорости капель в решетках турбомашин, особенно при около- и сверхзвуковых скоростях в паровом потоке, недостаточно. Из-за этого затруднительно составить точную физическую картину движения капель и взаимодействия между фазами.

Современные оптические методы исследования, такие как PIV и IPI, которые позволяют получать мгновенное поле скоростей и дисперсности во всей исследуемой области, позволяют дополнить уже имеющиеся опытные и теоретические данные.

Краткий обзор исследований, посвященный обтеканию решеток турбомашин при различных состояниях пара, показал, что несмотря на большой объем опытных и экспериментальных данных, остаются неизученными следующие проблемы:

1. Влияние волновой структуры потока на профильные потери и пульсации давления при около- и сверхзвуковых скоростях.

суживающихся решетках турбомашин.

3. Наличие зоны конденсации со стороны вогнутой поверхности.

4. Источники образования крупных капель.

5. Влияние геометрических и режимных параметров на характеристики 6. Экспериментальные методы определения характеристик жидкой фазы не обеспечивают комплексного изучения проблемы взаимодействия между фазами в решетках турбомашин.

На основании анализа имеющихся опытных и расчетно-теоретических данных была сформулирована задача исследования:

1. Изучение волновой структуры потока и пульсаций давления при около- и сверхзвуковых скоростях в изолированной сопловой решетке.

2. Изучение влияния начального состояния на изменение волновой структуры и пульсаций давлений в решетке.

полидисперсных влажно-паровых потоков в решетках турбомашин.

4. Определение характеристик жидкой фазы за плоской сопловой решеткой в широком диапазоне режимных параметров.

ГЛАВА 2. МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЙ И ШТАТНАЯ СИСТЕМА

ИЗМЕРЕНИЙ

2.1 Тепловая схема экспериментальной установки Экспериментальные исследования выполнены на стенде КВП-2, который расположен на кафедре паровых и газовых турбин в лаборатории оптикофизических исследований. Установка входит в общую тепловую схему КВП (контур влажного пара), которая включает в себя 5 подобных стендов для исследования элементов проточных частей турбомашин. Особенность стендов заключается в том, что возможно производить исследования в широком диапазоне скоростей при различных параметрах пара перед исследуемым объектом (перегретый, насыщенный и влажный пар). Для проведения исследований с применением современного оборудования была произведена модернизация стенда, включающая замену трубопроводов, насосов, арматуры, штатной системы измерений и подготовка для использования методов лазерной диагностики. Тепловая схема стенда интегрирована в схему ТЭЦ МЭИ, а оборудование расположено от нулевой до двадцатой отметок станции.

Принципиальная тепловая схема оборудования, расположенного на двадцатой отметке [72] представлена на рисунке 2.1. Она состоит из нескольких контуров:

Контур дренажей и уравнительных линий.

Контур циркуляционной воды.

Основные элементы, изображенные на рисунке 2.1: 1 – конденсатор, 2 – коллектор пара из отбора турбины, 3 – паровой эжектор, 4 – КВП1, 5 – КВП2, 6 – КВП3, 7 – коллектор питательной воды на форсунки, 8 – мерный бак, 9 – первая ступень увлажнения, 10 – вторая ступень увлажнения.

Пар из отбора турбины ТЭЦ МЭИ поступает на первую ступень увлажнения (9) и поступает в паровой коллектор (2), из него часть пар поступает на пародутьевые форсунки (7), а остальная часть пара проходит вторую ступень увлажнения (10). После чего насыщенный пар подается в бак ресивер (5). Для получения перегретого пара заданной температуры изменяется расход питательный воды на ступени увлажнения. Влажный пар перед исследуемым объектом получают с помощью блока пародутьевых форсунок, расположенных в баке ресивере. Они позволяют получить равновесную среду в баке ресивере с начальной влажностью до 12 %. При этом последовательное включение форсунок позволяет получить одинаковый дисперсный состав жидкой фазы при различной влажности на входе.

Диаметр создаваемых капель расположен в диапазоне (20-60) 10-6 м.

Процесс двухступенчатого охлаждения и увлажнения показан в h-s диаграмме на рисунке 2.2 [72]. Линия 1 – 2 изобарное охлаждение пара в первой ступени увлажнения; 2 – 3 дросселирование в задвижке; 3 – 4 изобарное охлаждение пара во второй ступени увлажнения; 4 – 5 дросселирование в клапане перед ресивером стендов КВП; 5 – 6 изобарное увлажнение до требуемой степени влажности с помощью форсунок.

Пройдя исследуемый объект, установленный в рабочую часть, пар поступает в конденсатор. Для удаления присосов воздуха к конденсатору подключен 2-ух ступенчатый паровой эжектор, который позволяет регулировать статическое давление на выходе. Для измерения расхода пара через исследуемый объект, установлен мерный бак конденсатора, который соединен с баком нижних точек через гидрозатвор.

На рисунке 2.3 представлена фотография стенда КВП – 2 с установленной на него рабочей частью для исследования плоских сопловых лопаток.

Рисунок 2.1. Принципиальная схема стендов КВП Рисунок 2.2. Процесс охлаждения и увлажнения пара Рисунок 2.3. Внешний вид КВП – 2 со стороны ресивера.

Рабочая среда на экспериментальных стендах ЛОФИ кафедры ПГТ имеет следующие параметры [72]:

Острый пар – давление 4 МПа, температура 440 С.

Пар из регулируемого отбора турбины – давление 0,6 МПа, температура 250 С.

Питательная вода – давление 6 МПа, температура 140 С.

Циркуляционная вода – давление 0,6 МПа, температура 60 С.

Городская вода – давление 0,6 МПа, температура 20 С.

Ресивер – максимальное давление 0,17 МПа, максимальная температура 195 С.

Магистраль выхлопа – давление 4100 кПа, максимальная температура 100 С.

Максимальное давление питательной воды на форсунки 1 МПа.

Объектом исследования являлся плоский пакет изолированных сопловых лопаток С-90-15А, установленный в съемную рабочую часть. Схема рабочей части представлена на рисунке 2.4. В ней предусмотрены окна для установки оптических стекол, которые необходимы при использования прибора ИАБ – 451 (шлирен метод) и лазерной диагностики. Для исследования характеристик жидкой фазы методами лазерной диагностики, дополнительно к оптическим стеклам был установлен зонд, для заведения лазерного ножа в исследуемую плоскость канала. Так же перед решеткой установлены зонды для измерения давления полного торможения и температуры, и дренажи для измерения статического давления за решеткой.

Пленка жидкости, формируемая на стеклах рабочей части, создает искажения получаемых изображений при измерениях с использованием оптических методов.

Для снижения паразитного эффекта перед исследуемым объектом сбоку и снизу были организованы щели для сепарации с камерами отбора, которые соединяются с паровым эжектором [72].

Исследуемая изолированная плоская решетка состояла из 6 лопаток с постоянным по высоте профилем С-90-15А (рисунок 2.5). Пакет создается с помощью плоских бандажных пластин параллельных друг другу. Между ними закрепляются лопатки под углом установки у и с шагом t (рисунок 2.6). Шаг рештки t = 38 мм, высота лопатки l = 48 мм, скелетный угол входа 0ск = 90°, эффективный угол выхода 0эф = 15°, хорда b = 52 мм, угол установки у = 37°, ширина канала В = 31,3 мм, толщина выходной кромки кр = 1 мм, ширина выходного горла авых = 10 мм, относительная толщина выходной кромки Рисунок 2.4. Схема рабочей части Рисунок 2.5. Геометрические характеристики профиля С-90-15А Рисунок 2.6. Фотография собранного пакета С-90-15А Для определения режима течения в сопловой турбинной решетке измеряются следующие величины: давление полного торможения на расстоянии 80 мм от входа в решетку трубкой Пито 1 (рисунок 2.7); температура полного торможения на расстояния 80 мм перед решеткой зондом 4 (рисунок 2.7); распределение статического давления по шагу на расстоянии 0,2b от фронта решетки измерялось дренажными отверстиями 2 (рисунок 2.7) на бандажной пластине; степень влажности на входе в решетку определялось по балансу подаваемой питательной воды и оседающей в баке ресивере.

Давление до и после рештки, перепад давлений на рештке измеряются с помощью пружинного вакуумметра после продувок воздухом соединительных линий и зондов. Система продувок и применение пружинного вакуумметра исключают попадание пара и воды в зонды и соединительные тракты, т.е.

гарантируют наджное получение опытных данных [72].

Пневмометрические измерения основных газодинамических характеристик течения влажно парового потока производились с помощью имерительновычислительный комплекс МIC-300М.

Данная система [72, 73], предназначена для сбора, преобразования, регистрации, обработки, передачи и представления информации от датчиков и измерительных преобразователей. Комплекс состоит из стойки с первичными преобразователями сигнала, приборной стойки с MIC-300M (см. рисунок 2.8).

Рисунок 2.8. Измерительно-вычислительный комплекс на базе MIC-300М МIС-300М производит измерение, регистрацию и обработку первичного сигнала с датчиков температуры и пульсаций давления, отображение и контроль получаемых величин в реальном времени на всех датчиках одновременно.

Система MIC-300M применялась для измерения температуры полного торможения на входе в исследуемый объект и пульсаций статического давления в исследуемом канале.

Для измерения первичного сигнала температуры полного торможения применялась термопара КТХК02.01-С10-И-1,0-1000/2000 кабельный рабочий спай изолирован в стальной оболочке диаметром 1 мм.

Для измерения постоянной и переменной составляющих статического давления в сопловой решетке использовались пьезорезистивные датчики XTELM-1,7 (см. рисунок 2.9). Датчик обладает следующими характеристиками:

Рабочая температура:

-55273 °С.

Независимая температура: 25232 °С.

Собственная частота: 240 кГц.

Комплекс MIC-300M имеет возможность снимать показания с восьми подобных датчиков одновременно.

Датчики устанавливались на бандажной пластине, по схеме, представленной на рисунке 2.10, таким образом, чтобы приемная поверхность была в одной плоскости с бандажной пластиной. Измерения проводились одновременно на датчиках.

Рисунок 2.9. Габаритные и присоединительные размеры пьезорезистивного датчика давления XTEL-140M (В скобках указаны размеры в миллиметрах) Рисунок 2.10. Схема расположение датчиков абсолютного давления Анализ сигналов осуществлялся в программе WinПОС, в который встроено большое количество алгоритмов по анализу нестационарных процессов.

Для анализа пульсаций статического давления, определялся уровень динамических пульсаций и проводился спектральный анализ сигнала. Величина определялась по следующей формуле:

где 2хА – удвоенная амплитуда или размах пульсаций, это величина определяется как:

здесь рmax – максимальная величина, Па; рmin – минимальная величина давления при осцилляции, Па. Спектральный анализ пульсаций проводился в программе WinПОС с помощью разложения сигнала в ряд Фурье.

автокорреляции, которая позволяет выделить периодический процесс из зашумленного сигнала. Автокорреляционная функция зашумленного сигнала состоит из автокорреляционной функции сигнального компонента, на которую накладывается затухающая шумовая функция, зависящая от случайного компонента и полезного сигнала, которая затухает до значения 1 (рисунок 2.11) Рисунок 2.11. Автокорреляционная функция зашумленного сигнала 2.5 Оптические методы исследований. Прибор теневой Для визуализации волновой структуры потока используются оптические методы, которые не вносят возмущений в исследуемое пространство и измерения проводятся бесконтактным путем.

Оптические приборы, основанные на шлирен-методе, получили широкое распространение для исследования неоднородностей потока в элементах проточных частей турбомашин. Совместно с ними используется скоростная видеосъемка для фиксации быстропротекающих процессов.

Шлирен-метод - метод обнаружения оптических неоднородностей в прозрачных преломляющих средах и дефектов отражающих поверхностей.

Исследуемой неоднородностью может быть любое возмущение в прозрачной среде, характеризующееся плавным или скачкообразным изменением показателя преломления в пределах чувствительности прибора.

В шлирен-методе [74] свет от щелевого источника света (1) (рисунок 2.12) с помощью системы линз и зеркал (2—2') формируется в плоскопараллельный пучок, направляемый через исследуемое пространство (3). Затем он фокусируется на ноже Фуко (5) (ширма с острой кромкой). Если в потоке нет изменения плотности, то все лучи проецируются на край ширмы. При наличии оптических неоднородностей (4), часть света, отклонившись, пройдет за ножом Фуко. С помощью объектива (6), установленным за ножом Фуко, картина течения проецируется на экран (7) и получается изображение неоднородностей потока (8).

Рисунок 2.12. Принципиальная схема шлирен-метода Прибор теневой автоколлимационный ИАБ-451 (Теневой прибор – Теплер) основан на шлирен-методе и предназначен для качественного и количественного изучения неоднородностей в прозрачных средах [72]. В данном методе есть ряд ограничений по использование его на стенде КВП:

Температура пара в исследумом объекте может достигать 160 °С и вокруг рабочей части будут возникать конвективные потоки воздуха, которые искажают изображение при максимальной чувствительности прибора. В результате уменьшения чувствительности, удается увидеть только систему скачков уплотнения и волн разряжения.

Стенд предназначен для исследования течений при давлении меньше атмосферного, что существенно снижает плотность потока, а тем самым качество получаемого изображения при числах Маха близких к единице.

Большая часть процессов при истечении двухфазных сред являются нестационарными. Поэтому для получения качественных фотографий течения необходимо использовать камеры с малой экспозицией.

Принципиальная оптическая схема ИАБ-451 представлена на рисунке 2. [72].

Для исследования течения в плоской сопловой изолированной решетке (М) в рабочей части устанавливаются два оптических стекла (З).

Сам прибор состоит из длиннофокусных зеркально-менисковых объективов (L1) и (L2). В качестве источника света (S) использовалась лампа постоянного тока ДКСШ-200, проецируемая на щель (Щ) находясь в фокусе объектива(L2). Нож Фуко фокусируется на объектив (L1). Камера (О) для фото фиксации волновой структуры, точно настраивается на исследуемое сечение потока (П). Вместо камеры(О) может быть установлен окуляр для наблюдения глазом. Внешний вид излучающей и приемной частей ИАБ-451 представлен на рисунке 2.14, 2.15. На рисунке 2. изображен нож Фуко.

Для получения фотографий течения использовалась цифровая камера ВИДЕОСКАН-285-2001. На рисунке 2.17 представлены волновая структура течения в сопле Лаваля [75]. Данная камера имеет разрешение не менее 1340*1038 пикселей и длительность экспозиции в диапазоне от 3.5 мкс до 130 мс. Что позволяет ее использовать при изучении быстропротекающих процессов.

Рисунок 2.17. Стационарный скачок уплотнения в сопле Лаваля В качестве метода лазерной диагностики использовался метод PIV, который позволяет получать поля скоростей жидкой фазы. Данный метод входит в систему «Полис», состоящую из сдвоенного импульсного лазера Quantum Big Sky Laser, цифровой камеры TSI, синхронизатора «Полис» и компьютера с программным обеспечением «ActualFlow». Внешний вид системы показан на рисунке 2.18.

Метод PIV (particle image velocity) в последнее время получил широкое распространение для исследования потоков газа с использованием мелких монодисперсных трассеров. У данных частичек скольжение практически отсутствует, в результате чего получаются мгновенные поля скоростей основного потока. Однако данный метод до настоящего момента практически не применялся во влажнопаровых потоках с естественной конденсацией для определения скоростей капель полидисперсного состава. Сложность применения заключается в особенностях рабочего тела (высокая температура, формирование жидкой пленки на оптических стеклах, большая концентрация капель в определенных участках). В связи с этим требуется доработка алгоритмов данного метода для анализа полидисперсной среды.

Основные характеристики измерительного комплекса «ПОЛИС» [76]:

Результат PIV измерений – двухкомпонентные поля скорости на регулярной сетке.

Рабочая среда – перегретый, насыщенный и влажный (влажность до %) водяной пар, воздух.

Диапазон измеряемых скоростей 0,001-1000 м/с.

Базовая погрешность измерения полей скорости – не более 1 %.

Принцип метода PIV заключается в определении расстояния перемещения капли, находящейся в исследуемой плоскости, за определенный промежуток времени [76]. Исследуемая плоскость создается лазерным ножом (см. рисунок 2.19) сфокусированным таким образом, что бы он имел минимальную толщину. Для определения расстояния перемещения капель они засвечиваются дважды. Образы частиц фотографируются цифровым фотоаппаратом для PIV измерений. Для получения четких образов камера фокусируется на плоскость лазерного ножа.

Обработка полученных изображений позволяет получить двух компонентное поле скоростей жидкой фазы, являющееся проекцией реальных векторов на плоскость, перпендикулярную оптической оси регистрирующей образы капель аппаратуры.

Для засветки капель используется сдвоенный импульсный лазер Quantum Big Sky Laser. Такой лазер имеет малую длительность импульса (~ 4–10 нс) и достаточно высокую энергию в импульсе, что позволяет получать четкие образы капель. Сдвоенный импульсный лазер имеет два лазера в одном корпусе, работающих на одной оптической оси, что необходимо для получения короткой задержки между импульсами для изучения высокоскоростных потоков [72].

2.6.2 Особенности настройки системы для применения PIV метода в Основой метода PIV являются фотографии засвеченных капель. Как показано в работе [77], качество векторных полей напрямую зависит от качества получаемых изображений, для которых должны быть выполнены следующие требования:

1. Образы капель или туман должны быть четкими, то есть, сфокусированы 2. Капля в элементарной расчетной области должна смещаться на расстояние не более чем на четверть расчетной области.

3. На изображениях должны быть сведены к минимуму паразитные засветки и расфокусировка капель вызванная внешними объектами.

Для обеспечения последнего условия необходимо правильное проектирование рабочей части, в которую устанавливается исследуемый объект.

Первые два требования обеспечиваются за счет корректной настройки системы. На рисунке 2.20 представлена фотография с засвеченными каплями в потоке, которые представляют собой белые точки. Здесь красным цветом обведены области, где происходит перетекание заряда на матрице камеры и возникает паразитная засветка.

Для снижения негативных эффектов на получаемых фотографиях были определены оптимальные параметры системы:

Энергия, приходящаяся на импульс каждого из лазеров. Данный параметр влияет на степень подсвечивания капель в потоке: чем он больше, тем более яркие капли получаются на фотографии, но в то же время тем большее их количество приводит к перетеканию заряда на матрице камеры.

Задержка между импульсом каждого из лазеров и сигналом на камеру, подающимся от синхронизатора. Данный параметр влияет в первую очередь на засветку первого кадра. Кроме того, при некорректной задержке возможно появление изображения капли, засвеченной первым лазером, на второй кадр.

Толщина лазерного ножа и его перпендикулярность оси камеры.

Выше описанные мероприятия позволяют улучшить качество получаемых изображений. Но для получения корректных результатов необходим набор статистики, состоящий из 600 кадров на один режим.

2.6.3 Обработка изображений для получения поля скорости Одним из основных элементов метода PIV является обработка полученных в эксперименте изображений Метод PIV предполагает использование кросскорреляционного алгоритма обработки изображений засвеченных капель, при котором вся фотография разбивается на элементарные измерительные области, для каждой из которых вычисляется корреляционная функция сдвигов частиц.

Кратко сущность кросскорреляционного подхода заключается в следующем.

Имеются два изображения, на одном из которых зафиксированы частицы в момент первой вспышки, а на другом в момент второй вспышки лазера. Каждое изображение разбивается на элементарные области (расчетные области) размером dx зарегистрированного камерой света (степень серого) можно представить дискретной функцией двух переменных x и y: I1(x,y) и I2(x,y) для первого и второго кадра, соответственно. Рассчитывается корреляционная функция:

Максимум корреляционной функции соответствует наиболее вероятному сдвигу частиц в данной области. При этом в идеальном случае предполагается, что скорость потока в элементарной области неизменна, то есть у корреляционной функции существует один наиболее ярко выделенный максимум на фоне шума. Для более точного определения координат максимума используется подпиксельная интерполяция корреляционной функции в окрестности ее максимума. Интерполяция может проводиться независимо по обеим координатам, а интерполирующая функция может быть самой различной (например, полином второй степени или Гауссиан). Координатой максимума считается координата максимума интерполирующей функции.

Для расчета корреляционной функции используется стандартный алгоритм быстрого преобразования Фурье с применением корреляционной теоремы, в соответствии с которой:

Где и – прямое и обратное преобразование Фурье соответственно. В алгоритмах быстрого Фурье преобразования размер элементарной области равен 2nx2n, где n = 2 – 8.

Зная временную задержку между вспышками лазера t и рассчитав наиболее вероятное перемещение частиц в данной элементарной области, можно посчитать скорость:

где S - масштабный коэффициент для пересчета скорости в м/сек.

Рисунок 2.21. Кросскорреляционные алгоритм вычисления векторов Подобная операция, произведенная для каждой элементарной области (см.

рисунок 2.19), на которые разбито все поле течения, позволяет рассчитать мгновенное поле скорости. Обычно используется регулярное разбиение, с определенной степенью перекрытия ячеек. Здесь мгновенное поле скорости означает поле скорости, осредненное за время между вспышками лазера, которое, как правило, на два или три порядка ниже минимальных характерных времен потока, соответствующих наиболее высокочастотным пульсациям.

Для получения корректных результатов необходимо соблюдать следующие рекомендации [77]:

получается за счет применения фильтров изображения, которые размывают капли и получается фон. В результате удается уменьшить шум изображения и получить более четки капли.

Отсев максимумов корреляционной функции по диапазону скоростей вдоль осей x и у (Limit Search). Диапазон допустимых скоростей должен выбираться исходя из наибольших и наименьших значений смещения образов капель. Это резко уменьшает набор максимумов корреляционной функции, которые могли бы соответствовать скорости капель в расчетной области.

Одновременно с Limit Search следует применять отсев максимумов корреляционной функции по соотношению сигнал/шум (SNR Filter). Значение фильтра рекомендуется использовать в диапазоне от 1,2 до 1,6. Это позволяет отсеять большинство шумов на корреляционной функции. Как показали исследования, дальнейшее увеличение данного параметра не влияет на результаты расчета, однако, при этом увеличивается количество фотографий для корректной статистической обработки.

2.6 Особенности расчетной модели в программе Fluent Для определения характеристик основного потока было рассчитано обтекание плоских решеток, выполненное в стационарной двумерной постановке.

Для математического моделирования потока влажного пара в плоском пакете сопловых решеток применялся программный комплекс ANSYS Fluent со встроенной в нем математической моделью влажного пара (Wet – steam model). Поток рассчитывается с помощью осредненных уравнений Навье–Стокса, система замыкается уравнениями для определения влажности и количества капель на единицу объма [72]. Модель конденсации пара основана на классической теории неизотермического ядрообразования. В модели влажнопарового потока используются следующие допущения:

- Скольжение между каплями воды и паром пренебрежимо мало.

- Взаимодействием между каплями пренебрегается.

- Максимальная степень влажности 20 %.

- В связи с тем, что размеры капель малы (от 0,1 до 100 мкм), допускается, что объм жидкой фазы незначителен.

В качестве метода решения уравнений в модели влажного пара использовался Density-Based алгоритм в неявной (Implicit) формулировке. Расчет проводился для вязкой жидкости, где присутствуют эффекты вязкости парового потока и турбулентного перемешивания. Для учета этих особенностей использовалась 2-х пристеночной функцией. Основным достоинством данной модели турбулентности является высокая скорость расчета и невысокие требования к качеству сетки. Так же она достаточно точно описывает параметры течения для вязкого движущегося потока, в котором присутствуют большие градиенты давления (скачки уплотнения и конденсации).

Для создания расчтной сетки исследуемого канала использовался сеточный генератор Gambit. Расчетная область представляет собой замкнутый контур с вырезанной в ней лопаткой. Она ограничивается входной и выходной границами, а также периодическими (Periodic) границами, расположенными друг от друга на расстоянии шага решетки, которые позволяют сделать пакет бесконечной длины с малым количеством ячеек. На рисунке 2.22 представлена сетка, используемая в работе. В данной схеме для обеспечения точности расчета в пристеночной области использовалась функция для построения пограничного слоя с плавным изменением размера ячеек по высоте, в ядре потока использовалась неструктурированная сетка.

Основные параметры расчетных областей представлены в таблице 2.1.

Расчтная модель влажного пара требовательна к качеству сетки, поэтому необходимо, что бы параметр «скошенности» ячеек не превышал 0,8 и был плавный переход размеров ячеек.

Рисунок 2.22. Расчетная область сечения в цилиндрической плоскости Расположение входной области относительно входной Расположение выходной области относительно выходной Для инициализации расчета задаются следующие параметры расчета на входе:

- Давление и температура полного торможения.

- Статическое давление для определения режима течения на входе (дозвук - Степень влажности и десятичный логарифм от количества капель в - Параметры турбулентности задавался по умолчанию, соответствующие низкой степени турбулентности.

- Направление вектора скорости.

поддерживается постоянным, но обеспечивается прозрачность области для волн сжатия и разрежения.

Количество капель в единице объема определяется по формуле:

где в – плотность воды, кг/м3;

п – плотность пара при заданных параметрах, кг/м3;

Vd – объм одной капли, м3.

Объем одной капли равен:

где rd – средний радиус капель на входе (дисперсность), м.

Расчеты производились в двух приближениях. После схождения задачи в первом приближении (first-order upwind discretization) проводился окончательный расчт потока пара во втором приближении (second – order upwind discretization), условиями окончания которого являются:

- Величины всех невязок меньше 10-3.

- Невязка по расходу на входе и выходе не более 1%.

- Среднеинтегральное значение потерь кинетической энергии на выходной границе не изменяется, или изменяется незначительно.

Выполнение всех 3 условий сходимости обеспечивает результат, который довольно точно соответствует реальной картине течения [72]. Необходимо отметить, что чем больше влажность пара в межлопаточном канале, тем сложнее сходимость задачи. Поэтому в процессе расчта максимальная влажность потока лимитировалась величиной, которая соответствует влажности пара в конце изоэнтропического расширения до заданного давления за сечением.

ГЛАВА 3. ВЛИЯНИЕ НАЧАЛЬНОГО СОСТОЯНИЯ И РЕЖИМА

ТЕЧЕНИЯ НА ХАРАКТЕРИСТИКИ ЖИДКОЙ ФАЗЫ В СОПЛОВОЙ

РЕШЕТКЕ

Эффективная и надежная работа активных ступеней паровых турбин на влажном паре во многом определяется аэродинамическим совершенством и условиями обтекания сопловых решеток, в которых срабатывается большая часть теплоперепада ступени. Поле скоростей двухфазного потока за сопловой решеткой и характеристики жидкой фазы определяют условия обтекания профилей рабочей решетки, процессы эрозии и уровень потерь энергии. Результаты газодинамических исследований изолированных решеток осевых турбомашин показывают существенное влияние начального состояния пара на коэффициенты потерь, углы выхода и амплитудно-частотные характеристики потока. Изменение газодинамических и амплитудно-частотных характеристик решеток определяется процессом появления влаги и движением е в межлопаточном канале и за выходным фронтом решетки [2]. В зависимости от типа решетки, формы профиля и межлопаточного канала, угла входа потока, а также режима течения, первоначальное появление влаги происходит при разных начальных состояниях пара.

В данной главе на основе анализа мгновенных снимков влажнопарового потока, полученных методом лазерной диагностики [78], рассмотрены характерные особенности образования жидкой фазы и формирования структуры двухфазного потока пара в сопловой решетке. Путем обработки сдвоенных фотографий PIV/PTV алгоритмами получены поля скоростей жидкой фазы, и произведена их обработка. В программном комплексе Fluent рассчитаны траектории движения капель и образования водяных пленок на поверхности лопаток.

3.1 Применение метода лазерной диагностики для анализа конденсации Экспериментальные исследования течения двухфазной среды в канале сопловой решетки выполнены для различных начальных состояний пара, лежащих в диапазоне от перегрева на T0 = T0 – TS = 18К (T0 – температура полного торможения на входе; TS – температура насыщения при давлении полного торможения p0 на входе) до начальной влажности y0 = 2% и значениях теоретического числа Маха M1т = 0,8 – 1,3. На каждом режиме для постоянного фиксировалось значение T0 в первый момент появления капель, засвеченных в исследованной части на выходе из решетки. В качестве примера, на рисунке 3. представлена фотография течения вблизи выходной кромки, на которой зафиксирован момент появления влаги при М1т = 0,8 и Т0 = 8 К. Здесь отчетливо видна цепочка капель, срывающихся с вогнутой поверхности профиля.

Рисунок 3.1. Первоначальный момент появления влаги при М1т = 0,8 и Т0 = 8 К.

В результате получены значения начального перегрева Т0, при котором для заданного режима течения (М1т) происходит фазовый переход в канале. Полученные результаты представлены на рисунке 3.2. При дозвуковых скоростях течения (М 1т < 1) увеличение скорости приводит к росту начального перегрева Т0.

Рисунок 3.2. Влияние величины перегрева пара перед решеткой и теоретической скорости потока в выходном сечении на появление видимой на Рисунок 3.3. Процесс расширения пара в h-s диаграмме в момент появления влаги при различных значениях чисел Маха То есть при М1т = 0,8 влага появляется при Т0 = 8 К, а для M1т = 0,96 при Т0 = К, что соответствует неизменному значению теоретической влажности за решеткой y1т = 1,2 % (рисунок 3.3). Анализ многочисленных мгновенных фотографий показал, что на перегретом паре основная часть влаги в потоке возникает из-за схода капель с вогнутой поверхности профиля (рисунок 3.1). Однако капли в этой области фиксировались не на всех снимках, то есть интенсивность процесса влагообразования с вогнутой поверхности имеет неустановившийся во времени характер.

Как показано в [9], минимальные давления при переходе в канале от перегретого к насыщенному или влажному пару наблюдаются на спинке профиля, вблизи минимального сечения и за выходными кромками, где формируется вихревое движение в кромочном следе. В этих областях формируются условия, благоприятствующие процессу конденсации пара и образованию жидкой фазы малых размеров. Однако в результате анализа мгновенных фотографий возникновения влаги в вихревом следе за кромкой не обнаружено. На рисунке 3.1 в области за кромкой наблюдается засвеченная лазером зона. Однако положение этой области неизменно во всех сериях опытов и, таким образом, е появление объясняется нежелательной засветкой, связанной с оптической системой, а не с особенностями структуры двухфазного потока.

Но все же, как отмечается в [9], образование влаги со стороны вогнутой поверхности может быть связано с процессом обтекания выходных кромок лопаток, которое существенно осложняется тем, что скорость потока, а также толщина пограничного слоя с обеих сторон кромки могут быть существенно различными.

Так, для дозвуковых режимов со стороны вогнутой поверхности давление и скорость потока приближаются к их средним значениям за решеткой, а толщина пограничного слоя из-за конфузорного характера течения в пристеночной струйке тока мала. Кроме того, при обтекании вогнутой поверхности возникает дополнительная турбулизация пограничного слоя вихрями Гетлера-Тейлора, что усиливает интенсивность турбулентных пульсаций и, следовательно, турбулентную вязкость поверхности раздела над зоной отрыва. Вследствие этого эжектирующее влияние потока со стороны вогнутой поверхности обычно велико.

Как показано в [15], особенно важным является высокий уровень пристенной гидродинамической турбулентности, способствующий интенсификации фазовых переходов [79]. В таких условиях возможна конденсация в пограничном слое при минимальном переохлаждении и не исключено, что именно здесь впервые появляются зародыши жидкой фазы, являющиеся центрами последующей конденсации. В связи с этим, как раз со стороны вогнутой поверхности находится область, благоприятная для появления зародышей жидкой фазы из-за высокой степени пристеночной турбулентности.

С ростом переохлаждения или перенасыщения пара число зародышей быстро растет [14]. С ростом степени турбулентности и с уменьшением переохлаждения пара число образующихся зародышей падает, а их диаметр растет. Этот рост, как показывает автор работы [80], происходит не линейным образом, а по экспоненциальной зависимости. По – видимому, из-за этого на фотографиях наблюдаются отдельно засвеченные точки, а не «туман» из мелких капель, как это происходит в сопле Лаваля, представленном ниже.

несимметричном сопле Лаваля при перегреве T0 = 12 К, когда за скачком конденсации также образовывались засвеченные лазером характерные светлые зоны (рисунок 3.4,б). Однако не имеющая характерной формы белая пелена на этих фотографиях – это мелкая влага, которая изменяет свое положение на двух кадрах серии, полученных с интервалом 400 нс. В области расположения скачка уплотнения на фотографиях, полученных методом PIV, также наблюдается ярко выраженная светлая полоса, появление которой связано с повышением концентрации капель в этой зоне. Скачок уплотнения на данном режиме имеет нестационарный характер, что подтверждают результаты визуализации, полученные как теневым методом (рисунок 3.4,а), так и с помощью лазерной системы для PIV измерений (рисунок 3.4,б). Таким образом, если бы концентрация влаги, образовавшейся в вихрях кромочного следа, на рассмотренном режиме была существенной, то мелкие капли в виде тумана визуально проявились бы на снимках течения (рисунок 3.1). Представленные результаты позволяют предположить, что конденсация в потоке происходит в основном на каплях, срывающихся с вогнутой поверхности, а процесс конденсации в кромочном (капельном) следе и ядре потока незначителен.

Рисунок 3.4. Сравнение волновой структуры потока, полученной Шлирен На сверхзвуковом режиме М1т =1.17 капли появляются при Т0= 8 К, а на режиме М1т =1.32 капли появляются при Т0= 14 К (см. рисунок 3.2), что соответствует теоретической влажности на выходе y1т = 3,8 % (см. рисунок 3.3). Так же, как и на дозвуковых режимах, влага за решеткой появляется со стороны вогнутой поверхности профиля в виде дискретных образований с переменной частотой во времени (см. рисунок 3.5). Снижение температуры перегрева по сравнению с дозвуковыми режимами, при которой возникает влага в канале связано, по-видимому, с изменением процесса обтекания выходной кромки из-за возникновения скачков уплотнения и конденсации, расположенных вблизи нее.

Рисунок 3.5. Первоначальный момент появления влаги при М1т = 1,39 и Т0 = 8 К.

3.2 Структура движения капель за сопловой решеткой при насыщенном На рисунке 3.6 представлена структура капельного следа при состоянии насыщения во входном сечении решетки в зависимости от скорости потока. На фотографиях хорошо виден капельный след и область схода влаги с поверхности профиля. На некотором расстоянии от выходной кромки наблюдается ярко выраженная волнообразная структура капельного следа (рисунок 3.6, а, б). Капли срываются с вогнутой поверхности дискретными образованиями, расстояние между которыми увеличивается вследствие роста скорости вдоль следа. При этом траектории движения капель в этой области не имеют волнообразной формы, что подтверждает векторное поле скоростей, полученное в процессе обработки с помощью PIV метода (рисунок 3.7).

Рисунок 3.6. Структура капельного потока за фронтом рештки при состоянии Рисунок 3.7. Векторное поле скоростей жидкой фазы Для качественного объяснения такой формы капельного следа на насыщенном паре, был проведен эксперимент с плоской пластиной длинной l = 180 мм и толщиной = 6 мм. Схема экспериментальной модели представлена на рисунке 3.8.

Данное исследование проведено при следующих режимных параметрах течения: p = 0,08 МПа, Т0 = 0 К и М1т = 0,6 (p0, Т0, М1т – соответственно давление торможения, начальный перегрев пара относительно температуры насыщения при данном давлении и теоретическое число Маха).

Рисунок 3.8. Схема экспериментальной модели плоской пластины На рисунке 3.9 представлена характерная фотография влажнопарового потока за пластиной. На фотографии хорошо видно, что практически все пространство за пластиной заполнено туманом из мелких капель. Благодаря этому, удалось выделить дорожку вихрей за пластиной. Из фотографии хорошо видно, что вихрями являются темные области. Следовательно, в данных областях капель нет. В результате получается, что благодаря вращательному движению в вихре, капли разгоняются и вновь образованные внутри выбрасываются на периферию.

Как показано в [14], в период формирования вихря резко понижается давление в донной области выходной кромки. При дозвуковых режимах течения это приводит к ускорению вихревого слоя и образованию зоны (волны) разрежения, распространяющейся против потока. После полного формирования вихря из-за наличия «скольжения» его обтекание приводит к образованию зоны сжатия, бегущей вслед за волной разрежения. Образовавшаяся волна разрежения замыкается слабой волной сжатия, являющейся следствием обтекания вихря, имеющая на начальном участке следа относительно малую скорость. Таким образом, в потоке над пластиной имеется система чередующихся волн разрежения и сжатия. Волны разрежения увеличивают переохлаждение, а волны сжатия несколько его уменьшают по сравнению со средним. При расширении от параметров, близких к линии насыщения, волны сжатия не снижают переохлаждение потока до нуля.

Следовательно, создаются благоприятные условия для выпадения влаги в волне разрежения и дальнейшего ее роста, в результате чего во всем потоке вне вихревого следа засвечивается туман из мелких капель диаметром меньше 5 мкм.

Рисунок 3.9. Структура капельного потока за плоской прямой пластиной при Как было показано выше, также благоприятная зона для конденсации находится за выходной кромкой, где формируется вихревое движение в кромочном следе, благодаря чему достигается минимальное давление. Как уже отмечалось, влага, образовавшаяся в вихре, отбрасывается на его края, и вследствие этого капли в вихре зафиксированы не были, но это не говорит о том, что процесс образования влаги отсутствует.

В результате проведенного эксперимента можно говорить, что волнообразная структура капельного следа связана с воздействием вихрей на поток капель, которые, разгоняя капли вокруг себя, формируют волнообразную структуру.

Следует отметить, что с ростом М1т в сопловой решетке волнообразная структура капельного следа сглаживается. На всех режимах в ядре потока капли уже присутствуют. Однако максимальная концентрация капель наблюдается в кромочном следе. Стоит отдельно выделить режим при М1т = 1,32 (рисунок 3.6, в), на котором отчетливо видно отклонение капельного следа (угол выхода капель увеличивается).

На рисунке 3.10 представлены три характерные фотографии для режима М1т = 0,8 и состоянии насыщения на входе. Видно, что в разные моменты времени, концентрация капель в кромочном следе изменяется. Но, несмотря на это, с вогнутой поверхности происходит непрерывный сброс капель в поток, количество срывающихся капель изменяется с течением времени. На некоторых фотографиях волнообразная структура кромочного следа исчезает (см. рисунок 3.10,а, в).

Кроме того, в отличие от перегретого пара на входе, на некоторых снимках зафиксирована влага, сходящая со спинки профиля (см. рисунок 3.10,в). Судя по засветке на фотографиях, она имеет крупные размеры или срывается в виде сгустков, которые существенно превышают размеры капель в ядре потока и капель, сходящих с вогнутой поверхности. Причем, капли, сорвавшиеся со спинки, двигаясь по потоку, дробятся, что подтверждает данные [52]. При наличии капель, сходящих со спинки профиля, волнообразная структура следа не наблюдается.

Рисунок 3.10. Структура капельного потока за фронтом рештки при М1т = 0,8 и Как подтверждение того, что в потоке в основном движется только мелкая влага диаметром меньше 5 мкм, было рассчитано поле скоростей жидкой фазы за решеткой (рисунок 3.7), для определения коэффициента скольжения. Для анализа движения влаги были выбраны две линии параллельных фронту решетки и расположенных на расстоянии 10% хорды лопатки (0,1b) и 20% хорды (0,2b) от выходной кромки (рисунок 3.11).

Для подтверждения визуального анализа произведен сравнительный анализ характера течения паровой фазы, параметры которой определены в результате численного моделирования в программном комплексе Fluent, с результатами экспериментальных исследований динамики движения жидкой фазы, полученными с помощью системы лазерной диагностики потоков «ПОЛИС».

На рисунке 3.12 представлено распределение коэффициентов скольжения, где cк – скорость частиц жидкой фазы (определена экспериментально с помощью PIV алгоритма), а cп – скорость основного потока (рассчитана во Fluent), вдоль линии, расположенной на расстоянии 0,1b от выходной кромки лопатки, при начальном перегреве пара и различных числах Маха.

Рисунок 3.12. Распределение коэффициентов скольжения вдоль шага на расстоянии 0,1b от выходной кромки при различных числах Маха и начальных параметрах пара Здесь и далее – относительная координата, которая определяется по формуле:

где x – координата вдоль линии измерения (рисунок 3.11), а t – шаг решетки.