книги из ГПНТБ / Абрамов, В. И. Тепловой расчет турбин

степень реакции. Современные конструкции двухвенечных ступе­ ней отличаются развитыми уплотнениями над бандажами рабочих и направляющих лопаток, а также меридиональным профилиро­ ванием сопловой решетки. На рис. 35 представлена типичная кон­

струкция проточной части регулирующей ступени мощной паро­ вой турбины, а на рис. 36 — проточная часть регулирующей сту­ пени турбины малой мощности.

В зависимости от срабатываемого теплоперепада двухвенечные ступени, разработанные в МЭИ, можно разделить на три основные группы:

7 0

Группа А — двухвенечные регулирующие ступени для боль­ ших дозвуковых скоростей в направляющих и рабочих решетках. Оптимальные теплоперепады ступеней этой группы составляют

Минимум потерь в этих решетках достигается при числах М = = 0,7ч-0,9. В качестве рабочих решеток применены решетки про­ филей 2314А, 2617А, 3021А, 3525А, 4629А, 5033А, 5535А. Эти решетки характеризуются малой чувствительностью аэродинами­ ческих характеристик (коэффициентов потерь и расхода и углов выхода) в широком диапазоне скоростей и углов натекания потока.

Группа Б — двухвенечные регулирующие ступени для около­ звуковых (0,9 < М < 1,4) скоростей в сопловой и первой рабочей решетках. Оптимальные теплоперепады при номинальной на­ грузке h0 = 180-г-270 кДж/кг (е = 0,5ч-0,35). Комбинации двух­ венечных ступеней группы Б составлены из решеток профилей группы Б (для соплового аппарата и первого рабочего венца) и решеток группы А (для направляющего аппарата и второго ра­ бочего венца).

Группа В — двухвенечные регулирующие ступени для сверх­ критических теплоперепадов (h0 ^ 390 кДж/кг). Комбинации этой группы составлены из решеток профилей группы В, пред­ назначенных для работы в зоне больших сверхзвуковых скоростей,

атакже решеток профилей групп Б и А.

Вкачестве сопловых аппаратов таких ступеней Калужский турбинный завод разработал и успешно применяет сверленые осесимметричные решетки. Конкретный выбор решетки опреде­ ляется расчетным теплоперепадом и режимами работы ступени

(см. гл. IV).

Внутри каждой группы могут быть выделены три основные комбинации. В условной классификации, принятой в МЭИ, ком­ бинации получили соответствующие индексы: 0 , 1 , 2 .

Комбинации КС-0 (KC-0A, КС-0Б *) имеют сопловую решетку

шим объемным пропуском пара.

Оптимальные параметры решеток устанавливались в резуль­

71

прямых и кольцевых решеток профилей в аэродинамических тру­ бах, причем для рабочих решеток исследования выполнялись при наличии зазора и перекрыши на входе в решетку. Данные, полученные расчетным методом, корректировались по результатам исследования модельных ступеней в экспериментальных турби­ нах. Основные геометрические характеристики дозвуковых и око­ лозвуковых комбинаций регулирующих двухвенечных ступеней приведены в табл. 6 .

Все характеристики, и прежде всего подбор профилей решеток, даны для отношений скоростей и!сф, при которых достигаются ма­ ксимальные значения к. п. д. т]ол, т. е. для хф = 0,28-^0,32.

72

Проходная площадь решеток равна суммарной площади горл:

Ft z=ndel{ (sin р2эф),.

Задание углов выхода в сочетании с соотношением проходных сечений решеток определяет величину углов входа и степень реакции венцов и ступени в целом.

Малые отношения площадей решеток (см. табл. 6) обеспечи­ вают суммарную степень реакции ступени 2 Р = 13-5-16% при величине степени реакции первого венца^ pj = 3 -5-4 % и реакции направляющего аппарата рна =

=8 - 5 - 10%.

рабочих решеток указанных выше комбинаций экономически эф­ фективными являются профили групп Ак и Бк [1, 4]. Решетки профилей типа Р-3021Ак, Р-2617Ак и т. п. имеют меньшие по сравнению с аналогичными профилями групп А и Б концевые потери. Однако вследствие меньшей площади поперечного сечения профили типа Ак и Бк имеют меньшие моменты сопротивления, чем соответствующие профили А и Б.

Соотношения проходных сечений венцов и углы выхода а х и (J2 для ступеней, в которых применены решетки групп Ак или Бк, можно брать по данным табл. 6 .

Основные кривые к. п. д. и некоторые другие характеристики приводятся в методике для комбинаций КС-ОА, КС-ОБ, КС-1А, КС-1 Б. Введение меридионального профилирования сопловой решетки и применение для рабочих венцов лопаток групп Ак и Бк оцениваются поправочными коэффициентами.

Меридиональное профилирование сопловой решетки может быть односторонним и двусторонним (рис. 37). Обычно применяют одностороннее профилирование. Построение профиля верхнего бандажа сопловой решетки при одностороннем профилировании представлено на рис. 38. Угол скоса верхнего бандажа к оси

73

турбины выбирают в пределах 7 = 2 ч-4°. Меньшие значения угла 7 соответствуют d//x > 20 и большие ■— 15 < 2 0 . Важное значение имеет выбор величины меридионального поджатая по­

RK вычисляется по формуле

Радиус сопряжения г части бандажа, выполненного радиу­ сом RM,- и цилиндрической части бандажа легко определяют из построения и условия, что точка сопряжения должна лежать левее точки 1 (рис. 38).

При определении площади горл сопловой решетки следует учитывать, что высота в пределах горла изменяется от 1Х до /о,

где Flm Fln — площади сопловых решеток с меридиональным профилированием и цилиндрическими бандажами при одинаковой высоте 1Х(Р 1ц = sin а 1эф).

74

Коэффициент, характеризующий увеличение площади сопл с меридиональным профилированием,

|3М= ^ = 1 + уРЛ70со3 а 1эф.

Таким образом, высота сопловой решетки 1г с меридиональным профилированием должна быть несколько меньше, чем высота сопл диафрагмы с цилиндрическими бандажами:

Коэффициенты расхода в формуле (49) в соответствии с опыт­ ными данными необходимо принимать такими же, как и при ци­ линдрических бандажах, т. е. по рис. 16.

Обобщенные кривые к, п. д« г]оЛ комбинаций

КС-ОА, КС-1А, КС-ОБ и КС-1Б

В качестве исходной расчетной зависимости принята зависимость Лол = / (Хф, 1\) при одинаковых для всей серии кривых режимных

и геометрических параметрах. К. п. д. т]оЛ отличается от т]ол на ободе ступени на величину потерь с утечкой, т. е.

*0

где §у — потери от протечек в осевые и радиальные зазоры модель­ ных ступеней.

Потери от протечек включены в к. п. д. ступени в связи с тем, что в процессе опытных исследований измеряется внутренний от­ носительный к. п. д. г|0(., а также потому, что методики расчета потерь от протечек в двухвенечной ступени весьма громоздки. Таким образом, в процессе расчета к. п. д. натурной ступени потери от протечек не определяют, а вводят только поправку на различие радиальных и осевых зазоров модельных и натурных сту­ пеней. Это позволяет повысить точность расчета к. п. д.

лопатках и направляющем аппарате, отнесенные к теплоперепаду

= 10, 15, 20 и 25 мм построены на основании обобщения данных исследования модельных ступеней в экспериментальных турби­ нах. Кривые к. п. д. ступеней с высотой сопл / х > 25 мм построены экстраполяцией.

75

Для обобщенных кривых к. п. д. т]ол приняты постоянными сле­ дующие режимные и геометрические параметры:

1. Отношение статического давления за ступенью к давлению полного торможения перед ступенью

е = p j p o = 0 , 6 .

2. Число Re, подсчитанное по хорде сопловой решетки и теоре­ тической скорости Сф, взятой по располагаемому теплоперепаду ступени,

Re — ^1<:Ф_^1сФРг^ - ^ о6

ФV2 V-2 " '

Кинематическую вязкость пара v2 определяют по статическим параметрам за ступенью.

Согласно данным исследования двухвенечных ступеней в экс­ периментальных турбинах и прямых решеток в аэродинамических

76

Размер хорды колеблется в зависимости от угла установки профиля и соответствует постоянной ширине решетки В 2 = 25 мм.

6 . Зазоры в проточной части:

а) осевой зазор по бандажу между сопловой решеткой и пер­ вым рядом рабочих лопаток 6в1 = 1,5 мм. Осевые зазоры между

77

решеткой направляющего аппарата и рабочими решетками 6в3 = == 6в3 = 1,5 мм;

б) радиальные зазоры по бандажу 6р = 0,8 мм.

Уплотнение осуществляется двумя гребнями по бандажу ра­ бочих лопаток и направляющего аппарата.

7. Толщина выходных кромок сопл Дх = 0,6 мм.

8 . Толщина выходных кромок рабочих лопаток и лопаток направляющего аппарата Л2 — 0,4 мм.

Кривые построены для ступеней с диафрагмами сварного изго­ товления и для рабочих колес, ленточные бандажи которых соеди­ нены с лопатками клепкой.

Кривые к. п. д. комбинаций КС-1А, КС-1Б и КС-ОА, КС-ОБ представлены на рис. 33 и 40.

Влияние различных режимных и геометрических параметров учитывается группой поправочных коэффициентов.

К. п. д. ступени с произвольными геометрическими размерами и режимными параметрами определяется как произведение ос­ новного коэффициента полезного действия и поправочных коэффи­ циентов

k b = ^A 1k - b \ k b h . a ^ A jj >

где k d , k c, k b, k &i, k &! k s , k 6 — влияние осевых и радиальных за­ зоров.

Рассмотренные поправки не исчерывают возникающих в ходе проектирования вариаций режимных параметров и геометриче­ ских факторов. Их влияние можно учесть по данным статических исследований.

Поправочные коэффициенты

Поправка, связанная с влиянием среднего диаметра ступени*

Влияние среднего диаметра ступени рассматривается при по­ стоянных высотах направляющих и рабочих решеток. Это озна­ чает, что изменение диаметра ступени приводит к изменению веерности ступени, т. е. отношения высоты решетки к среднему диаметру и пространственной кривизны канала. Каналы сопловых решеток сварного типа (т. е. с коцентричными бандажами) имеют двоякую кривизну.

Влияние веерности при небольших отношениях l/d, характер­ ных для регулирующих ступеней, невелико. Влияние простран­ ственной кривизны канала более существенно, так как связано со значительным изменением величины потерь в корневых и пери­ ферийных сечениях канала.

Наряду с этими факторами следует учитывать влияние перекрыши, которая принципиально также зависит от величины l/d.

78

Таким образом, поправка на диаметр kd является величиной, зависящей в основном от относительного диаметра 0 = d/Ц.

Так как к. п. д. натурной ступени находят по обобщенным

Эта поправка, в пределах точности опытов, может быть принята такой же, как и для одновенечных ступеней, и должна опреде­

восновном три варианта формы' торцовых поверхностей канала:

1.Плоские торцовые стенки. Такая форма поверхностей имеет место в сопловых аппаратах, лопатки которых получены методом «прямой фрезеровки»1. Сопловые аппараты этого типа широко применяются большинством турбинных заводов (рис. 42).

Распределение и величина потерь в сопловой решетке с фрезе­ рованными наборными лопатками очень близки к соответствующим

характеристикам прямых решеток (при малой веерности). Так как диафрагмы сварного изготовления получили в настоящее время наибольшее распространение в паровых турбинах и основ­ ные графики построены для ступеней со сварной диафрагмой, то вводится поправка 6фс, учитывающая меньшую, по сравнению со сварной, величину потерь в сопловой решетке с лопатками, полу­ ченными методом прямой фрезеровки (рис. 43).

2. Цилиндрические торцовые стенки. Они характерны для диафрагм сварного типа. Опытные результаты, заложенные в обоб­

1 С оп л ов ы е л о п а т к и , о т ф р езер о в а н ы к ак о д н о ц е л о е с п р ом еж уточ н ы м и т е ­ л а м и .

79