ВУЗ: Не указан
Категория: Не указан
Дисциплина: Не указана
Добавлен: 22.10.2024
Просмотров: 87
Скачиваний: 0
радии Аг/с3 = ф3г/ 2 (Уъ— начальная влажность перед третьей ступенью). Если потери с выходной скоростью велики, что обычно имеет место в последних ступенях конденсационных турбин, то в расчетах необходимо учитывать влажность по действительному процессу расширения без учета потерь с выходной скоростью
г -4 |
г - 3 |
г - 2 |
г -1 |
г |
Рис. 87. |
Зависимость |
доли крупнодисперсной |
влаги V |
|
|
от места возникновения |
влаги |
|
|
(точка 4", а не 4). С учетом отвода влаги в сепараторе начало про цесса перед следующей ступенью будет в точке 4’. Количество отведенной влаги Aг/с4 = ар4г/3' .
Экономичность турбинных ступеней, характеристики решеток, расходы, углы выхода потока и коэффициенты сепарации влаги
ps -tO~1МПа
Рис. 88. Поправка kp, учитывающая влияние давления на долю крупнодисперсной влаги
зависят от многих режимных параметров и геометрических раз меров ступеней. Перечисленные характеристики ступеней прежде
всего определяются коэффициентами |
скольжения фаз v — с21с1 |
|
и степенью неравновесности |
потока |
АТ = (Ts — T^)I(TS— Тпп), |
где 7\.; Т 2; Тпл — температура |
насыщения пара при заданном дав |
|
лении, температура пара и полного переохлаждения пара, которые
зависят прежде всего от дисперсности г |
жидкой фракции и гра |
диентов скоростей или давлений р = ~ — |
Под крупнодисперс |
ной влагой будем подразумевать влагу, которая образовалась
130
при дроблении пленок, т. е. влагу, которая соприкасалась с по верхностями лопаток или корпуса турбины. Доля крупнодисперс ной влаги будет определяться прежде всего условиями возникно вения жидкой фазы (спонтанная конденсация в ядре потока, кон денсация в вихревом следе за кромкой или на поверхностях лопа ток) и параметрами потока: давлением, скоростью пара и другими параметрами. Для приближенных оценок доли крупнодисперсной влаги X = GBJ,Kp/GBJI, равной отношению расхода крупнодис
персной влаги GBJIk к о всему расходу влаги в данной ступени
турбины, на рис. 87 дана зависимость X' от ступени, где возникла влага. Так, если влага возникла в четвертой ступени от конца турбины (г—3), то доля крупнодисперсной влаги за последней ступенью X' — 0,28. Графики рис. 87 построены при конечном давлении за последней ступенью pz = 0,005 МПа. С ростом дав ления доля X крупнодисперсной влаги будет уменьшаться в соот ветствии со значениями поправочного коэффицеинта kp (рис. 88).
Таким образом, X = X'kp.
Влияние влажности на потери кинетической энергии, углы выхода потока и коэффициенты расхода в решетках турбин
Отсутствие опытных данных для широкого класса различных про филей, полученных при реальных (в общем случае разных) рас согласованиях фаз скоростей по величине, направлению и дис персностям жидкой фазы, не дает оснований предложить обосно ванные и надежные методы расчета характеристик решеток. Поэтому предлагаемые ниже методы оценки потерь и углов вы хода потока предназначены только для построения треугольников скоростей, но не для расчета к. п. д. ступеней.
Коэффициенты потерь, В потоках многофазных сред имеются два вида потерь кинетической энергии: потери кинетической энер гии из-за неравновесности процесса £н и необратимые потери £п. Коэффициент потерь в двухфазной среде
|
£ = % ^ = = £ н + ( 1 _ £ н К п , |
( 6 6 ) |
||
|
“ од |
|
|
|
где |
Н = Н 0д— АН о — |
2 |
ЛЯ,- — Н 0— 2 ДЯ,- — действитель |
|
ный |
теплоперепад; Я 0д |
и |
Я 0— располагаемые |
теплоперепады |
соответственно при равновесном и неравновесном процессах рас ширения; АЯ0 — снижение* теплоперепада вследствие неравно весности процесса; 2 АЯг- — необратимые потери энергии потока (на трение между фазами и в пограничном слое, потери вследствие фазового перехода и теплообмена при конечной разности темпе ратур, потери в «скачках» конденсации и уплотнения и т. д.).
В общем случае аналитический расчет отдельных составляю щих потерь связан со значительными трудностями. Учитывая,
131
что в данном случае требуется только уточнение скоростей сх и ш2 для построения треугольников скоростей, воспользуемся приближенными зависимостями, основанными на эксперимен тальных исследованиях решеток турбин.
Суммарный коэффициент потерь кинетической энергии в сопло
вых |
и рабочих решетках |
|
|
Свл= £пп + |
|
где |
Спп — коэффициент потерь в решетке на перегретом |
паре; |
АС — приращение потерь от влаги, определяемое по рис. |
89. |
|
Рис. 89. Зависимости приращения коэффициентов потерь от началь ного перегрева Д^, начальной влажности и доли крупнодисперсной влаги К:
а — в сопловых решетках; б — в рабочих активных решетках
Значения коэффициентов £пп определяют на основании обоб щенных характеристик решеток, приведенных на рис. 5.
Углы выхода двухфазного потока* В процессе ускорения пара в каналах решеток происходит рассогласование скоростей фаз как по величине, так и по направлению. Чем больше размер ка пель, тем менее криволинейна траектория их линий тока и тем больше их угол выхода за решеткой. Увеличение угла выхода жидкой фазы вызвано также отрывом пленки с выпуклой поверх ности профиля идвижением оторванных капель с большими углами,
132
чем направление движения паровой фазы. Угол выхода пара в этих условиях оказывается также увеличенным. Это объясняется прежде всего отклонением линий тока пара в косом срезе решетки под воздействием жидких частиц и ростом потерь энергии паро вой фазы.
В общем случае углы выхода паровой и жидкой фаз зависят от многочисленных факторов: параметров потока пара, дисперс ности жидкой фазы, рассогласования скоростей фаз по величине и направлению, типа решеток и т. д. В данных приближенных рас четах, так же как и при определении коэффициентов потерь,
Рис. 90. Зависимости приращения углов выхода паровой Дап (Р21) и жидкой Да12 (ДР22) фаз от величины к и у: к
1 — жидкой фазы; 2 — паровой фазы
учитывается только влияние начальной влажности у 0 перед решеткой и доли крупнодисперсной влаги к на приращение углов выхода паровой Д ац (Ар21) и жидкой Аа12 (Др22) фаз (рис. 90). Таким образом, действительные углы выхода
|
а и (Р21) |
= |
а 1 (Рг) |
А а п (^ Р ‘п)'. |
||
|
а 12 (Р22) = |
а 1 (Рг)Н - |
Ла 12 (ДР22)» |
|||
где |
а г (р2) — углы выхода однофазного |
потока, принимаемые |
||||
равными эффективным |
углам |
а 1эф (р2эф). |
||||
|
Коэффициенты расхода. Расход двухфазной среды через канал |
|||||
произвольной формы |
|
|
|
|
|
|
|
G — pcF = рF (XjC, + х2с2) = Fcx( р ^ + p2<p2v) = |
|||||
|
_ |
FCi [*l + |
(1 — Xt) v] |
|
||
|
|
» l[* l + |
(1 — |
* l) f ] |
* |
|
где р! и р2 — плотность соответственно |
паровой и жидкой фаз; |
|||||
х г — истинная массовая |
сухость пара в минимальном сечении |
|||||
5 |
А. И. Абрамов |
|
|
|
|
133 |
канала F\ — истинный удельный объем пара; v = v2lv 1— отношение удельных объемов жидкой и паровой фаз; v = с2/с1—
соотношение |
скоростей |
фаз. |
х? = |
Gbd/G |
Выразим |
расход через степень сухости |
|||
|
Q _ |
__________ f £ iV __________ |
_ |
|
|
|
^ l [ - « p V + (1 — * Р) И |
|
|
|
_ |
Fcu v V l —£ |
|
|
|
|
v u X [ x p V + ( \ — X p ) v ] |
’ |
^ |
где clt и vlt — теоретические (изоэнтропийные) значения скорости и удельного объема пара в минимальном сечении канала; %= = v j v u — отношение истинного и теоретического удельных объ емов пара (степень неравновесности); £ — суммарный коэффициент потерь.
Как видно из формулы (67), расход двухфазной среды зависит от коэффициентов v; хр; %и £, определение которых связано со зна чительными трудностями. Поэтому действительный расход G двух фазной среды (как и однофазных сред) находят через известный теоретический расход Gt. При этом используются эксперименталь ные значения коэффициентов расхода
<6 8 >
Величина р зависит от того, что мы понимаем под теоретическим расходом: равновесный, предельно неравновесный или с учетом неравновесности по формуле (67). В дальнейшем под теоретиче ским расходом Gt будем понимать расход, определяемый по пара метрам равновесной is-диаграммы:
Gt = FiCitPu = F2w2tp2t■ |
(69) |
В формуле (69) теоретические скорости си (w2i) и плотности Pi, (р2*) относятся к минимальным сечениям канала Fx (К2). В этом случае, если эти параметры известны в сечении за решеткой, для расчета действительного расхода по формуле (68) должна быть
введена дополнительная поправка q, учитывающая разницу ста тических давлений в минимальном сечении и за решеткой, а также неравномерность полей скоростей.
Тогда
G — pqGt.
Коэффициент расхода для влажного пара
[р = рх + 6ЕЛТ Др,
где pi — коэффициент расхода для перегретого пара зависящий от
относительной высоты решетки (I = IIЬ) и конфузорности канала sin а 0 (P^/sin a j (р2) (см. рис. 6).
134
__Поправку на степень неравновесности процесса расширения АТ определяют по рис. 91 в зависимости от средней дисперсности влаги г, а поправку ke по рис. 74.
Рост коэффициента р при приближении точки начала процесса
к линии насыщения (Л t0 = 0) объясняется тем, |
что действитель |
ный удельный объем при переохлаждении пара |
уменьшается по |
Рис. 91. Поправка на степень неравновесности процесса расширения двух фазной фазы АТ в зависимости от средней дисперсности влаги г
сравнению с vlt при равновесном состоянии значительно больше, чем уменьшается действительная скорость сг (да2) по сравнению с теоретической clt (w2t). При переходе через линию насыщения с ростом начальной влажности у 0 действительная скорость сг переохлажденного пара остается практически постоянной, в то время как clt существенно уменьшается. Это приводит к дальней шему росту Лр. При больших влажностях уменьшение интенсив ности роста Др объясняется увеличением потерь энергии и умень
шением СКОРОСТИ С]_.
Расчет коэффициента сепарации ф
Если проточная часть турбины выполнена со специальными сепарационными камерами, то в расчетах следует учитывать отводимую сепараторами влагу. Влагу можно отводить из зазора между соп ловой и рабочей решетками в периферийной части ступени (рис. 92, камера /), за рабочей решеткой (камера II), через отвер стия в полых сопловых лопатках (внутриканальная сепарация), в специальные ступени-сепараторы и, наконец, в выносные сепа раторы.
Количество отведенной влаги Аус равняется произведению на чального количества влаги у 0 перед ступенью на коэффициент се парации ф (например, за третьей ступенью, см. рис. 8 6 , отводится количество влаги Аус3 = х3- — х 3 = фЗу 2).
5* |
135 |
Коэффициент сепарации существенно зависит от геометриче ских размеров и режимных параметров ступени. В том случае, если предусмотрена только сепарация из пространства над рабочим колесом (камеры / и II), то коэффициент ф' для оптимальных размеров ка меры приближенно можно
определить по рис. 93.
С ростом давления (ро стом числа Re) количество влаги, попадающее на вра щающиеся лопатки, умень шается. Коэффициент ф' также уменьшается. С ро стом веерности (уменьше нием 0) коэффициент ф' снижается из-за уменьше ния густоты и кривизны лопаток решеток, увеличе ния окружных скоростей и роста числа М (в ступе нях с малым 0 срабатыва ются, как правило, боль шие теплоперепады). Все эти факторы увеличивают унос капель потоком пара и уменьшают ф'. Графики рис. 93 построены при оптимальных размерах влагоулавливающих камер (оптимальных с точки зре
ния эффективности сепарации и экономичности степени), т. е.
A B J B 2 |
р» 0,07; |
ДВ2/В 2 |
0,10. |
A S 2/l2 |
0,15; |
ASi/ / 2 |
0,05; |
|
Aril 2 = 0. |
|
|
В ступени с бандажом входные и выходные кромки лопаток должны выступать на величину A B J B 2 = 0,05 и ДВ2/В 2 = 0,08. Учитывая, что открытие входных и выходных кромок рабочих лопа ток ухудшает экономичность ступеней, при выборе оптимальных размеров сепарационных камер следует оценивать по рис. 94 и 95 возможное снижение к. п. д. Дт}01.. В случае необандаженной сту пени падение к. п. д. Дт]ог определяется также в зависимости от ДВ2/В 2; 121В2 и рв (рис. 95). Окончательное значение Д%г оцени вается с учетом поправки k, зависящей от относительного радиаль ного зазора 89/12. Предполагается при этом, что радиальный зазор 8Р выдерживается в пределах 1 мм. Таким образом, Дтцн == Дт1о»&.
136