Félix Ignacio Pérez Cicala
2.2.8.Rendimiento isentrópico base y rendimiento isentrópico en condiciones de diseño
El rendimiento isentrópico base, utilizado para calcular el rendimiento a carga parcial, di ere del rendimiento en condiciones nominales. Esto es debido a que las correcciones de la Figura 2.9 y de la Figura 2.10 no dependen del TFR.
Por esta razón, el rendimiento base no es igual al rendimiento al 100 % de carga.
2.3.Calculo de presión de funcionamiento mediante la ley de Stodola
En condiciones de presión parcial, las presiones de entrada y salida de las diferentes etapas de la turbina son desconocidas, puesto que la caída de presión disminuye a medida que el ujo másico se hace menor a carga parcial. Esto fuerza un método de cálculo totalmente distinto al utilizado para resolver un ciclo en condiciones de diseño.
La ley de Stodola se muestra en la ecuación (2.14), según aparece en Cooke [4], formulada usando la de nición de coe ciente de ujo que usa la temperatura de acuerdo a la ecuación (2.16).
q
Pinlet; st = m2st Tin; st Yst + Poutlet;2 st (2.14)
Donde:
Pinlet; st es la presión a la entrada a la etapa. mst es el ujo másico a través de la etapa.
Tin; st es la temperatura de entrada de la etapa.
Yst es una constante para la etapa, calculada en condiciones de diseño según la ecuación (2.15).
Poutlet; st es la presión a la salida de la etapa.
Con la ecuacion (2.14), se puede calcular la presión de todas las etapas empezando por la última etapa de la turbina de baja presión. En carga parcial esto es posible puesto que se conoce la presión del condensador. La ecuación (2.14) según está presentada en [4] utiliza presión total en vez de presión estática para la presión de entrada, pero en el propio artículo se explica que se puede sustituir por presión estática con un error de muy pequeña magnitud. Esta simpli cación se puede hacer asumiendo que la energía cinética de una etapa es completamente disipada antes de pasar el uido a la siguiente etapa, por lo cual la presión total a la entrada de una etapa sería la presión estática a la salida de la anterior.
Otro aspecto sobre la ecuación (2.14) es que, puesto que utiliza la temperatura de entrada a la etapa, en principio no sería posible resolverla al no tener las temperaturas de entrada de las etapas. Este problema se soluciona resolviendo el problema de forma iterativa, proceso que se explica en la Sección 5.3.
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La constante Yst se calcula según la ecuación (2.15) en condiciones de diseño.
Yst = |
Pinlet;2 |
st |
|
st2 |
! |
(2.15) |
|
|
Pinlet;2 |
st |
Pout;2 |
st |
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||
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|
|
|
|
|
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diseno~ |
Donde:
Yst es la constante de cálculo para la etapa. Pinlet; st es la presión de entrada a la etapa. Pout; st es la presión de salida de la etapa.
st es el coe ciente de ujo másico formulado para temperatura, calculado según la ecuación (2.16), constante para toda la carga.
El coe ciente de ujo másico , formulado para temperatura, se calcula según la ecuación (2.16). El ujo másico, la temperatura y la presión se toman a la entrada en condiciones de diseño para la ecuación. La formulación en temperatura del coe ciente de ujo másico se puede utilizar asumiendo que el vapor se comporta como gas ideal, de acuerdo a Cooke [4].
st = mst |
|
Tinlet; st |
(2.16) |
|
|
||
|
P |
|
|
|
pinlet; st |
|
Donde:
st es el coe ciente de ujo másico de la etapa.
mst es el ujo másico de la etapa en condiciones de diseño.
Tinlet;st es el la temperatura a la entrada de la etapa en condiciones de diseño. Pinlet;st es la presión de entrada a la etapa en condiciones de diseño.
2.4. Fugas de vapor a través de los sellos
Las fugas de vapor a través de los sellos se pueden calcular utilizando la fórmula de Martin y una serie de constantes dependientes del modelo y tipo de turbina, de acuerdo a Spencer, Cotton y Cannon [1]. El ujo másico que se pierde en los sellos debe ser substraído del ujo másico que circula por la turbina, lo cual da lugar a una pequeña pérdida de potencia que in uye en el resultado nal. Las pérdidas de vapor solamente se calculan para los cuerpos de alta y media presión, dado que el cuerpo de baja presión no tiene fugas considerables.
La fórmula de Martin se muestra en la ecuación (2.17). Las constantes C utilizadas en el modelo de turbina estudiado se muestran en la Figura 2.19, correspondientes al tipo de turbina ”Single Reheat” de tipo ”B” (HP-RHTB 200MW and over) para las fugas en el eje, y de tipo ”Reheatsubcritical” para las fugas en el vástago de válvulas (”valve stem”).
El diagrama de la localización de las fugas en la turbina se muestra en la Figura 2.18. La fuga a través del vástago de válvula ”B” se calcula por substracción del total de fugas a través de los vástagos de válvulas (”Total VSLO ow”) menos la fuga ”A” (”2nd VSLO ow”). La fuga del eje
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”C” se calcula por substracción de la fuga ”3” menos la fuga ”4”. El resto de fugas se calculan de forma directa con el valor de la constante C y la ecuación (2.17). En el método de Spencer, Cotton y Cannon [1], se muestra un ejemplo de cálculo de fugas completo.
mfuga = C r |
P |
(2.17) |
|
Donde:
mfuga es el ujo másico de la fuga.
C es una constante asociada a la fuga y al tipo de turbina. P es la presión a la que se produce la fuga.
es el volumen especí co del vapor que se escapa por la fuga.
Figura 2.18: Diagrama de fugas de la turbina [1]
(a) Fugas en el eje |
(b) Fugas en el sello de válvulas |
Figura 2.19: Constante C para cálculo de pérdidas [1]
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