Исследование сепарации влаги в подводящих и перепускных патрубках паровых турбин

Одной из ведущих отраслей, определяющих развитие народного хозяйства СССР является теплоэнергетика. Для современного энергетического машиностроения характерно создание агрегатов большой единичной мощности, поэтому рост теплоэнергетики в будущем будет обеспечиваться вводом в действие на тепловых и атомных электростанциях блоков мощностью 800, 1000, 1200, 1600 и 2000 Шт. Это обостряет проблему обеспечения их надежности.

На большинстве АЭС, ускоренному развитию которых придается первостепенное значение, как правило, уже первые ступени ЦВД работают при параметрах пара низке линии насыщения.

Поэтому мероприятия, направленные на повышение экономичности и надежности паровых турбин, в частности, совершенствование системы влагоудаления, должны опираться на дальнейшие исследования газо-термодинамики двухфазных сред.

За последнее время в советской и зарубежной печати опубликован ряд работ, посвященных теоретическим и экспериментальным исследованиям двухфазных рабочих тел. Следует особо отметить работы И. И. Кириллова и Р. М. Яблоника [ 46 J, И. И. Кириллова, В. А. Иванова и А. И. Кириллова [44], И. П. Фаддеева [ 88 ], М. Е. Дейча и Г. А. Филиппова [32 ], Г. А. Салтанова [76 ], Г. А. Филиппова и O.A. Доварова [ 90 ], А. И. Носовицкого и Г'.Г.Шпензера f?3 ] .

В Ленинградском ордена Ленина Политехническом институте (ЛПИ), на кафедре турбиностроения, с 1962 года проводятся исследования по изучению влияния влажности на экономичность и надежность ступеней паровых турбин, по разработке эффективных систем периферийного, внутриканального, сепарационно-испарительного, испарительного с дроблением способов влагоудаления на основе изучения инерционного и диффузионного осаждения полидисперсных аэрозолей на ограничивающие поверхности проточной части. Настоящая работа является составной частью этих исследований. Целью ее является разработка рекомендаций по расчету и конструированию надежных влагоулавливающих устройств, устанавливаемых в подводящих и перепускных патрубках турбин в местах поворотов потока, а также выявление особенностей движения, и осаждения влаги в криволинейных каналах, в особенности при повышенном давлении рабочего тела.

Известно, насколько опасен заброс воды из парогенератора в турбину. Причинами его могут быть загрязнение питательной воды, перегрузка, большая концентрация растворенных в воде частиц [*" 903 .

Попадание воды в подводящие паропроводы, а затем и в проточную часть турбины, работающей на перегретом паре, приводит к следующим явлениям [39 ]. а) вследствие испарения воды возрастает давление в ЦВД турбины, что приводит к резкому увеличению нагрузки на упорный подшипник, и может даже произойти его разрушение. Возможно также нарушение плотности стыка крышек клапанов и горизонтального стыка цилиндра — б) сильно снижаются изоэнтропийные перепады на ступени, при этом в ступенях ЦВД возрастает отношение ^/Са «что, при неизменном расходе пара, влечет за собой возрастание степени реактивности, в особенности в ступенях активного типа — в) при попадании в турбину оольшого количества воды возможно образование вращающихся водяных колец, что, кроме дополнительной нагрузки на корпус и потери энергии на трение, влечет за собой сильное повышение степени реактивности из-за уменьшения живых сечений рабочих лопаток. Увеличение степени реактивности тем больше, чем меньше высота лопатки, таким образом это явление наиболее опасно для ЦВД .

Все указанные явления вызывают увеличение осевого усилия [ 39].

Забросы воды в турбину возможны и в блоках АЭС, Здесь влажность пара на входе в турбину в значительной степени зависит от уровня воды перед сепараторами. Граница раздела между пароводяной смесью нестабильна и при повышении ее уровня пароводяная смесь приближается ко входу в жалюзийный сепаратор. Наиболее опасный случай — «залив» сепарационных пакетов и снижение эффективности влагоудаления в них. При этом может произойти заброс влаги в трубопровод и на вход в ЦВД турбоустановки [90 ]. Кроме того, следует учитывать, что в длинных трубопроводах от парогенераторов до турбины происходит процесс осаждения частиц влаги и образование жидких пленок. Перед ЦВД турбины на отдельных участках может происходить накопление воды, заброс которой в проточную часть турбины может приводить к снижению надежности лопаточного аппарата [ 90 ] .

В турбинах для АЭС, работающих на насыщенном или слабоперегретом паре, попадание воды в турбину приводит к таким же последствиям, что и в турбинах перегретого пара, но процессы протекают с меньшей интенсивностью, что обусловлено меньшей разностью температур воды и поверхностей проточной части турбины. Однако по мере повышения начальных параметров пара и введения перегрева пара последствия забросов воды в турбины АЭС будут столь же опасными, как в настоящее время в турбинах для ТЭС.

Таким образом, задача о сепарации влаги в патрубках турбин в современном энергетическом машиностроении стала одной из актуальных.

Диссертационная работа состоит из четырех глав.

Первая глава содержит обзор советской и зарубежной научно-технической литературы, анализ которой позволил сформулировать дальнейшую задачу исследований .

Во второй главе приводятся характеристики экспериментального оборудования, применяемого в процессе работы над диссертацией .

Опыты ставились на статических стендах для изучения сепарации влаги в подводящих патрубках турбин и на стенде для изучения дробления влаги при ее срыве. Стенды разработаны автором диссертации. Приведено также описание методов и измерительной аппаратуры для исследования образования и течения жидких пленок. Рассмотрены вопросы моделирования течения двухфазной среды в поворотных каналах.

В третьей главе приводятся результаты экспериментальных исследований сопротивления поворотов трубопровода и распределения давления на стенках канала в пределах участка поворота. Рассмотрены вопросы дробления воды паровым и воздушным потоками и приводятся результаты экспериментальных исследований течения жидких пленок на поворотах патрубков.

В четвертой главе приведены результаты теоретических и экспериментальных исследований сепарации влаги на поворотах патрубков в широком диапазоне изменения начальных параметров рабочего тела. Приводится методика расчета коэффициента сепарации на основе расчета движения капель воды в криволинейных каналах. Предложен безразмерный комплекс, однозначно связывающий коэффициент сепарации с начальными параметрами рабочего тела, дисперсностью жидкой фазы и геометрическими характеристиками поворота. Разобраны особенности расчета коэффициента сепарации в перепускных патрубках с направляющими лопатками.

Внедрение: результаты диссертационной работы вошли составной частью в отчет по научно-исследовательской работе № 304 907 (номер регистрации ЛПИ им. М.И.Калинина), который выполняется по хозяйственному договору с ПОАТ ХТЗ им. С. М. Кирова .

Автор защищает :

I. Результаты экспериментальных и теоретических исследований процесса сепарации влаги на поворотах патрубков турбин при поворотах потока на 90°, 180° и 360° в широком диапазоне изменения начальных параметров рабочего тела.

2. Методику расчета коэффициента сепарации при движении двухфазной среды на поворотах патрубков.

3. Результаты экспериментальных исследований образования и течения жидких пленок на стенках поворотного канала.

4. Методику исследования течения жидких пленок в элементах проточных частей влажнопаровых турбин.

I. ТЕЧЕНИЕ ВЛАЖНОГО ПАРА НА ПОВОРОТАХ ПОДВОДЯШИХ И ПЕРЕПУСКНЫХ ПАТРУБКОВ ТУРБИН (обзор литературы и постановка задачи дальнейших исследований).

Движение и возможности сепарации воды, несомой паровым потоком, определяются в первую очередь картиной течения пара в местах установки сепарирующих устройств. Поэтому для решения воцроса о возможности и эффективности сепарации влаги в турбинных патрубках необходимо рассмотреть особенности течения на поворотах.

I-I. Особенности течения на повороте трубопроводов.

При движении пара на поворотах подводящих или перепускных патрубках турбины, и вообще при течении газа в криволинейных каналах, возникают специфические явления, приводящие к образованию вторичных течений, или так называемого парного вихря. Впервые существование парного вихря при ламинарном течении жидкости на повороте было теоретически предсказано Дином? 109, 110 ]. Для описания условий возникновения парного вихря он ввел понятие критерия ДинаZ^e, который для ламинарного течения описывается выражением.

De = Яе (4l)0'5, (i.D, а для турбулентного течения.

J)e= Re (d/zc)Z.

Дин показал, что течение в изогнутой трубе распадается на две части. При этом вторичное течение возникает лишь в том случае, если Ъе. >J)eKp= 36. Результаты, полученные Дином, были подтверждены Рейдом [ 123 ], выполнившим более точные расчеты. Гертлер [" 114 1, теоретически исследуя вторичные течения, получил, что они имеют форму вихрей с осями в направлении потока. Наконец, Гринспан [ 115 ] рассмотрел задачу о существовании вторичных течений для всего диапазона изменения чисел .

Высококачественные фотоснимки картины потока в пограничном слое у стенок поворота трубы были получены Бамбахом [ 106 ]. На них отчетливо различаются линии тока, подтверждающие наличие парного вихря. Интересно отметить, что сам Бамбах при анализе своих снимков не усмотрел наличия парного вихря и утверждал, что при поворотах потока парный вихрь не существует.

Честь экспериментального обнаружения вторичных течений в поворотах принадлежит Тейлору [ 126 ] и Юстису [ 112 ], проводившим опыты по визуализации потока методом окрашенных струй. Более поздние исследования подтверждали и уточняли их выводы. Так в [ 40] показано, что в результате взаимодействия вторичных течений с основным потоком движущегося рабочего тела, движение на поворотах должно происходить по винтовой линии, шаг которой зависит от соотношения поперечной и осевой компонент скорости.

Рассмотрим течение рабочего тела по каналу круглого сечения, в котором поток совершает поворот на 90°. Картина течения наиболее полно разобрана в [ 31 ]. Учитывая тот факт, что в подводящих и перепускных патрубках паровых турбин скорости пара не превышают 60 * 70 м/с, то есть малы по сравнению со скоростью звука, влиянием сжимаемости можно пренебречь. При движении пара или газа по криволинейной траектории на его частицы действуют центростремительные силы, оправдывающие наличие центростремительных ускорений. Элементарная центростремительная сила струйки тока с толщиной равной единице будет определяться выражением [2], рис. 1.1. г С? С1−3* ссС = ст{' -^г у.

14 с/ж.

Рис. 1.1. к рассмотрению движения идеальной жидкости в колене [ 2 ]. где масса струйки тока,.

— плотность пара, С{ - скорость движения пара .

Давление, вызванное центростремительными силами:

Р Т'^1-' г. 9 и, 4- где Р = - поверхность элемента струйки.

Так как полные давления у всех струек перед поворотом одинаковы, а при предположении идеальности жидкости движение совершается без сопротивлений, то и в любом сечении поворота полные давления постоянны, изменение же статического давления может быть обусловлено лишь соответствующим изменением скоростного напора. Дифференцируя уравнение Бернулли получим [ 2 ] :

Сравнивая выражения 1.4 и 1.5 и интегрируя полученное дифференциальное уравнение, получим [2 ].

С,-?- соп^. (1.6).

Уравнение 1.6 в механике называется уравнением площадей, Тот же результат можно получить исходя из закона постоянства циркуляции. Уравнение 1.6 показывает, что поле скоростей при движении пара на поворотах подводящих или перепускных патрубков турбин описывается гиперболическим законом и возрастание скорости происходит по нацравлению к центру кривизны.

В связи с тем, что на повороте частицы пара движутся по криволинейным траекториям, они под действием центробежных сил отклоняются к внешней стенке поворота и давление на внешней стенке вдоль участка, А В «рис. 1.2, возрастает по сравнению с давлением входящего потока, а вдоль участка А^ & г внутренней стенки — уменьшается. Далее на участке & -В внешней стенки йР1-Р1-Р1<0.

Е-Е.

Рис. 1.2. Схема потока в поворотных каналах ?31,121],.

Рис. 1.3. Изотахи течения в колене [121] давление уменьшается, а на участке внутренней стенки возрастает [31]. На расстоянии /, 5с/ за поворотом давления на внешней и внутренней стенках выравниваются ?" 57 3 *.

Под действием возникающего на повороте поперечного градиента давления, частицы пара, движущиеся в пограничном слое вдоль боковых стенок и обладающие малой скоростью в направлении основного движения, перетекают к внутренней стенке, испытывая большее отклонение, чем частицы, более удаленные от стенок. По условиям сплошности в ядре потока возникают компенсирующие течения, направленные к внешней стенке. Результатом этого является возникновение в канале вторичного вихревого движения, накладывающегося на основной поток. Линии тока вторичного течения являются замкнутыми в поперечном сечении канала [ 31 ], рис. 1.2. На рис. 1.3 показаны изотахи течения на повороте канала круглого сечения, также подтверждающие наличие в месте поворота парного вихря.

Течение пара на поворотах патрубков сопровождается диффузор-ным эффектом вдоль участка, А 5 вогнутой стенки и вдоль участка 151 Х> 1 выпуклой стенки. В реальных потоках, при наличии пограничного слоя, диффузорные явления всегда сопровождаются отрывом потока от стенок канала и связанными с этим интенсивными вихре-образованиями и энергичным повышением турбулентности. Отрыв на внешней стенке локализуется последующим конфузорным течением на участке В>Х> [2,31 ], то есть за поддатием поток расширяется и вновь заполняет сечение канала. Отрыв же на внутренней, выпуклой стенке канала имеет значительно большую протяженность по каналу и выходит за пределы участка поворота на расстояние до 1, Ь с{.

57] ¦

Таким образом, структура турбулентного потока пара на поворотах подводящих и перепускных патрубков паровых турбин и потери энергии в них определяются следующими основными явлениями [ 2 ] :

1. Возникновением вихревой области при диффузорном срыве пограничного слоя у внешней стенки канала, впоследствии локализующейся конфузорным течением ;

2. Возникновением вихревой зоны большой протяженности у внутренней стенки поворота, обусловленной диффузорным срывом пограничного слоя ;

3. Возникновением парного вихря, обусловленного наличием пограничного слоя у боковых стенок канала.

Большинство работ, в которых изучались явления, возникающие в поворотных каналах, посвящено теоретическому и экспериментальному определению коэффициента гидравлического сопротивления. Как уже отмечалось, теоретические исследования Дина показало, что коэффициент сопротивления зависит от числа 1) е. Уайт [128] проверил эту зависимость на собственном экспериментальном материале, а также на материале исследований Гривдлея и Гибсона [1Щ ] • Условия, при которых производились опыты, приведены в табл.1.1.

Экспериментальные кривые изображены на рис. 1.4. На оси ординат отложены значения, А, на оси абсцисс — значения ] • Причем, А означает отношение измеренного сопротивления к сопротивлению, соответствующему течению Пуазейля в прямой трубе. Сначала для небольших значений относительной кривизны /или небольших чисел Рейнольдса действителен закон Галена-Пуазейля. Это означает, что сначала влияние кривизны не дает себя знать. Затем кривая начинает все более и более подниматься вверх. Причем результаты измерений для отдельных труб сначала очень хорошо располагаются вдоль одной прямой. Далее кривая разделяется и при этом так, что от основной кривой сначала отходит кривая, соответствующая трубе с наиболее слабой кривизной. Этому отклонению от основной кривой, очевидно,.

Таблица 1.1.

Диаметр, трубы, а Диаметр кривизны ггс Отношение А/ге /?е Рабочее тело Автор см см — — — —.

0,317 36,6 1/112 25*1400 воздух Гриндлей и Гиб сон.

0,630 31,7 1/50 164−13 000 вода Уайт, труба № 2.

1,032 15,62 1/15,2 0,058-г 41 000 масло, вода Уайт, труба № I.

0,298 610,5 1/2050 2204−4000 вода Уайт, труба № 3 о.

0,9.

0,5 0,4.

Ч 00 Г.

— - V.

4- ¦ — / г. п п1ПГ"п1 а+1 г. .А. 1 — —.

1/ 1 1 1 — ¦ 1.

Рис. 1*4. Зависимость сопротивления поворота трубы от.

1®-Ш и да кривизны.

116.128 го ог.

Р 0,6.

0,3.

0,4 ч* 0.1 о N йишиа"с-. «-"-» Иг МНС «.

ЗерёЯ2нн. — 2 Э 4 3 6 9 40 И & 13 44 45 4 В 4 Г И 49.

Рис. 1.5. Зависимость сопротивления колена круглого сечения от относительного радиуса кривизны [ 121}. соответствует переход к турбулентности. Критическое число получается равным Рекр = 2250, 6000, 9000. Следовательно, для слабо изогнутой трубы критическое число почти в точности такое se, как и для прямой трубы. Более сильная кривизна действует стабилизирующе на ламинарную форму течения, хотя иногда высказывалось противоположное мнение. Однако результаты Уайта в этом отношении подтверждаются также исследованием Тейлора 126 ], который для относительной кривизны I/I8 получил повышение критического числа от значения 2020 до 5080.

Из работ по определению коэффициента гидравлического сопротивления поворотов трубы круглого сечения одно из важнейших мест занимает исследование Нипперта [ 21 J, а также, например, исследования Гофмана [ 119 ] и Рихтера[l24l Обзор работ исследований колена с круглым сечением для поворота на 90° дает рис. 1.5 (по Нипперту). На этом рисунке представлено изменение коэффициента сопротивления колена в зависимости от при повороте потока на 90°. Характерной чертой всех кривых является минимум при Г*~с/с1 = 2*3 (для некоторых кривых — до 5).

На рис. 1.6 изображены результаты, полученные для гладких и шероховатых стенок [119, 127] при числах Re^ от 100 000 до 200 000. Коэффициент сопротивления, определенный отношением.

Д Р г г относится здесь, как и для случая на рис. 1.5, только к «чистой» потере поворота. Зависимость от числа Рейнольдса Рб при больших Re мала. Поэтому кривые на рис. 1.6, экстраполированные до Re0j = 225 000, должны быть приближенно пригодны для весьма широкой области. Минимум получается при.

Zc/cl = 7, рис. 1.7.

22.

Рис. 1.6. Сопротивление поворотов труб в завиеимомти от ?</с (.

II- 4−8.

04 03 I.

0,2.

0{ I { 2 3 4 5 6 7 8 9 Щ ч.

Рис. 1.7. Зависимость сопротивления поворота от *с/с [119].

На рис. 1.8 приведены результаты измерений, произведенных Василевским, для колен с круглым поперечным сечением и с небольшими углами поворота. Штриховая кривая относится к прямому колену с внезапным поворотом (без загругления). Такие колена дают очень большое сопротивление.

Помимо вышеописанных работ, посвященных исследованию сопротивлений при поворотах тока, имеется ряд работ, посвященных созданию приближенных методов расчета течения рабочего тела на поворотах. Анализ этих работ позволяет разбить их на три группы. К первой из них относятся теоретические работы [5,6,64, 65,109, ПО ], авторы которых учитывают пространственный характер течения, выводя наиболее общие решения на основе уравнения Навье-Стокса. Решения, полученные в этой группе работ, весьма сложны в математическом отношении, требуют выполнения очень трудоемких расчетов, что делает их малопригодными для широкого применения.

Ко второй группе относятся теоретические исследования, авторы которых рассматривают плоскую задачу, то есть включают в расчет лишь окружную и радиальную составляющие скорости, пренебрегая тангенциальной составляющей [бб, 82, 130]. Решения в работах этой группы хотя и несколько проще, тоже требуют громоздких и продолжительных вычислений, что ограничивает их применение.

На основании анализа этих работ можно сделать вывод, что течение газа и пара на поворотах не поддается точному анализу из-за чрезвычайной сложности течения, создающей непреодолимые в настоящее время математические трудности.

Наконец, к третьей группе можно отнести некоторые полуэмпирические решения, полученные на основе анализа экспериментальных результатов [26, 57 ]. Особенно полно вопрос об особенностях течения на поворотах трубопроводов рассмотрен в работе [ 57 J, гч.

Рис, 1.8. Зависимость сопротивления в колене от угла поворота потока (по Василевскому). где на основе обобщения большого объема экспериментальных данных выведены эмпирические формулы для распределения статического давления в потоке, для коэффициента гидравлического сопротивления и для составляющих скоростей потока. Согласно [Ь7 ] распределение составляющих скоростей при повороте потока на 90° в канале круглого сечения описывается следующими уравнениями:

— окружная составляющая.

Ш =¦ К — к, —^ V;

V * «о ^ ' (1.8).

— тангенциальная составляющая.

V, 0,65 <1−9).

— радиальная составляющая.

V* ^ утг = °>1 •¥—и-10).

Со.

Коэффициент гидравлического сопротивления в [ 57 ] описывается выражениями:

— при 9-Ю4 < Яе < 4.105 Яо у о, з (1.Ы).

— при Яе> 4'ЮЬ.

Таким образом, в большинстве экспериментальных работ, посвященных исследованиям поворотов потока, изучались гидравлические сопротивления и лишь некоторые работы посвящены другим особенностям течений на поворотах.

204 ВЫВОДЫ.

1. Установлено, что в поворотных патрубках турбин может быть достигнута высокая степень сепарации влаги. Так, в подводящих патрубках турбин, при забросе воды из парогенератора, коэффициент сепарации при поворотах потока на 90 * 360° составляет 25 * 80%, а в перепускных патрубках с направляющими лопатками суммарный коэффициент сепарации составляет 40 * 60%.

2. Рекомендуется хорошо согласующаяся с экспериментальными данными методика расчета коэффициента сепарации в поворотных патрубках — сепараторах /ППС/ с углом поворота потока до 360°, в которой производится учет радиальной и тангенциальной составляющих скорости пара, а также коагуляции и дробления капель воды.

3. Теоретические и экспериментальные исследования показали, что наибольшее влияние на эффективность сепарации оказывает сре-днемассовый диаметр капель водыв связи с этим при разработке конструкций ППС необходимо принимать меры для уменьшения дробления капель до их попадания в поворотный патрубок.

4. Рекомендуется для расчетов сепарации влаги в ППС круглого поперечного сечения использовать безразмерный комплекс.

Е ~С{ ' ' о! ¦, учитывающий влияние на коэффициент сепарации параметров парового потока, размеров капель и геометрических характеристик канала, а также эмпирические формулы, связывающие комплекс ¿-Г с коэффициентом сепарации при углах поворота потока до 360°.

5. Эксперименты показали, что установка отсекателей пленочной влаги в поворотных патрубках приводит к появлению более раннего отрыва потока на внутренней стенке поворота, к интенсификации парного вихря в канале и, тем самым, к повышению со-цротивления поворотаоднако включение отсоса через отсекатели влечет за собой затягивание отрыва, даже по сравнению с гладким, без отсекателей, поворотом.

6. Измерение параметров пленки жидкости на поверхностях поворотного патрубка показало, что толщина пленки на внешней поверхности поворота в 4 * б раз больше, чем на его боковой поверхности, при среднерасходной скорости течения пленки 0,5 * 0,7 м/с. ©-ксперименты показали, что в поворотных патрубках турбин критическая скорость пара выше, чем для плоских пластин и прямолинейных участков трубопроводов: интенсивного уноса влаги с поверхности пленки не наблюдалось вплоть до достижимой в опытах скорости пара 120 м/с /толщина пленки на наружной поверхб ности поворота при этом составляла до 1250*10 м./.

7. Разработанные датчики для измерения параметров пленочного течения жидкостей обеспечивают высокую точность опытов, надежны и просты в обслуживании, что позволяет рекомендовать их для использования при исследованиях эффективности сепарации и при более общих исследованиях течения жидких пленок.