Решение инженерных задач на высокопроизводительном вычислительном к
..pdf
ремещения приблизительно равны 60 мм, а на входном устройстве приблизительно 10 мм. Максимальные действующие напряжения приблизительно равны 15 МПа и по своему значению близки к напряжениям, возникающим при проведении прочностного анализа в ABAQUS, а максимальные перемещения в связанной постановке (FSI) в 2,5 раза больше, чем в классической постановке.
Рис. 5.6. Распределение общих перемещений
Таким образом, уточнение конструктивной схемы входного воздуховода позволило снизить перемещения на козырьке. Применение FSI позволило уточнить перемещения на переходнике выхлопной трубы – наблюдается увеличение в 2,5 раза.
81
ГЛАВА 6. ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ ГАЗОДИНАМИЧЕСКОГО СТЕНДА
Обеспечение равномерного распределения поля температур на входе в лемнискату при работе авиационных двигателей является необходимым условием его устойчивой работы. Вместе с тем истекающие из выхлопного воздуховода испытательного стенда газы являются высокотемпературными, а конструктивная компоновка в целом предполагает близость выхлопного и всасывающего воздуховодов, что обусловливает высокую вероятность всасывания горячих газов и формирование неравномерного температурного поля на входе в лемнискату.
К формированию потоков, направленных в сторону шахты всасывания, может приводить установка защитных козырьков, предупреждающих попадание осадков в выхлопную трубу.
Ветровые нагрузки также могут иметь направления, неблагоприятные с точки зрения перетекания горячих газов из шахты выхлопа в шахту всасывания.
На этапе проектирования комплекса для проведения предварительных оценок степени равномерности распределения поля температур на входе в лемнискату предлагается проведение вычислительного эксперимента. Учитывается трехмерная геометрия здания и воздуховодов, а также расходные характеристики энергетических установок.
Для вычислений используются различные системы инженерного анализа. Это позволяет проводить дополнительную проверку результатов.
Ниже рассматривается численный расчет газодинамических характеристик в свободном объеме газодинамического стенда, в трехмерной постановке с учетом теплового влияния продуктов сгорания и нагретых стенок на неравномерность нагрева на входе испытательной установки.
82
Объектом исследования является установка для изучения газодинамических процессов в авиационных двигателях.
Исследовано влияние выхлопа и загроможденности помещения всасывания на газодинамику входного патрубка. Вычислительные эксперименты проведены с использованием лицензи-
онного пакета FlowVisionHPC.
В рамках исследования было рассмотрено несколько расчетных схем с учетом воздействия окружающей среды, скорости ветра. Рассматривалось тепловое влияние нагретых стенок на распределение газодинамических параметров на входе в лемнискату.
На рис. 6.1, а, б представлены конструктивные схемы рабочих помещений газодинамического стенда с круглой и прямоугольной выхлопными трубами.
а б
Рис. 6.1. Конструктивные схемы помещений газодинамического стенда
Исходные данные: расход воздуха Gв = 50 кг/с, расход топливного газа Gг = 0,8 кг/ч, температура выхлопных газов за свободной турбиной ТзаСТ = 450 оС, плотность продуктов сгорания ρПС = 1,7 кг/м3, температура трубы Ттр = 300 ° С, температура
стены Тст = 100 ° С, скорость ветра Vвет = 5 м/с.
Для всей расчетной области назначались следующие опорные величины: атмосферное давление Pатм = 101000 Па,
83
температура окружающей среды Т = 20 ° С, минимальная температура стенки Т = 10 ° С, максимальная температура стенки
Т = 30 ° С.
На рис. 6.2 показана постановка граничных условий на гранях расчетной области в случае учета неравномерного нагрева перегородки, отделяющей моторный отсек от камеры всасывания. Опытным путем установлено, что при работе авиационного двигателя перегородка нагревается до температуры 60 °C в верхней части, оставаясь холодной под лемнискатой. На рис. 6.3 показано, что перегородка от пола до верхней точки лемнискаты имеет температуру 20 °C, а выше лемнискаты и до потолка – 60 °C.
Рис. 6.2. Постановка граничных условий с учетом скорости ветра
Рис. 6.3. Граничные условия на стенке с температурным градиентом
84
Структура расчетной сетки следующая. Для лучшей сходимости решения и снижения погрешности результатов необходимо применить сетку, ячейки которой имеют форму, близкую к форме куба. При измельчении сетки желательно избежать резких отличий геометрических размеров соседних ячеек – их линейные размеры не должны отличаться более чем в 2 раза.
Расчетная сетка имеет 2 уровня адаптации для отводящей трубы, а также вблизи всасывающего отверстия, где наблюдаются наибольшие градиенты скорости потока.
Адаптация первого уровня – измельчение начальной сетки в продольном направлении в 4 раза – применена для расчетной области в форме куба, соединяющего отводящее и всасывающее отверстия. Адаптация второго уровня применена аналогично для поперечного направления.
С учетом принятых допущений сформулирована следующая расчетная модель: конструкция полагается трехмерной, (x, y, z); рабочее тело представляет собой несжимаемую жидкость; стенки конструкции не поглощают и не выделяют тепло.
Математическое описание газодинамического процесса в указанной постановке включает в себя следующие соотношения: закон сохранения массы, законы сохранения импульса, закон сохранения энергии, уравнение состояния. На контактных поверхностях устанавливались граничные условия типа «прилипание». При этом газ в момент времени t = 0 полагается невозмущенным и его параметры соответствуютнормальнымусловиямдлявоздушнойсмеси.
В ходе проведения вычислительных экспериментов выявлено, что поток продуктов сгорания, выходящий из трубы, не достигает области всасывания.
На рис. 6.4 структура потока такова, что обнаруживается поверхность раздела областей выхлопа и всасывания. Вместе с тем видно, что учет прогрева перегородки усиливает циркуляцию в верхней части помещения всасывания и вблизи перегородки, что создает недопустимую неравномерность температуры в районе всасывания.
85
Рис. 6.4. Распределение температуры
впродольной плоскости визуализации
Входе проведения численного эксперимента выявлено, что загромождение помещения всасывания и выхлоп двигателя на неравномерность показаний датчиков не влияет. Влияние оказывает нагрев перегородки моторного отсека. Рекомендована его дополнительная теплоизоляция.
86
ГЛАВА 7. МОДЕЛИРОВАНИЕ КОЛЕБАТЕЛЬНЫХ ПРОЦЕССОВ В ЦЕНТРОБЕЖНОМ НАСОСЕ
Одной из основных тенденций при проектировании современных высокопроизводительных насосных агрегатов является снижение относительной массы (рис. 7.1). Это достигается повышением нагрузки в рабочем тракте и снижением массы, а, следовательно, жесткости конструкции. Как следствие – усиление динамических эффектов, в частности вибрации. Вместе
стем усилению вибраций могут способствовать волновые процессы, обусловленные взаимовлиянием ступеней насоса. Вибрации, в свою очередь, могут сопровождаться кавитацией, разрушением конструкции и приводить к пульсациям тяги. В связи
сэтим снижение интенсивности колебательных процессов является актуальной задачей.
Рис. 7.1. Общий вид двухступенчатого центробежного насоса
Разработка и создание комплекса мероприятий по снижению амплитуд колебательных процессов в проточном тракте первой, второй ступеней и в соединительном канале двухступенчатого центробежного насоса является сложной научно-техни- ческой задачей. Экспериментальное исследование этой проблемы затруднено в связи с высокой стоимостью работ и опасностью ослабления конструкции при установке датчиков и доработке.
87
Разработка расчетных методов и моделей позволит определять амплитуды колебательных процессов путем численного моделирования нестационарных процессов в проточной части двухступенчатых центробежных насосов. Это позволит на этапе эскизного проектирования получать необходимые данные для правильного выбора конструктивных и режимных параметров с целью снижения динамических нагрузок при минимальных материальных и временных затратах.
В данной главе исследуются колебательные процессы в двухступенчатом центробежном насосе и их снижение за счет изменения конструктивных особенностей агрегата путем численного моделирования.
Моделирование колебательных процессов в исследуемом двухступенчатом центробежном насосе проводилось с помощью численных трехмерных гидродинамических моделей. Работа выполнена с использованием численного метода конечных объемов (МКО).
Для решения задачи по исследованию колебательных режимов разработаны численные модели двухступенчатого центробежного насоса, которые позволяют на этапе проектирования определить характеристики колебательных режимов с различной степенью детализации проточного тракта (рис. 7.2). Данные модели учитывают характерные особенности колебательной системы «вход – проточный тракт насоса первой ступени – рабочее колесо первой ступени – соединительный канал – рабочее колесо второй ступени – проточный тракт насоса второй ступени – выход». При этом учитываются скорость вращения, неравномерность потока на входе и выходе из соединительного канала, возможность реализации различных вариантов конструкции, волновые процессы в гидродинамическом объеме соединительного канала и т.д.
Для модели 1 и модели 2 объем 1 соответствует объему первой ступени, объем 2 соответствует соединительному каналу с учетом его значимых геометрических особенностей (длина и объем). Модельный соединительный канал имеет круговое поперечное сечение. Объем 3 соответствует второй ступени.
88
Рис. 7.2. Общий вид модельных центробежных насосов: а – модель 1; б – модель 2
Для решения задач по расчету гидродинамических характеристик в соединительном канале с прилегающими гидродинамическими объемами была сформирована физическая модель
сучетом следующих допущений:
1.Процессы рассматриваются в трехмерной динамической постановке.
2.Рабочее вещество представляет собой вязкую, невесомую, сжимаемую, однофазную жидкость.
3.Принята стандартная κ-ε-модель турбулентности.
4.Стенки конструкции непроницаемые и неподвижные.
5.Стенки адиабатически изолированы (продолжительность работы насоса в вычислительном эксперименте намного меньше, чем время прогрева стенки).
89
6. Расход жидкости через входное сечение проточного тракта первой ступени и входного сечения проточного тракта второй ступени изменяется по синусоидальному закону [1–4].
Математическое описание гидродинамического процесса в указанной постановке включает в себя следующие соотношения: уравнение сохранения массы; уравнение сохранения импульса; уравнение сохранения энергии; уравнение состояния сжимаемой жидкости; уравнение турбулентной энергии; уравнение скорости диссипации турбулентной энергии [5].
Данная система уравнений замыкается краевыми условиями. При этом жидкость в начальный момент времени t = 0 полагается невозмущенной, и ее параметры соответствуют нормальным условиям для воды.
При описании граничных условий учитывалось, что рабочие колеса насосов первой и второй ступеней жестко закреплены на одном валу, их вращение происходит с заданной частотой и моделируется пульсирующей подачей жидкости в проточный тракт, что можно описать с использованием синусоидальной функции. Это обусловлено тем, что при прохождении около входа в соединительный канал лопатки создают пульсации (рис. 7.3), которые можно описать синусоидальным законом.
Угол сдвига фаз φ колебаний на входе относительно колебаний на выходе из соединительного канала определяется взаимным расположением рабочих колес друг относительно друга на валу и не меняется в процессе работы.
Рис. 7.3. Схема генерации пульсаций давлений
90