VII. Результаты расчета проточной части турбины

1. Показатель адиабаты процесса расширения в турбине k (исм. термодинамический расчет п. п. 12 и 19)

2. Соотношение граничных давлений по турбине (термо­динамический расчет п. 9):

3. Политропический к. п. д. турбины () определяется взависимости от заданного внутреннего относительного к. п. д. и соотношения давлений сжатия (приложение III, табл. 1)

3. Коэффициент возврата теплоты для бесконечно большого числа ступеней:

3. Коэффициент возврата теплоты при заданном числе сту­пеней (z=3);

6. Секундный массовый расход продуктов сгорания через турбину:

М_z =кг /сек.

7. Полный изоэнтропийный (адиабатический) перепад теп­лоты в турбине с учетом коэффициента возврата теплоты:

8. Площадь, сметаемая рабочими лопатками последней ступени, (рис. 7 приложение III)

где — коэффициент прочности лопатки, определяемый в зависимости от соотношения сечения лопатки у корня к се­чению той же лопатки на периферии (принято F₁/F₂ = 3,7)

(по графику рис. 9 приложения);

—плотность материала лопатки (сталь)

= 8-10³ кг/м³;

—окружная скорость лопаток (ротора).

—допустимое напряжение материала лопаток, которое зави­сит от марки стали и температуры продуктов сгорания в зо­не работы лопатки, рекомендуется определять для широко распространенной лопаточной высоколегированной стали марки ЭИ-893 (приложение III табл. 2, а также примечание к табл. 2).

9. За последней* ступенью расположен диффузор с прямо­линейной осью. К. п. д. диффузора = 0,70.

Удельный объем газа за диффузором при давлении P_s и температуре Т_s (табл. 2):

10. Значение осевой скорости (проекции абсолютной ско­рости потока в треугольнике скоростей на ось):

Здесь в первом приближении принято значение удельного объема за турбиной (),равное удельному объему за диф­фузором ().

11. Выходная скорость за диффузором (С_а) в целях сни­жения выходных потерь энергии принимается равной 0,6 осе­вой скорости (C_z):

С_а = 0,6∙774 = 464 м/сек.

В диффузоре будет достигнут изоэнтропийный (адиабати­ческий) перепад теплоты, характеризующий соответствующее увеличение адиабатического перепада турбины в целом (от

q_n=1 (в системе СИ)

12. Потери в диффузоре составят:

13. Потери энергии с выходной скоростью после диффу­зора:

14. Полный (расчетный) адиабатический перепад теплоты в турбине, соответствующий изменению давления от Р₁=Р_z до и C_o=0

15. Теплоперепад, соответствующий осевой скорости по­тока:

16. Распределению между ступенями подлежит теплоперепад (располагаемый теплоперепад):

Н' = Н_z - =522,2 – 299,538= 222,662 кДж/кг.

Теплоперепад затрачивается на создание осевой скорости потока C_z.

17. Как указано в задании, установка ГТ-750-6 является газотурбинной установкой с разрезным валом, поэтому после определения располагаемого теплоперепада этот теп­лоперепад следует распределить между компрессорной тур­биной (турбина высокого давления — ТВД) и силовой турби­ной (турбина низкого

давления — ТНД).

Уравнение баланса мощности осевого компрессора и мощности ТВД

Численное значение величины N_ec (см. предварительный расчет осевого компрессора п. 5, все остальные величины берутся из предыдущих расчетов и задания). Следовательно,

Полученная величина h_z1, = 147 кДж/кг, является тепло­вым перепадом турбины высокого давления без учета зат­раты перепада на создание осевой скорости потока.

Распределим величину h_zI между первой и второй сту­пенью турбины высокого давления. Теплоперепад, соответст­вующий снижению давления () в первой ступени давления(H₁), принимается большим, чем соответственно равнораспре-деленный теплоперепад в каждой из последующих ступеней Н_i (вторые ступени i=2, 3, 4, 5), на величину теплоперепада, эквивалентного осевой скорости потока. Тем самымопределяется величина теплоперепада в каждой из вторых ступеней (i=2, 3, 4, 5) -за счет изменения давления

Т.е. .

Расчетный полный перепад в первой ступени турбины вы­сокого давления

кДж/кг

Расчетный п о л н ы и перепад теплоты во второй ступени турбины высокого давления (ТВД):

Теплоперепад в турбине низкого давления (ТНД) затрачи­вается на создание работы, передаваемой приводному меха­низму (центробежный нагнетатель газа, электрический гене­ратор и т. д.)

h_zII = H'-h_zI = 381,02—237 = 144,02 кДж/кг .

Мощность силовой турбины (ТНД)— контроль:

При распределении мощностей между ТВД и ТНД в двухвальных ГТУ может иметь место некоторое отличие эффек­тивной мощности, указанной в задании и полученной в ре­зультате расчетов.

В рассматриваемом примере N_е.ГТУ=6000 квт, а после перераспределения получено значение N_е.ГТУ=5850 квт.

Точное балансирование мощности ТНД с величиной заданной мощности составляет специальную задачу и на ста­дии курсового проектирования не производится.

18. Конечное состояние газа за турбиной (перед диффузо­ром) определяется из выражения потенциальной работы в ус­ловиях малых теплоперепадов:

А=1 н∙м/Дж – термический эквивалент работы.

19. Удельный объем газа за последней ступенью турбины перед диффузором:

20. Внутренний (индикаторный) процесс газовой турбины в дальнейшем рассматривается как политропический;

п — постоянный показатель политропы;

T_z,— действительные значения температуры;

Р_z,P^,_s—действительные значения давления в пределах про­точной части турбины— от входа в первую ступень до выхода из последней ступени.

Уравнение политропы для турбины в целом:

В дальнейшем принимается, что значение температуры в действительном процессе проточной части турбины является линейной функцией текущего значения адиабатического пе­репада.

Соответственно находится текущее значение давления:

.

Опорные точки для построения диаграммы состояния газа в пределах проточной части турбины должны быть представ­лены в табличной форме (табл. 3).

Таблица 3