книги из ГПНТБ / Переходные процессы в газотурбинных установках

ления, где в переходном режиме менее интенсивно снижается теплоперепад. Кроме того, размеры и инерционность силовой турбины

ной. Динамический заброс числа оборотов при реверсе составляет 17% (рис. VI.3). Линия режимов работы КНД (рис. VI.5) в первом периоде реверса подходит вплотную к границе помпажа, а во втором периоде захватывает помпажную зону.

С х е м а 2/БН-ОР имеет силовую турбину, блокированную с КНД, и турбокомпрессорный вал высокого давления.

Динамический заброс числа оборотов силового вала при реверсе составляет всего 4% от номинальных (рис. VI.3), что, как указы­ валось выше, объясняется наличием КНД на силовом валу. Однако заброс оборотов в схеме 2/БН-ОР несколько выше, чем в схеме 1Б-Р, поскольку удельная мощность компрессора, находящегося на си­ ловом валу, по отношению к мощности турбины этого вала, в схеме 2/БН-ОР несколько ниже.

При больших набросах топлива, необходимых для ускорения второго периода реверса судна, размеры петли линий режимов ра­ боты компрессора увеличиваются, что может привести к помпажу как КНД, так и КВД, особенно в случае, если рабочие точки распо­ ложены близко к помпажной границе. Интересно отметить, что от­ крытие противопомпажного клапана КНД приближает линию ре­ жимов КВД к границе помпажа.

Влияние различных факторов на характер протекания переходного процесса ГТУ при реверсе

Влияние газовоздушной емкости регенератора можно проследить, сравнивая характеристики процесса реверса схем 1Н и 1Н-Р. Схемы ГТУ без регенерации при прочих равных условиях имеют значи­ тельно меньшие забросы оборотов силового вала, чем схемы с реге­ нерацией, поскольку в последних дополнительную работу дает газ, аккумулированный в емкости регенератора.

Существенно влияние регенератора на помпажные характери­ стики различных схем ГТУ (рис. VI.4, VI.5). Резкое увеличение тем­ пературы газа во втором периоде реверса приводит к значительному повышению степеней сжатия компрессоров, приближая линии их режимов работы к помпажной зоне. Наличие регенератора замедляет этот процесс, улучшая помпажные характеристики схемы.

Влияние промежуточного подвода тепла на реверсивные характе­ ристики ГТУ можно проследить на примере схем 2/С-ОР и 2/С-ОПР. Наличие дополнительной камеры сгорания облегчает управление установкой в переходном процессе и уменьшает динамический за­ брос числа оборотов силового вала (рис.VI.3).

Для оценки влияния величины воздушной емкости между ком­ прессорами были проведены расчеты переходных процессов при

реверсе схемы 2/БН-ОР при разных значениях времени емкости воз­ духоохладителя. Почти не сказываясь на величине заброса числа обо­ ротов силового вала ГТУ, увеличение времени емкости воздухоохла­ дителя делает линию режимов КВД более пологой, приближая ее к помпажу. Линия режимов КНД при этом отдаляется от границы

лопастей ВРШ на величину динамического заброса числа оборотов силового вала ГТУ при осуществлении реверса.

На рис. VI.6 показана для ряда схем ГТУ зависимость числа оборотов силовой турбины от времени при различных угловых ско­ ростях поворота лопастей ю (через нулевой шаг) и неизменном рас­

Изучение опытных данных [6; 59] по определению крутящих моментов, действующих на лопасть ВРШ относительно оси разво­

более момент (учитывая заброс оборотов) достигают максимума

взоне малых положительных шаговых отношений;

2)момент центробежных сил старается развернуть лопасть в по­ ложение нулевого шага. Расчеты показывают, что при оборотах винта до 350 об/мин (что характерно для судов торгового и промыс­ лового флота) значения момента центробежных сил существенно ниже значений момента гидродинамических сил. Таким образом, суммарный крутящий момент, действующий на лопасть ВРШ, направлен при реверсе с ППХ в сторону вращения лопасти и дости­ гает максимума в зоне нулевого шага.

Выполненные в настоящее время системы разворота лопастей ВРШ имеют приблизительно равномерную скорость поворота ло­ пасти, что обеспечивается переменным усилием на штанге механизма изменения шага (МИШ). Очевидно, что при постоянном усилии на штанге МИШ (при гидравлической системе управления это можно обеспечить установкой масляного насоса с постоянным напором при изменении расхода масла) зависимость угловой скорости по­ ворота лопасти от относительного шага качественно повторит зависимость суммарного крутящего момента на лопасти от относи­ тельного шага, т. е. угловая скорость разворота лопасти при дви­ жении от положения ППХ к нулевому шагу увеличится, достигнет максимума в районе малых положительных шаговых отношений и затем уменьшится с увеличением отрицательного шагового отношения.

Для оценки влияния указанного закона изменения угловой ско­ рости поворота лопасти ВРШ был проведен расчет по определению динамических характеристик схемы 1/Н при той же средней угловой скорости поворота лопасти ВРШ 5 град/сек, однако в зоне нулевого шага угловая скорость поворота была принята равной 7 град/сек при скорости 4 град/сек в начальный и заключительный периоды поворота лопастей. Сравнение динамических характеристик при реверсе схемы 1Н с описанным выше законом поворота лопастей ВРШ (кривая 1Н*) и равномерным поворотом показывает (рис. VI.3), что в первом случае заброс оборотов уменьшается с 11 до 9% от номинальных.

Таким образом, при обеспечении постоянного усилия на штанге МИШ и одинаковой мощности привода динамический заброс обо­ ротов силового вала ГТУ меньше, поскольку зона нулевого шага проходится с повышенными угловыми скоростями. Очевидно, что при реверсе с заднего хода судна на передний и постоянном усилии на штанге МИШ закон перекладки лопастей будет иметь обратный характер.

Зона нулевого шага будет проходиться со скоростью ниже сред­ ней скорости поворота лопасти, что ухудшает динамические характе­ ристики ГТУ при реверсе с заднего хода. Следует учесть, что ревер­ сирование с полного заднего хода при эксплуатации судов почти не имеет места (маневрирование осуществляется при малом, редко— среднем ходах), а при реверсировании со среднего хода динамический заброс оборотов не превысит максимально допустимой величины.

Анализ динамических характеристик схем ГТУ при реверсе через флюгерное положение лопастей ВРШ

Несмотря на отсутствие в настоящее время ВРШ, реверсируемых через флюгерное положение, были проведены расчеты по определе­ нию динамических характеристик ряда схем ГТУ с этим типом дви­ жителя, так как реверс с поворотом лопастей через флюгерное поло­ жение имеет с точки зрения надежности то преимущество, что от­ сутствует опасность заброса оборотов. Однако угол и время поворота лопастей при этом значительно увеличиваются. Для определения нагрузки на силовом валу была использована зависимость коэффи­ циента момента от угла поворота лопасти ВРШ, приведенная в [6] .

Расчеты схем 1/Б-Р и 2/БН-ОР показали, что, несмотря на сброс топлива до минимальной величины, компрессор в схеме 1/Б-Р попада­ ет в помпаж на второй секунде реверса, а КНД в схеме 2/БН-ОР — на третьей. Расчет схемы 1/Н без сброса топлива показал возмож­ ность осуществления данного типа реверса, однако имеет место рез­ кое падение числа оборотов силового вала до величины п = 0,3.

Для сравнения реверсивных качеств ГТУ, реверсируемых с по­ мощью ВРШ через нулевой шаг и флюгерное положение, исполь­ зован критерий «время реверса агрегата», т. е. время, в течение ко­ торого ГТУ при развороте лопастей из положения ППХ в положе­ ние ПЗХ достигает номинальной мощности заднего хода. Очевидно, что чем меньше время реверса агрегата, тем меньше выбег судна.

При реверсе с разворотом лопастей ВРШ через флюгерное поло­ жение неблокированной схемы без сброса топлива время реверса агрегата примерно равно времени разворота лопастей ВРШ. При реверсе с разворотом лопастей ВРШ через нулевой шаг время ре­ верса агрегата равно времени разворота лопастей плюс время, необходимое для достижения номинальных параметров заднего хода установки, так как при реверсе через нулевой шаг обязательны сброс топлива, падение газовой мощности и оборотов турбокомпрессорной группы.

Были проведены расчеты для определения времени реверса схемы 1/Н при развороте лопастей ВРШ через нулевой шаг. Для опреде­

ность которой для сравнительного анализа реверсивных качеств различных видов реверса является достаточной. Расчет времени

(7 сек — разворот лопастей ВРШ и 15—16 сек — время приемистости), тогда как при развороте лопастей через флюгерное положение время реверса агрегата равно 30 сек при одинаковой скорости разворота лопастей. При этом следует подчеркнуть, что во втором случае требуется намного большая мощность привода механизма поворота лопастей.

27. СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ ПОТЕРЬ МОЩНОСТИ НА ТРЕНИЕ И ВЕНТИЛЯЦИЮ В РАЗЛИЧНЫХ СХЕМАХ СУДОВЫХ ГТУ С ТУРБИНАМИ ЗАДНЕГО ХОДА

Турбины заднего хода обеспечивают достаточно надежный и быстрый реверс судна. Одним из существенных недостатков реверса с помощью турбины заднего хода является большая величина по­ терь мощности на трение и вентиляцию ( N T , В) в ТЗХ при работе уста­ новки на передний ход. Величина этих потерь является одним из решающих факторов при оценке рациональности реверса с помощью ТЗХ.

Ниже приведены результаты исследований, целью которых яв­ лялся сравнительный анализ ряда рациональных схем судовых ГТУ с ТЗХ с точки зрения величины потерь мощности на трение и вентиляцию. Сравнение проведено для ТЗХ, работающих на венти­

Вентиляционные потери определяются в первую очередь гео­ метрическими характеристиками проточной части турбины. При одинаковых мощностях турбин переднего (ТПХ) и заднего хода и прочих равных условиях различные схемы ГТУ имеют разные гео­ метрические характеристики проточных частей этих турбин и, сле­ довательно, различные величины вентиляционных потерь.

Для количественной оценки величины потерь NTM„ были прове­ дены детальный расчет и проектирование проточных частей турбин переднего и заднего ходов для наиболее перспективных схем судо­ вых ГТУ (рис. VI.7).

Рассмотрению подлежали только ГТУ с независимой силовой

специальных щитков. Вентиляционные потери рассчитаны по фор­ мулам А. Д . Межерицкого [65], которые наиболее полно отражают физику явлений, происходящих в ТЗХ на вентиляционном режиме

биной среднего давления (2/С-ОР, 2/С-ОПР) приблизительно в 2,5 раза меньше по сравнению со схемами с силовой турбиной низкого давления (1Н-Р, 2/Н-ОР). Это объясняется значительно меньшими размерами силовых ТСД переднего и заднего ходов (которые на вентиляционном режиме работают, как и силовые ТНД, при атмо­ сферном давлении).

Таким образом, с точки зрения потерь в ТЗХ, применение су­ довых ГТУ с силовой ТСД является более экономичным. Необхо­ димо учесть, что при равных мощностях ТЗХ среднего и низкого давлений эффективная мощность заднего хода у них различна ввиду существенной разницы в величине потерь мощности в ТПХ на ЗХ . В ТПХ низкого давления эти потери намного больше, что снижает эффективную мощность ТЗХ и увеличивает выбег судна при аварий­ ном останове.

В схемах с силовой ТСД меньше инерционность силового вала. Это уменьшает время, необходимое для того, чтобы остановить силовой вал и набрать обороты заднего хода.

Все изложенное выше свидетельствует о том, что с точки зрения экономичности и реверсивных качеств схемы ГТУ с силовой ТСД имеют большие преимущества по сравнению со схемами с силовой ТНД.

Турбины заднего хода, работающие на вентиляционном режиме под вакуумом

Потери мощности NT.в зависят от плотности газа в камере ТЗХ, поэтому, естественно, одним из путей снижения вентиляционных по­ терь является создание в камере ТЗХ вакуума с помощью специаль­ ного небольшого вакуумного насоса. При уменьшении давления

в ТЗХ уменьшаются потери мощности на трение и вентиляцию, од­ нако повышается мощность насоса, отсасывающего газовоздушную смесь, в результате увеличения подсоса воздуха через наружное уплотнение и газа через уплотнение со стороны ТПХ, а также по­ вышения степени сжатия в насосе (от давления в ТЗХ до атмосфер­ ного). Поэтому вопросы эффективности и оптимального давления в ТЗХ, работающей под вакуумом, необходимо решать с учетом всех затрат мощности

висят от давления и температуры в камере ТЗХ . При отсутствии расхода температура газа в ТЗХ на вентиляционном режиме быстро

в турбинном режиме. Это условие можно выполнить при подаче ох­ лаждающего воздуха через наружное уплотнение турбины. В этом случае не возникает дополнительных требований к температурной прочности металла и величина суммарных потерь мощности зависит

В уравнении (VI.2) первый член представляет собой потерю мощ­ ности на трение и вентиляцию, второй — часть мощности вакуум­ ного насоса, идущую на отсос охлаждающего воздуха. Второй член получен в предположении, что расход охлаждающего воздуха обес­ печивает в камере ТЗХ постоянную температуру, равную Тх. Не-