VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY

VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ENERGETICKÝ ÚSTAV FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING ENERGY INSTITUTE PARNÍ TURBÍNA 8 MW TITLE DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER S THESIS AUTOR PRÁCE AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR BC. LUKÁŠ FLIMEL DOC. ING. JAN FIEDLER, DR. BRNO 05

Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství Energetický ústav Akademický rok: 04/05 ZADÁNÍ DIPLOMOVÉ PRÁCE student(ka): Bc. Lukáš Flimel který/která studuje v magisterském navazujícím studijním programu obor: Energetické inženýrství (30T035) Ředitel ústavu Vám v souladu se zákonem č./998 o vysokých školách a se Studijním a zkušebním řádem VUT v Brně určuje následující téma diplomové práce: v anglickém jazyce: Steam Turbine 8 MW Stručná charakteristika problematiky úkolu: Navrhněte protitlakovou parní turbínu pro pohon synchronního generátoru. Turbína je určena pro cukrovar v Indii. Zadané vstupní hodnoty: P 8 MW p in 43 BAR t in 490 C odběr p 0,9 -,0 MPa, 8 t/hod výstup: p out 0, MPa Cíle diplomové práce: Proveďte výpočet: - termodynamický výpočet průtočného kanálu turbíny - výpočet tlaků a sil v lopatkování - návrh vybraných závěsů rotorových lopatek - konstrukční výkresy vybraného uzlu turbíny

Seznam odborné literatury: Fiedler,J.: Parní turbiny - návrh a výpočet, CERM- Brno 004 Škopek,J.: Parní turbina, ZČU Plzeň 007 Kadrnožka, J.: Tepelné turbiny a turbokompresory, CERM- Brno, 007 Kolektiv: Strojní zařízení tepelných centrál, PC-DIR, 999 Vedoucí diplomové práce: doc. Ing. Jan Fiedler, Dr. Termín odevzdání diplomové práce je stanoven časovým plánem akademického roku 04/05. V Brně, dne 3..04 L.S. doc. Ing. Jiří Pospíšil, Ph.D. Ředitel ústavu doc. Ing. Jaroslav Katolický, Ph.D. Děkan fakulty

05 Anotace: Diplomová práce je zaměřena na detailní výpočet parní protitlakové turbíny s reakčním lopatkováním s jedním neregulovaným odběrem o svorkovém výkonu 8 MW. V první části práce je proveden termodynamický výpočet průtočného kanálu a výpočet napětí v závěsu rotorové lopatky RS. V druhé části je předběžný návrh a popis jednotlivých celků parní turbíny. Zadání diplomové práce bylo vytvořeno ve společnosti EKOL spol. s.r.o.. Klíčová slova: Protitlaková turbína Neregulovaný odběr Regulační stupeň Lopatková část Účinnost Výkon Annotation: The master s thesis is focused on detail calculation of back-pressure steam turbine with reactionary blades, with non-control exctraction line with electrical output 8 MW. Thermodynamic calculation of flow stage (canal) and stress calculation of rotor blade carrier of regulation stage, is carried out in firts part of master s thesis. Preliminary turbine design and description, is carried out in second part of master s thesis. Master s thesis tasks has been created in EKOL spol. s.r.o. Key words: Back-pressure turbine non-control extraction steam regulation stage blading efficiency output

05 Bibliografická citace: FLIMEL, L.. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, 05. 76 s., 4 s. příloh Vedoucí diplomové práce doc. Ing. Jan Fiedler, Dr..

05 Čestné prohlášení: Prohlašuji, že jsem diplomovou práci vypracoval samostatně, bez cí pomoci. Během práce jsem vycházel z vlastních znalostí, z odborné literatury a odborných konzultací. V Brně.5. 05.

05 Poděkování: Děkuji vedoucímu práce Doc. Ing. Janovi Fiedlerovi, Dr. za vedení diplomové práce a za cenné rady, které mně byly poskytnuty.

05 Obsah: Úvod... 4. Popis řešeného problému... 4. Stručný popis koncepce turbosoustrojí... 4.3 Společnost EKOL spol. s.r.o.... 4 Výpočet parní turbíny... 5. Termodynamický výpočet průtočného kanálu... 5.. Výpočet regulačního stupně... 5... Předběžný návrh regulačního stupně... 5... Izoentropický spád RS... 6... Kontrola tlakového poměru v dýze... 7...3 Délka výstupní hrany rozváděcí lopatky... 7...4 Vnitřní výkon RS... 9... Detailní výpočet regulačního stupně...... Geometrické a rychlostní vlastnosti RS...... Termodynamická účinnost a výkon RS... 5.. Výpočet hmotnostního toku do. SČ... 9..3 Výpočet stupňové části... 3..3. Předběžný výpočet SČ... 3..3.. Parametry celé SČ... 45..3. Detailní výpočet SČ... 46. Výsledek termodynamického výpočtu průtočného kanálu... 53.3 Výpočet sil a napětí v rotorové lopatce RS... 54.3. Výpočet sil od proudící páry v RS... 54.3. Výpočet sil a napětí v závěsu od odstředivých sil... 55 3 Popis turbosoustrojí... 58 3. Koncepční uspořádání turbosoustrojí... 58 3. Popis hlavních části parní turbíny... 59 3.. Turbínová skříň... 59 3.. Rotor... 59 3..3 Lopatkování... 60 3..4 Nosiče statorových lopatek... 60 3..5 Labyrintové ucpávky... 6

05 3..6 Přední ložiskový stojan - PLS... 6 3..7 Zadní ložiskový stojan - ZLS... 63 3..8 Radiální ložisko... 64 3..9 Axiální ložisko... 65 3..0 Regulační ventily... 65 3.. Rychlo-závěrný ventil... 67 3.. Rám turbíny... 67 3..3 Olejové hospodářství... 68 3..4 Hnaný stroj... 68 3..5 Převodová skříň... 68 4 Konstrukční výkresy... 69 5 Závěr... 7 6 Seznam použité literatury... 7 7 Seznam použitých symbolů... 73 8 Seznam příloh... 76 3

05 Úvod Práce se zabývá termodynamickým výpočtem průtočného kanálu a návrhem závěsu lopatek RS parní turbíny. Dále je proveden předběžný návrh jednotlivých celků parní turbíny a jejich popis z funkčního, konstrukčního a technologického hlediska.. Popis řešeného problému Pro pohon elektrického generátoru a výrobu tepla je požadována parní turbína typového označení R8-4,3/0,. Z typového označení vyplývá, že se jedná o protitlakou parní turbínu o výkonu 8 MW. Je požadován jeden neregulovaný odběr a následující parametry páry: tlak na rychlozávěrném ventilu (dále jen RZV) 4,3 MPa, teplota na RZV 490 0 C, tlak v odběru páry 0,9 až MPa, průtokové množství páry odběrem 8 t h -, tlak v konečném ohříváku p out 0, MPa, vlivem škrcení ve výstupním potrubí a v samotném ohříváku, uvažuji tlak ve výstupním hrdle (dále jen VH) p k 0, MPa.. Stručný popis koncepce turbosoustrojí S přihlédnutím k výkonu soustrojí bude turbína uložena společně s převodovou skříní na jednom ocelovém rámu. Generátor ukotven k samostatnému betonovému základu. Turbína bude vybavena kovaným rotorem bubnového typu. Skříň turbíny zhotovena jako odlitek, statorové lopatky uloženy ve skříni pomocí nosičů lopatek. Výkon turbíny řízen pomocí regulace otáček, typ regulace skupinová (dýzová). Spojení turbína-převodovka a převodovkagenerátor bude pomocí dvou pružných spojek. Koncepce turbosoustrojí je zvolena v souladu se standardy společnosti EKOL spol. s.r.o..3 Společnost EKOL spol. s.r.o. Společnost EKOL spol. s.r.o. byla založena roku 99. Hlavní činnost společnosti je projektování, výpočet, konstrukční zpracování, výroba a servis parních turbín do výkonu 00 MW, spalovacích turbín do 80 MW a kotlů. Dále společnost EKOL provádí projektování, konstrukci, výrobu, výstavbu a zprovoznění kompletních energetických celků. 4

05 Výpočet parní turbíny V první části následující kapitoly je proveden termodynamický výpočet průtočného kanálu parní turbíny. V druhé části jsou vypočtena napětí v závěsu rotorové lopatky RS. Veškeré volené součinitele potřebné pro výpočet jsou zvoleny podle standardů společnosti EKOL spol. s.r.o.. Termodynamický výpočet průtočného kanálu Lopatkování turbíny je rozděleno na dvě hlavní části. Je to regulační stupeň (dále jen RS) s akčním lopatkováním a stupňová část (dále jen SČ) s reakčním lopatkováním. Jelikož obě části pracují odlišným způsobem (v akčním lopatkování je tlakový spád zpracovávaný pouze ve statoru, v reakčním lopatkování je tlakový spád rozdělen na stator i rotor) je výpočet samostatný pro obě části. Během výpočtu je pro stanovování parametrů páry používán program XSteam_Excel_v.6 i klasický tištěný i-s diagram vodní páry. Indexové označení dle přílohy P.. Vstupní hodnoty pro výpočet: svorkový výkon: P SV 8 MW tlak páry na RZV: p A 4,3 MPa teplota páry na RZV: t A 490 0 C tlak páry v odběru: p odb 0,9 MPa hmotnostní tok odběrem: m odb 8 t h - tlak na výstupu z turbíny: p k 0, MPa Ze vstupních parametrů lze dále určit pomocí programu XSteam_Excel_v.6 další parametry, jsou to: entalpie na RZV: i A 349,4 kj kg - - entropie na RZV: s A 7,05 kj kg - K - měrný objem páry na RZV: ν A 0,079 m 3 kg.. Výpočet regulačního stupně Jako RS volím A-kolo, vzhledem ke zvolené skupinové regulaci. Jedná se o jeden stupeň s akčním lopatkováním. RS složí k rychlému snížení parametru páry. Použití RS výrazně snižuje počet řadových stupňů lopatkování.... Předběžný návrh regulačního stupně Během předběžného návrhu RS jsou vypočteny základní rozměry lopatkování, přibližné ztráty, přibližný výkon a parametry páry za RS. Pro zjednodušení je uvažováno během předběžného výpočtu, že se jedná o čistě akční stupeň (ρ 0). 5

05 Obr. : průběh expanze v RS pro případ čistě akčního lopatkování []... Izoentropický spád RS Izoentropický spád RS se vypočte ze vztahu (), vzhledem k relativně malé vstupní rychlosti c 0, která bývá v rozmezí 30 50 [m s - ], je příspěvek energie od vstupní rychlosti malý, proto je možné vstupní rychlost zanedbat. Dále je nutné vypočíst oentropickou rychlost na výstupu z dýz c dle vztahu (). Vzhledem k typaci volím střední průměr RS D RS 550mm a otáčky rotoru turbíny vzhledem ke hnanému stroji a použití převodové skříně n 7 500 min -. Dále je nutné zvolit rychlostní poměr u/c, pro nejvyšší účinnosti bývá v rozmezí 0,4 0,5. Pro výpočet volím u/c 0,465. h c Střední průměr RS Otáčky rotoru Rychlostní poměr D RS n u/c [mm] [min - ] [-] 550 7500 0,465 c c0 [J kg - ] () u [m s - ] () u / c ( ) 7500 u 550 s 000 3600 u 5,87 c 464,7m s u / c 0,465 h RS Tab. : zvolené hodnoty π D n π 5,87m (3) ( ) c 464,7 07.76 J kg 07, 76 kj kg Z oentropického spádu a pomocí programu XSteam_Excel_v.6 lze vypočíst entalpii za RS a stanovit tlak za RS. 6

05 Entalpie za RS: RS i ia h 349,4 07,76 33, 64kJ kg (4) p 3, 09MPa... Kontrola tlakového poměru v dýze Pro přehřátou páru je kritický tlak roven: p 0,546 p 0,546 4,3, MPa (5) krit A 3478 Aby nedocházelo ke kritickému proudění je nutné, aby byla splněna rovnice (6): p p krit (6) 3,09,3478- podmínka splněna, nebude docházet ke kritickému proudění, lze využít nerozšířenou dýzu, tlakový poměr p /p A by neměl překročit 0,8 p 3,09 0,78 - podmínka splněna 4,3 p A...3 Délka výstupní hrany rozváděcí lopatky Pro stanovení délky statorové lopatky (dýzy) s určitým parciálním ostřikem je nutné prvně vypočítat délku statorové lopatky pro totální (celkový) ostřik. Délka rozváděcí lopatky se vypočte ze vztahu (4). Ze vztahu (4) je patrné že musíme prvně určit měrný objem páry za dýzou (statorem). Měrný objem stanovíme pomocí programu XSteam_Excel_v.6 z tlaku a entalpie za dýzou - i. Pro výpočet entalpie i prvně stanovíme ztráty v dýze pomocí vztahu (7). Rychlostní součinitel pro dýzu volím podle dle doporučení v literatuře [] ϕ 0,95. RS ( ) h ( 0,945 ) 07, 76 z0 ϕ [kj kg - ] (7) z 0 z 0 0, 5kJ kg i i + z0 [kj kg- ] (8) i 33,64 + 0,5 3 i 33,4kJ kg ν 0, 03m kg Dále je nutné předběžně stanovit potřebné množství páry přiváděné do turbíny pomocí vztahu (9), (0) a (), předběžně stanovit účinnost generátoru, převodovky, mechanickou a vnitřní termodynamickou účinnost turbíny. Účinnosti volím podle standardů firmy EKOL. Jak vyplývá ze vztahu (0), je zapotřebí stanovit oentropické spády první a druhé SČ. Ty vypočteme jednoduchým odečtením entalpii za RS, entalpie v odběru a ve VH. Jednotlivé entalpie jsou odečteny z i-s diagramu pro případ oentropické expanze. Vstupní úhel do rotorové mříže (lopatky) α volím,5 0, dle doporučení společnosti EKOL. Izoentropickou teplotu v odběru t 3 volím 65 0 C, pro tuto zvolenou teplotu a případ oentropické expanze (s A 7,05 kj kg - K - ) vychází tlak v odběru p 3 0,936 MPa. P η η η η (9) u P SV G MT PŘ tdi P P + P + P (0) u P h u RS u RS. SČ u. SČ u. SČ. SČ. SČ Pu + h m& odb m& in + h m& in + h ( m& in m& odb ) m& in () RS. SČ. SČ h + h + h 7

05 Z i-s diagramu: i 33,64 kj kg - s A a p 3 > i 3 989 kj kg - s A a p k > i 4 68,5 kj kg - h. SČ h i i 33,64 989 3,64kJ kg 3 i i 989 68,5 306,5kJ kg (). SČ 3 4 (3) η G η PŘ η MT η tdi [%] [%] [%] [%] 97,0 98,5 98,5 87,0 Tab. : zvolené hodnoty účinností Pu PSV η G η ηmt ηtdi 8000 0,97 0,985 0,985 0,87 9770kW PŘ m& in P + h m& u 4,44kg s 5T h RS h + h + h 07,76 + 3,64 + 30. SČ. SČ odb. SČ 9770,7 + 30, Potom délka výstupní hrany rozváděcí lopatky pro totální ostřik: m& in ν l0t [m] (4) π D c ϕ sinα 4,44 0,0 l 0t π 0,55 464,7 0,945 sin,5 l t 0,0098m 9, 8mm 0 Délka výstupní hrany rozváděcí lopatky pro totální ostřik vychází příliš krátká. Vzhledem k délce lopatek, uvažované skupinové regulaci i vzhledem ke zjednodušení konstrukce je výhodné využit parciální (částečný) ostřik lopatek. Poté bude rozváděcích lopatek méně, ale pro zachování průtočného průřezu bude délka statorové lopatky delší a bude mít vyšší účinnost. Délku rozváděcí lopatky a velikost parciálního ostřiku určíme pomocí vzorců (5), (6), (7) a (8). lopt l0t α [m] (5) D 0,55 α,734 (6) b s 0,0398 + 0,065 0,55 + δ D a b/a konstanta 0,0398 s - součinitel dělení parciálního ostřiku, pro nedělený parciální ostřik 8

05 Obr. volba součinitele s [] u c c ( 0,465) δ 0,467 0,065 (7) 0, 0, a n 0,5 7500 0,5 D 0,55 000 000 c/a experimentální konstanta, pro A-kolo: 0,467 potom délka výstupní hrany rozváděcí lopatky: l α l,734 0,98,7cm 7mm l opt 0 t 0 30 hodnota parciálního ostřiku: l 9,8 ε ot 0,36 (8) l 30 0...4 Vnitřní výkon RS Pro vnitřní účinnost RS je nutné předběžně určit redukovanou účinnost RS η u (zahrnuje ztráty parciálním ostřikem). Redukovaná účinnost se určí z redukované délky rozváděcí lopatky L red a pomocí grafu redukované účinnosti RS. Redukovaná délka rozváděcí lopatky L red je délka lopatky se kterou bychom dosáhli stejné účinnosti s totálním ostřikem jako při parciálním ostřiku s naší délkou lopatky l 0. Délka lopatky L red se vypočítá podle vztahu (9), vše dosazeno v cm. mm l0 Lred [cm] (9) l 0 + δ l 0 l opt l0 3 Lred,445cm 4, 45mm l 3 0 + δ l + 0,035 3 0 l,7 opt Potom z grafu na Obr., redukovaná účinnost RS η u 75 %. 9

05 Obr. : redukovaná účinnost RS [] Pro předběžný výpočet vnitřní termodynamické účinnosti RS musíme od redukované účinnosti odečíst ztrátu ventilací a třením, která se stanoví pomocí vztahu (0), () a přílohy P.. Absolutní ztráta ventilací a třením: Z přílohy P. pro n 5 s - > k 3 k 3 03 Z, kj 5 m& 4,44 0,0 kg (0) in ν Poměrná ztráta ventilací a třením: Z5,03 ξ 5 RS 0,089 () h 07,76 Termodynamická účinnost RS: RS ηtdi ηu ξ5 0,75 0,089 0,73 73,% () Poté je již možné vypočítat vnitřní výkon RS ze vztahu (3): RS RS RS P m& h η [kw] (3) i in tdi 0

05 RS P i P RS 4,44 07,76 0,73 i 37, 63kW Koncový bod expanze se zanedbáním vstupní rychlosti c 0 : c0 RS RS i ia + η tdi h ia ηtdi h 349,4 0,73 07,76 3340, 6kJ kg (4)... Detailní výpočet regulačního stupně Detailní výpočet RS vychází z hodnot vypočtených v předběžném výpočtu. Z předběžného výpočtu RS jsou známy tyto parametry: celkový oentropický spád RS, otáčky rotoru turbíny, tlak za RS, tvar dýzy, přibližná délka lopatky RS, velikost parciálního ostřiku a hmotností průtok procházející RZV. Nyní během detailního výpočtu RS bude blíže vypočtena geometrie lopatkování, zvolený stupeň reakce RS a přesněji vypočtené ztráty a účinnost RS.... Geometrické a rychlostní vlastnosti RS V první části detailního výpočtu jsou stanoveny všechny geometrické a rychlostní parametry RS. Postup výpočtu je následující: Prvně je nutné zvolit stupeň reakce akčního lopatkování. V praxi se jen zřídka využívá akční lopatkování s nulovou reakcí. Vzhledem ke standardům společnosti EKOL volím stupeň reakce ρ 0,. Nyní je možné dle vztahů (5) a (6) vypočíst oentropické spády připadající na stator - h S a rotor - h R RS. h h h h S ( ) h [kj/kg] (5) ( ) h ( 0,) 07,76 96,98kJ ρ kg S ρ R ρ h [kj/kg] (6) h 0, 07,76 0,77kJ kg R ρ Když známe oentropické spády v rotoru a statoru RS je možné z i-s diagramu odečíst tlak mezi rotorem a statorem p 3,03 MPa. Tlak zkontrolujeme s ohledem na možné kritické proudění dýzou. Pro podkritické proudění musí platit rovnice: p p krit 3,03,3478 > nedochází ke kritickému proudění a nedochází k odklonu proudu páry od původně uvažované trajektorie, α P α Teoretická rychlost na výstupu z dýzy, rychlost c 0 zanedbávám: c ρ h c [m s - ] (7) ( ) 0 ( ) h ( 0, ) 07,76 440, m + c ρ 4 s Nyní jsou vypočteny rychlosti v rychlostním trojúhelníku i jejich složky v obvodovém i axiálním směru. Pro výpočet zmíněných rychlostí je nutné zvolit následující parametry, jsou to: rychlostní součinitel statoru ϕ, rychlostní součinitel rotoru ψ, výstupní úhel absolutní rychlosti z rozváděcí mříže α. Podle standardů firmy EKOL volím zmíněné parametry následovně:

05 ϕ ψ α [-] [-] [st] 0,945 0,9,5 Tab. 3: zvolené parametry RS Obr. 4: rychlostní trojúhelník RS Potom, skutečná rychlost páry na výstupu z dýzy (vstupu do rotorové mříže): ϕ [m s - ] (8) c c c ϕ c 0,945 440,4 46, 8 m s Relativní rychlost páry na výstupu z dýzy: w α [m s - ] (9) c + u c u cos w m s 440,4 + 5,87 440,4 5,87 cos,5 09, 5 Složky do obvodového směru rychlostí na výstupu z dýzy: c u c cosα [m s - ] (30) c u 440,4 cos,5 407, 85m s w u c u u [m s - ] (3) w u 407,85 5,87 9, 98m s Do axiálního směru: c a w a c sinα [m s - ] (3) c a w a c sinα 440,4 sin,5 8, 93m s Úhel vstupní relativní rychlosti do rotorové mříže: β [st] (33) arccos w w u

05 β 9,98 w 0 arccos u arccos 3, 35 w 09,5 Výstupní úhel relativní rychlosti z rotorové mříže: β 80 [ ( 3 5) ] o β [st] (34) o β 80 β ( 3 5) 80 3,35 4,5 6, 5 [ ] ( ) 0 Teoretická relativní rychlost na výstupu z rotorové lopatky: w h + w ρ [m s - ] (35) w 0, 07,76 + 09,5 33, 47 m s Skutečná relativní rychlost na výstupu z rotorové lopatky: ψ [m s - ] (36) w w w 0,9 33,47 4, 79m s Absolutní rychlost na výstupu z rotorové lopatky: w + u w u cos 80 ( ) c β [m s - ] (37) c ( 6,5 ) 70, m 4,79 + 5,87 4,79 5,87 cos 80 53 s Složky výstupních rychlostí do obvodového směru: w u w cos( 80 β ) [m s - ] (38) w u 4,79 cos( 80 6,5 ) 03, 6m s u [m s - ] (39) cu w u c u 5,87 03,6, 7m s Složky výstupních rychlostí do axiálního směru: ca wa w sin β [m s - ] (40) c w 4,79 sin 6,5 69, m s ( ) a a 4 Úhel výstupní absolutní rychlosti z rotorové mříže: ca α arctg [st] (4) c u 69,4 0 α arctg 79, 7,7 Délka statorové lopatky (dýzy) m& in ν l0 [m] (4) π D ε c sinα l 4,44 0,03 30, 0,55 0,36 440,4 sin mm 0 π (,5) 3

05 Délka lopatky oběžného kola se vypočte pro případ válcového omezení průtočného kanálu z rovnice (43), přičemž l je v rozmezí 0,5 3 mm. Volím l,9 mm. l l l0 + l [mm] (43) l l 30, +,9 3mm Obr. 5: schéma válcově omezeného kanálu RS [] Jako poslední geometrické parametry RS je nutné vypočítat: šířku lopatky B, rozteč lopatek s a počet lopatek z. Pro to je nutné zvolit zvlášť pro rotor a stator: poměrnou rozteč oběžných lopatek s/c, úhel nastavení profilu γ a délku tětivy profilu c. Obr. 6: schéma s označením parametrů profilu [] Rozváděcí lopatky: s/c (0,6 0,95) Volím: s/c 0,64, γ 54 0, c 5 mm Šířka rozváděcích lopatek: B c cosγ [m] (44) B 0,05 cos 54 0,0469m 4, 7 ( ) mm 4

Rozteč rozváděcích lopatek: s s c [m] c (45) s 0,05 0,64 0,06m 6 ( ) mm Počet rozváděcích lopatek: π D z ε [m] (46) s 0,55 z π 0,3 34,75 35 0,06 Rotorové lopatky: s/c (0,5 0,75) Volím: s/c 0,75, γ 8 0, c 30 mm Šířka rozváděcích lopatek: B c cosγ [m] (44) B 0,03 cos 8 0,085m 8, 5 ( ) mm Rozteč rozváděcích lopatek: s s c [m] c (45) s 0,03 0,75 0,05m, 5 ( ) mm Počet rozváděcích lopatek: D z π [m] (46) s 0,55 z π 76,75 77 0,05 05... Termodynamická účinnost a výkon RS Ve druhé části detailního výpočtu budou přesněji (oproti předběžnému výpočtu) stanoveny ztráty, vnitřní termodynamická účinnost a vnitřní výkon RS. Postup výpočtu vnitřní termodynamické účinnosti η tdi je následující: prvně jsou vypočteny dílčí ztráty RS jako: energetická ztráta v rozváděcí mříži z 0, ztráta v oběžných lopatkách z, ztráta výstupní rychlostí - z c. Z těchto ztrát pomocí rovnice (50) vypočteme obvodovou účinnost η u. Dále stanovíme poměrné ztráty třením (ventilací) ξ 5, parciálním ostřikem ξ 6 a ztrátu radiální mezerou ξ 7. Uvažuji že RS bude vybaven integrovanou bandáží se třemi břity. Po odečtení těchto ztrát od obvodové účinnosti získáme vnitřní termodynamickou účinnost RS. Ztráta v rozváděcí mříži: c z 0 ( ϕ ) [kj kg - ] (47) 440,4 z 0 0,945 0, 37kJ kg ( ) 5

Ztráta v rotorové mříži: w z ( ψ ) [kj kg - ] (48) 33,47 z 0,9 4, 8kJ kg Ztráta výstupní rychlostí: c ( ) z c [kj/kg] (49) 70,53 z c,48kj kg 05 Obvodová účinnost RS: c 0 h z0 z z a a + c u u η u [-] (50) E0 c0 c0 h + h + h z z zc 07,76 0,37 4,8,48 η u 0,848 h 07,7 Poměrná ztráta třením: 0 3 84,% D 5 u ξ ktř [-] (5) S h k tř (0,45 0,8) 0-3, volím k tř 0,6 0-3 S průtočný průřez parciálního ostřiku, S π D l ε sinα[m ] (5) S π 0,55 0,03 0,3 sin,5 D 5 u ξ ktř [-] (53) S h 3 S 0,0035m 0,55 5,87 3 ξ 5 0,6 0 0,005 0,0035 07,76 3 ( ) Poměrná ztráta parciálním ostřikem se skládá ξ 6 ze ztrát ventilací neostříknutých lopatek ξ 6 a ze ztrát vznikajících na okrajích pásma ostřiku ξ 6. Pro snížení ztrát neostříknutých lopatek RS budou neostříknuté rotorové lopatky zakrytovány. ( ε 0,5 ( ε )) 0,065 u ξ 6 [-] (54) sinα ε h ξ ( ) 3 3 ( 0,3 0,5 ( 0,3) ) 5,87 9 0,065 6 0,57 0 sin,5 0,3 07,76 6

05 c l u ξ 6 0,5 ηu zsegm [-] (55) S h z segm uvádí počet parciálních ostřiků, v Obr. 7 Obr. 7: volba parametrů Z segm [] 0,03 0,03 5,87 ξ 6 0,5 0,84 0,065 0,0035 07,76 ξ + [-] (56) 6 ξ6 ξ6 9 ξ 6 0,57 0 + 0,065 0,065 Poměrná ztráta radiální mezerou: Počítáno pro RS s integrální bandáží s vnitřní ucpávkou se třemi břity z r 3, radiální mezera δ r 0,9 mm, axiální mezera δ a mm. Jelikož uvažuji, že bude RS vybaven bandáží je nutné pomocí vzorce (57) a z rozměru bandáže stanovit ekvivalentní vůli a stupeň reakce na špici lopatky (58). Po té již ze vztahu (59) je možné stanovit poměrnou ztrátu radiální mezerou. Ekvivalentní vůle: δ ekv (57) 4 zr +, 5 δ δ a r δ ekv 4 0,00 7 +,5 3 0,00009 9,97 0 m Stupeň reakce na špici lopatky RS: D l ρ š ( ρ) [-] (58) D + l 7

05 0,55 0,03 ρ š ( 0,) 0, 495 [-] 0,55 + 0,03 ( D + l ) ρ š π 0 ξ 7 δ ekv ηu [-] (59) ρ S ( 0,55 + 0,03) 7 0,495 π ξ 7 9,97 0 0,84 0,000737 0, 0,0035 Ztráta vlivem škrcením na RZV: Energetická ztráta na RZV je závislá na tlakové ztrátě v RZV. Pro výpočet se volí poměrná tlaková ztráta, tu volím p 0 /p A 0,98. Ze zvolené poměrné tlakové ztráty je možné dopočítat pokles tlaku. p 0 0,98 p0 0,98 p 0,98 4,3 A 4,4 [-] (60) pa Dále pomocí i-s diagramu: - z p 0 a i A > s a 7,034 kj kg - K z p 4 a s 0 > entalpie na výstupu se ztrát v RZV b 686 kj kg- z p 4 a s A > entalpie na výstupu beze ztrát v RZV i 4 Pokles spádu vlivem škrcení na RZV: H i i 686 68 kj kg p 4b 4 4 Poměrná přívodní ztráta: H p H p 4 ξ p 0,0055 (6) H i i 349,4 686 0 A 4b 0 i 4 68 kj kg- Termodynamická účinnost RS: h au z5 z6 z7 ηtdi ηu ξ5 ξ6 ξ7 ξ p E E [-] (6) η tdi 0,84 0,005 0,065 0,000737 0,0055 0,8047 80,47% Nyní, když známe vnitřní termodynamickou účinnost RS, je možné vypočítat vnitřní výkon RS a koncový bod expanze v RS. P RS i P RS m& h η [kw] (3) in RS tdi i 4,44 07,76 0,8047 5, 6kW i i h i h RS RS A A ηtdi [kj kg - ] (4) 349,4 07,76 0,8047 333, 6kJ kg i Z i-s diagramu s 7,055 kj kg - K - -, v 0,03 m 3 kg 8

05.. Výpočet hmotnostního toku do. SČ Jelikož počítaná turbína má SČ s reakčním lopatkováním, bude turbína vybavena vyrovnávacím pístem (dále jen VP) pro snížení axiální síly vznikající od reakcí ve SČ. VP je vybavený bezdotykovou ucpávkou, ale i přesto uniká přes VP část páry. Pro výpočet hmotnostního toku do SČ je nutné určit množství páry unikající přes VP. Obr. 8: schéma parní ucpávky s rozměry [] Radiální vůle VP: d δ B 000 + 0,5 [mm] (63) B je konstanta charakterující materiál ucpávky: feritické oceli B 0,85 austenitické oceli B,35 d patní průměr VP [mm] Uvažuji, že bude použita feritická ocel a průměr vyrovnávacího pístu vzhledem k průměru RS (550 mm) volím 485 mm. δ d 485 B + 0,5 0,85 + 0,5 0,664 0, 66mm 000 000 Nyní pro další výpočet je potřebné určit kritičnost proudění v mezeře bezdotykové ucpávky. Vzhledem k provozu je výhodnější, aby v ucpávce nedocházelo ke kritickému proudění, a proto je nutné, aby byla splněna podmínka dle rovnice (64). Pro splnění rovnice volím parametry VP následovně: tlak před VP p 3, MPa (odpovídá tlaku za rozváděcími dýzami RS), tlak za VP p 3 0,936 (prostor za VP bude napojen do odběru parní turbíny), počet břitů bezdotykové ucpávky z 7, tvar průřezu břitů ucpávky - obdélníkový. p p 3 0,8 > [-] (64) z +,5 0,936 0,8 > 3, 7 +,5 0,95> 0,0958- podmínka splněna Nyní můžeme stanovit dle vzorce (65) množství páry, které ztrácíme ucpávkou VP. Po odečtení této hodnoty od celkového množství páry vstupujícího do turbíny získáme hmotnostní průtok páry první SČ. 9

05 p p3 m& VP µ SVP [kg s - ] (65) p ν z µ průtokový součinitel, určený dle Obr. 9 S VP průtočný průřez bezdotykové ucpávky VP, vypočtený dle vztahu S VP π d δ ν měrná objem páry za rozváděcími dýzami RS & m VP µ π d δ p p3 p ν z Obr. 9: průtokový součinitel ucpávky [] 3, 0,936 0,936 0,0994 7 Hmotnostní tok páry do. SČ: m & m& SČ in m&. VP [kg s - ] (66) m& 4,4444 0,43 4,0 4, 0kg s. SČ 3 m& VP 0,685 π 0,485 0,66 0 0,43kg s 30

05..3 Výpočet stupňové části Další kapitola výpočtu je zaměřena na SČ turbíny. Stejně jako u RS je výpočet rozdělen na dvě části a to na předběžný výpočet SČ a detailní výpočet SČ. Vstupními hodnotami pro výpočet jsou parametry páry za RS, které byly vypočteny v detailním výpočtu RS. Celá SČ je vypočtena pomocí Parsonsova čísla (67), které je funkcí poměru c a /u, Pa f (c a /u). Pa (67) λ ca ca + sin α u tgα u Obr. 0: grafická závislost Parsonsova čísla vykreslená pro různé úhly α [] Jelikož turbína disponuje neregulovaným odběrem páry je nutné výpočet (předběžný i detailní) SČ rozdělit na dvě části a vypočítat je nezávisle na sobě jako dvě samostatné turbíny. Výpočet je pro obě části skoro totožný, liší se parametry. 3

05..3. Předběžný výpočet SČ V předběžném výpočtu SČ je vypočten střední průměr lopatkování první a poslední řady, počet stupňů, stanoveny ztráty v lopatkování, účinnost a výkon SČ. Obr. : zobrazení průběhu expanze páry v SČ v i-s diagramu se ztrátami na RZV, ve VH, výstupní rychlostí a s vlivem re-heat faktoru []. SČ: RS odběr První krok předběžného vpočtu SČ je zvolení středního Parsonsova čísla Pa s, Parsonsovo číslo bývá v rozmezí 0,6 0,85, vyšší hodnoty odpovídají vyšší obvodové účinnosti lopatkování, v Obr., volím Pa s 0,8. Dále volím výstupní úhel z rozváděcích lopatek α 0,5 0 a délku první rozváděcí lopatky l 3,98 mm. Volím podle doporučení společnosti EKOL. Nyní je možné vypočítat Pa číslo pro první stupeň Pa a střední průměr prvního stupně lopatkování. Pa ( 0,9 0, 95) Pas (68) Pa 0,95 Pa 0,95 0,8 0,74 s Z Pa, úhlu α a vztahu (64) je vypočten poměr (c a /u) 0,08 Střední průměr lopatkování prvního stupně: m& ν. SČ D [m] (69) π n l c / u ( a ) 4,0 0,03 D 0,498 40mm π 5 0,038 0,08 3

05 Při výpočtu středního průměru lopatkování poslední řady D n a délky lopatky l n není možné přímo zvolit délku lopatky, je nutné prvně zvolit poměr (l/d) n (/8 /0). Poměr volím (l/d) n 0,378. Vhodný poměr byl zvolen po optimalačním výpočtu v programu Excel. Měrný objem páry odpovídá stavu páry v odběru ν 3 f (i 3 3039,7; p 3 0,936) 0,73 m 3 /kg. Entalpie i 3 byla vypočtena z oentalpického spádu. SČ a odhadnuté termodynamické účinnosti. SČ η tdi 87%. Entalpie i 3 f (p 3 0,936; s 7,055) 996 kj kg -. ( i i ) η tdi ( 333,7 996) 0,87 3039, kj i3 i 3 [kj kg - ] (70) i 333,7 kg 3 7 Dále volím výstupní úhel ze statoru poslední řady α n,8 0, ze vzorce (64), úhlu α n a Pa n vyplývá (c a /u) n 0,477. Izoentropický spád. SČ:. SČ i i [kj kg - ] (7) H 3. H SČ 333,7 996 336,7kJ kg Parsonsovo číslo posledního stupně: Pa 0,9 0, 95 Pa (68) Pa ( ) s n n,95 Pas 0 0,95 0,8 0,74 Střední průměr posledního stupně: m& ν. SČ 3 Dn 3 [m] (7) π c / u l / D n ( ) ( ) a n n 4,0078 0,73 D n 3 0,4497m 450mm π 0,477 0,378 5 Délka lopatky posledního stupně: l n 0,378 ln 0,378 Dn 0,378 450 6mm D n n (73) Střední obvodová rychlost. SČ: D + Dn us π n [m s - ] (74) 40 + 450 u s π 5 70,66m s Počet stupňů. SČ: z Pa H. SČ s [-] (75) us 0,8 336700 z 9,49 0 stupňů lopatkování 70,66 33

05 Další krok představuje stanovení ztrát radiální mezerou a rozvějířením. Ztráta vlhkostí páry odpadá, jelikož expanze probíhá v přehřáté páře. Ze zmíněných ztrát se dopočte vnitřní účinnost lopatkování, vnitřní termodynamická účinnost a výkon. SČ. Ztráta radiální mezerou: Vypočte se poměrná ztráta radiální mezerou prvního a posledního stupně dle vztahu (76), (78) a ztráta pro celé lopatkování dle vztahu (80). V případě SČ neuvažuji, že budou stupně vybaveny bandážemi. Poměrná ztráta prvního stupně: 0,3 + k ξ k 4,5 [-] (76) l 0,3 + 0,68 ξ k 4,5 0,33 3,98 kde k je radiální vůle, dle vztahu (77) a l je délka lopatky: Dv k + x[ mm] (77) 000 485,96 k + 0, 0, 68mm 000 D v vnější průměr lopatkování prvního stupně 485,96 mm x výrobní tolerance, volím dle standardů firmy EKOL 0, mm Poměrná ztráta posledního stupně: 0,3 + kn ξ kn 4,5 [-] (78) l n 0,3 + 0,774 ξ kn 4,5 0,0779 6 kde k n je radiální vůle, dle vztahu (79) a l n je délka lopatky D n k v x mm (79) 000 n + [ ] 574 k n + 0, 0, 774mm 000 D vn vnější průměr lopatkování prvního stupně 574 mm x výrobní tolerance, volím dle standardů firmy EKOL 0, mm Ztráta radiální mezerou pro celou. SČ: ξk + ξkn ξk [-] (80) 0,33 + 0,0779 ξ k 0,055 Ztráta rozvějířením: Obdobně jako u ztráty radiální mezerou je nutné prvně stanovit ztrátu rozvějířením prvního a posledního stupně (dle vtahů (8), (8)) a potom vypočíst ztrátu celé. SČ (83). 34

První stupeň lopatkování: l ξ v [-] (8) D v 3,98 ξ 40 0,006 Poslední stupeň lopatkování: l ξ vn [-] (8) D ξ vn n 6 0,09 450 Ztráta rozvějířením celé. SČ: ξv + ξvn ξv [-] (83) 0,006 + 0,09 ξ v 0,05 05 Poté, co známe jednotlivé ztráty. SČ, je možné vypočíst dle vztahu (84) vnitřní účinnost SČ bez uvažování ztráty výstupní rychlosti. Ze vztahu vyplývá, že musíme určit účinnost lopatkování bez okrajových ztrát (pro nekonečně dlouhou lopatku) - η, tu určíme z diagramu na Obr., dále je nutné stanovit re-heat faktor. SČ. Ten určíme pomocí vztahu (85), ze kterého je ale patrné, že re-heat faktor je funkcí doposud neznámé vnitřní termodynamické účinnosti. Proto je zapotřebí termodynamickou účinnost. SČ odhadnout, dopočítat re-heat faktor, a poté provádět postupné přibližování ke skutečnému výsledku. To znamená opakovat výpočet, dokud se výsledek neustálí na určité hodnotě. Takto vypočtený re-heat faktor a vnitřní termodynamickou účinnost je možné prohlásit za skutečné. Celý výpočet byl proveden v programu Excel. Vnitřní termodynamickou účinnost předběžně volím η tdi 87 %, vnitřní účinnost bez okrajových ztrát plyne ze středního Parsonsova čísla a grafu na Obr., η 94 % 35

05 Obr. : závislost obvodové účinnosti nekonečně dlouhé lopatky na Pa číslu [] Vnitřní účinnost bez ztrát výstupní rychlostí: Jelikož je turbína při výpočtu rozdělena na dvě SČ, které na sebe bezprostředně navazují, neuvažuji v. SČ ztráty výstupní rychlostí, matematicky η i η tdi. η ( + ) ( ξ ) i η f k ξv [-] (84) Re-heat faktor:. sč. sč H z f k ( η TDi ) [-] (85). SČ 49 z kde: k experimentální konstanta, pro expanzi v přehřáté páře k 0, z počet stupňů První přiblížení: 336,7 0 f 0,. SČ 49 0. SČ η 0,94 + 0,07 0,055 0,05 i ( 0,87) 0, 088 ( ) ( ) 0, 8443 Druhé přiblížení: 336,7 0 f 0,. SČ 49 0. SČ η 0,94 + 0,0 0,055 0,05 i ( 0,8443) 0, 05 ( ) ( ) 0, 8473 Třetí přiblížení: 336,7 0 f 0,. SČ 49 0. SČ η 0,94 + 0,0 0,055 0,05 i ( 0,8473) 0, 0 ( ) ( ) 0, 847 36

05 Čtvrté přiblížení: 336,7 0 f 0,. SČ 49 0. SČ η 0,9 + 0,0 0,055 0,05 i ( 0,847) 0, 0 ( ) ( ) 0, 847 Od třetího přiblížení se hodnoty re-heat faktoru a vnitřní účinnosti ustálily. Můžeme hodnoty brát za výsledné. Skutečná entalpický spád. SČ:. SČ. SČ H H η [kj kg - ] (86). H SČ i 336,7 0,847 85,8 kj kg Skutečná entalpie i 3 :. SČ i i H [kj kg - ] (87) 3 i 3 333,7 85,8 3047, 5kJ kg Vnitřní výkon. SČ:. SČ. SČ H m& [kw] (88) P i. SČ. P SČ 85,8 i 4,0 3995, 37kW. SČ: odběr - VH Postup výpočtu. SČ je totožný jako v případě. SČ. Pouze při výpočtu vnitřní termodynamické účinnosti je již zahrnutá ztráta výstupní rychlostí, matematicky η i η tdi a délku první lopatky za odběrem nevolím, ale je vypočtena ze vzorce (7), protože se v podstatě nejedná o první řadu lopatkování. Dále vypočítaný entalpický spád je zmenšený o ztrátu vzniklou ve VH. Volba parametrů první řady lopatkování: střední Parsonsovo číslo Pa s 0,8, výstupní úhel z rozváděcích lopatek α 0,8 0, (l/d) (/8 /0), volím (l/d) 0,, vhodný poměr byl zvolen po optimalačním výpočtu v programu Excel. ( 0,9 0, ) Pas Pa 95 (68) Pa 0,95 Pa 0,95 0,8 0,7585 s Z Pa, úhlu α a vztahu (64) je vyjádřen a vypočten poměr (c a /u) 0,079 Hmotnostní tok páry do. SČ: m& m& m& kg s (88) [ ]. SČ. SČ odběd m& 4,0,, 79. SČ kg s 37

05 Střední průměr lopatkování prvního stupně lopatkování: m& ν. SČ 3 D 3 [m] (7) π c / u l / D n ( ) ( ) a,79 0,73 D 3 0,4858m 485, 5mm π 0,079 0, 5 Délka rotorové lopatky prvního stupně: l 0, l 0, D 0, 485,5 D 53,4mm (73) Volba parametrů poslední řady lopatkování: výstupní úhel z rozváděcích lopatek α n 9 0, (l/d) n (/8 /0), volím (l/d) n 0,59, vhodný poměr byl zvolen po optimalačním výpočtu v programu Excel. Ze vzorce (67), úhlu α n a Pa n vyplývá (c a /u) n 0,3870. Pa Pa n n (,9 0, ) Pas 0 95 (68) s 0,95 Pa 0,95 0,8 0,7585 Měrný objem páry odpovídá stavu páry za poslední řadou rotorových lopatek ν 4 f (i 4 77,58 kj kg -, p 4 0, MPa) 0,876 m 3 /kg. Entalpie i 4 byla vypočtena pro předběžně odhadnutou vnitřní termodynamickou SČ η tdi 87 %. Entalpie i 4 f (p 4 0,, s 3 7,47) 73,5 kj kg -. ( i3 i ) ηtdi ( 3047,5 73,5) 0,87 77, kj i4 i3 4 (89) i 4 3047,5 58 kg Střední průměr lopatkování posledního stupně: m& ν. SČ n Dn 3 [m] (7) π c / u l / D n ( ) ( ) a n,79 0,876 D n 3 0,5447 55mm π 0,387 0,59 5 n Délka rotorové lopatky posledního stupně: l n 0,59 ln 0,59 Dn 0,59 55 8mm D n n (73) Stření obvodová rychlost. SČ: D + Dn us π n [m s - ] (74),4855 + 0,55 u s π 5 96,7 m s 0 38

Izoentropický spád. SČ:. SČ i i [kj kg - ] (90) H 3 4. H SČ 3047,5 73,5 36kJ kg 05 Počet stupňů. SČ:. SČ Pas H z [-] (9). SČ us 0,8 36000 z 6,7 7 stupňů lopatkování. SČ 96,64 Ztráta radiální mezerou: V případě SČ neuvažuji, že budou stupně vybaveny bandážemi. Poměrná ztráta prvního stupně: 0,3 + k ξ k 4,5 [-] (76) l 0,3 + 0,794 ξ k 4,5 0,09 53,5 kde k je radiální vůle, dle vztahu (77) a l je délka lopatky: Dv k + x[ mm] (77) 000 594 k + 0, 0, 794mm 000 D v vnější průměr lopatkování prvního stupně 594 mm x výrobní tolerance, volím dle standardů firmy EKOL 0, mm Poměrná ztráta posledního stupně: 0,3 + kn ξ kn 4,5 [-] (78) l n 0,3 + 0,879 ξ kn 4,5 0,064 8 kde k n je radiální vůle, dle vztahu (79) a l n je délka lopatky D n k v x mm (79) 000 n + [ ] 679 k n + 0, 0, 879mm 000 D vn vnější průměr lopatkování prvního stupně 679 mm x výrobní tolerance, volím dle standardů firmy EKOL 0, mm Ztráta radiální mezerou pro celou. SČ: ξk + ξkn ξk [-] (80) 0,09 + 0,064 ξ k 0,078 39

05 Ztráta rozvějířením prvního stupně lopatkování: l ξ v [-] (8) D v 53,5 ξ 487 0,0 Ztráta rozvějířením posledního stupně lopatkování: l ξ vn [-] (8) D ξ vn n 8 0,05 55 Ztráta rozvějířením celé. SČ: ξv + ξvn ξv [-] (83) 0,0 + 0,05 ξ v 0,085 Termodynamickou účinnost předběžně volím η tdi. SČ 87 %, vnitřní účinnost bez okrajových ztrát plyne ze středního Parsonsova čísla a grafu na Obr., η 95 %. Vnitřní účinnost bez ztrát výstupní rychlostí: ηi η ( + f ) ( ξk ξv ) [-] (84) Re-heat faktor:. sč. sč H z f k ( η TDi ) [-] (85). SČ 49 z kde: k experimentální konstanta, pro expanzi v přehřáté páře k 0, z počet stupňů První přiblížení: 36 7 f 0, ( 0,87) 0, 068. SČ 49 7. SČ η 0,95 + 0,068 0,078 0,085 i ( ) ( ) 0, 874 Entalpie páry na výstupu beze ztrát výstupní rychlostí:. SČ i4 i3 H ηi [kj kg - ] (80) i 3047,5 36 0,874 77, kj kg 4 8 Měrný objem za poslední řadou z i-s: ν 4 f (i 4 77,8 kj kg - -, p 4 0, MPa) 0,876 m 3 kg 40

05 Axiální výstupní rychlost: m& sč can. υ 4 [m s - ] (9) π Dn ln,79 0,876 c an 77,88m s π 0,55 0,08 Absolutní výstupní rychlost: [ cot g ( u / c )] c α [ m s - ] (93) n can n a + c n [ cot g( 9) ( 0,387) ] + 8, m 77,88 8 s Ztráta výstupní rychlostí: cn z c [kj/kg] (94) 000 8,8 z c 3,34kJ kg 000 Ztráta škrcením ve VH: Energetická ztráta ve VH je závislá na tlakové ztrátě. Pro výpočet se volím poměrná tlaková ztráta, p 0 /p A 0,98. Ze zvolené poměrné tlakové ztráty je možné dopočítat pokles tlaku. p4 p4 0, 0,98 p4zvh 0,4MPa [-] (95) p 0,98 0,98 4ZVH Dále pomocí i-s diagramu: - Z p 4 a i 4 > s 4 7,44 kj kg - K - z p 4ZVH a s 4 > i 4ZVH 775, kj kg - K Pokles spádu vlivem škrcení ve VH: H k i4zvh i4 775, 77,8 3, 4kJ kg (96) Poměrná výstupní ztráta: H k H k 3,4 ξ k 0,0046 (97) H i i 349,4 686 A 4b Skutečný entalpický spád. SČ:. SČ. SČ H H SČ η i zc H. k [kj/kg] (98) 36 0,874 3,34 3,4 68, kj kg H 9. SČ Termodynamická vnitřní účinnost. SČ: H. SČ η tdi [-] (99). SČ H 68,9 0,85 85,% 36 η tdi 4

05 Druhé přiblížení: 36 7 f 0, ( 0,85) 0, 093. SČ 49 7. SČ η 0,95 + 0,093 0,078 0,085 i ( ) ( ) 0, 8745 Entalpie páry na výstupu beze ztrát výstupní rychlostí: i 4 3047,5 36 0,8745 77, 7kJ kg Měrný objem za poslední řadou z i-s: ν 4 f (i 4 77,7 kj kg - -, p 4 0, MPa) 0,875 m 3 kg Axiální výstupní rychlost:,79 0,875 c an 77,79m s π 0,55 0,08 Absolutní výstupní rychlost: c n [ cot g( 9) ( 0,387) ] + 8, m 77,79 73 s Ztráta výstupní rychlostí: 8,73 z c 3,34kJ kg 000 Ztráta škrcením ve VH: p4 p4 0, 0,98 p4zvh 0,4MPa [-] p 0,98 0,98 4ZVH Dále pomocí i-s diagramu: - Z p 4 a i 4 > s 4 7,4 kj kg - K - z p 4ZVH a s 4 > i 4ZVH 774,4 kj kg - K Pokles spádu vlivem škrcení ve VH: H k i4zvh i4 774,4 77,7 3, 3kJ kg Poměrná výstupní ztráta: H k H k 3,3 ξ k 0,0044 H i i 349,4 686 A 4b Skutečný entalpický spád. SČ: H 36 0,8745 3,33 3,3 69, 78kJ kg. SČ Termodynamická vnitřní účinnost. SČ: 69,78 0,8537 85,37% 36 η tdi 4

05 Třetí přiblížení: 36 7 f 0, ( 0,8537) 0, 089. SČ 49 7. SČ η 0,95 + 0,089 0,078 0,085 i ( ) ( ) 0, 874 Entalpie páry na výstupu beze ztrát výstupní rychlostí: i 4 3047,5 36 0,874 77, 3 kj kg Měrný objem za poslední řadou z i-s: ν 4 f (i 4 77,3 kj kg - -, p 4 0, MPa) 0,875 m 3 kg Axiální výstupní rychlost:,79 0,875 c an 77,79m s π 0,55 0,08 Absolutní výstupní rychlost: c n [ cot g( 9) ( 0,379) ] + 8, m 77,79 74 s Ztráta výstupní rychlostí: 8,74 z c 3,34kJ kg 000 Ztráta škrcením ve VH: p4 p4 0, 0,98 p4zvh 0,4MPa [-] p 0,98 0,98 4ZVH Dále pomocí i-s diagramu: - Z p 4 a i 4 > s 4 7,43 kj kg - K - z p 4ZVH a s 4 > i 4ZVH 774,8 kj kg - K Pokles spádu vlivem škrcení ve VH: H i i 774,8 77,3 3, k 4ZVH 4 5 kj kg Poměrná výstupní ztráta: H k H k 3,5 ξ k 0,0047 H i i 349,4 686 A 4b Skutečný entalpický spád. SČ: 36 0,874 3,09 3,5 69, kj kg H 6. SČ Termodynamická vnitřní účinnost. SČ: 69,6 0,853 85,3% 36 η tdi 43

05 Čtvrté přiblížení: 36 7 f 0, ( 0,853) 0, 09. SČ 49 7. SČ η 0,95 + 0,09 0,078 0,085 0, i ( ) ( ) 8746 Entalpie páry na výstupu beze ztrát výstupní rychlostí a ve VH: i 4 3047,5 36 0,8746 77, kj kg Měrný objem za poslední řadou z i-s: ν 4 f (i 4 77, kj kg - -, p 4 0, MPa) 0,875 m 3 kg Axiální výstupní rychlost:,79 0,875 c an 77,79m s π 0,55 0,08 Absolutní výstupní rychlost: c n [ cot g( 9) ( 0,379) ] + 8, m 77,79 73 s Ztráta výstupní rychlostí: 8,73 z c 3,34kJ kg 000 Ztráta škrcením ve VH: p4 p4 0, 0,98 p4zvh 0,4MPa [-] p 0,98 0,98 4ZVH Dále pomocí i-s diagramu: - Z p 4 a i 4 > s 4 7,4 kj kg - K - z p 4ZVH a s 4 > i 4ZVH 774,4 kj kg - K Pokles spádu vlivem škrcení ve VH: H i i 774,4 77, 3, k 4ZVH 4 kj kg Poměrná výstupní ztráta: H k H k 3, ξ k 0,0044 H ia i4b 349,4 686 Skutečný entalpický spád. SČ: 36 0,874 3,09 3, 69, kj kg H 9. SČ Termodynamická vnitřní účinnost. SČ: 69,9 η tdi 0,854 85,4% 36 Vnitřní termodynamická účinnost třetího a čtvrtého přiblížení se liší o 0,08%. Je možné hodnoty ze čtvrtého přiblížení prohlásit za výsledné. 44

05 Vnitřní výkon. SČ:. SČ. SČ H m& [kw] (00) P i. SČ. P SČ i 69,9,79 38, kw..3.. Parametry celé SČ Termodynamická vnitřní účinnost celé turbíny: RS. SČ. SČ H + H + H η tdi [%] (0) RS. SČ. SČ H + H + H η tdi 86,74 + 85,5 + 69,9 84,4% 07,7 + 336,7 + 36 Vnitřní výkon celého turbosoustrojí: RS. SČ. SČ P P + P + P [kw] (0) i i i i P i 5,6 + 3995,37 + 38, 849, 63kW Spojkový výkon turbosoustrojí: P η [kw] (03) SP P i M P SP 849,63 0,985 8303, 8kW Svorkový výkon turbosoustrojí: P η [kw] (04) SV P SP G P SP 8303,8 0,97 8054, kw 45

05..3. Detailní výpočet SČ V detailním výpočtu jsou stanoveny parametry pro každý stupeň lopatkování ve vztažné rovině. Jsou to měrný objem, tlak, výška průtočného kanálu, průtočný průřez, obvodová rychlost, absolutní rychlost a rychlost v axiálním směru, výstupní úhel z rozváděcí mříže, Parsonsovo číslo, oentropický entalpický spád stupně. Detailní výpočet SČ je opět proveden zvlášť pro. a. SČ.. SČ: Z předběžného výpočtu SČ známe vstupní a výstupní parametry SČ, počet stupňů, průměr a délku lopatek prvního a posledního stupně. Z parametrů páry na vstupu a výstupu je možné v i-s diagramu předběžně stanovit expanzní čáru, v příloha P. 3. Po rozdělení expanzní čáry na počet částí, které odpovídají počtu stupňů (jednotlivé části jsou stejně veliké, protože neznáme jednotlivé entalpické spády pro jednotlivé stupně), je možné odečíst tlak a měrný objem ve vztažných rovinách jednotlivých stupňů, v příloha P. 3. Vztažná rovina je kolmá k ose rotoru a nachází se v mezeře mezi statorovou a rotorovou lopatkou stupně. Odečtené hodnoty z i-s diagramu, pro. SČ, jsou zapsány do tabulky Tab. 4. vztažná rovina [MPa] [m 3 kg - ] I,700 0,5 II,500 0,30 III,00 0,40 IV,950 0,6 V,750 0,70 VI,550 0,8 VII,350 0,00 VIII,00 0,5 IX,050 0,50 X 0,936 0,73 p i Tab. 4: hodnoty tlaků a měrných objemů ve vztažných rovinách. SČ Odečtené hodnoty se nanesou do p-v diagramu. Na ose x jsou vyneseny jednotlivé dílčí spády stupňů. V Obr. 3. v i 46

05 Obr. 3: p-v diagram. SČ Nyní se nakreslí průtočný kanál. SČ. Vychází se ze středního průměru lopatkování a délky lopatky prvního a posledního stupně. Na axiální délce jednotlivých stupňů nezáleží. Patní průměr lopatkování je konstantní, vzhledem k jednodušší výrobě rotoru. Průtočný kanál se rozdělí na počet částí podle počtu stupňů, to je pro. SČ 0 polí. Obr. 4: průtočný kanál. SČ 47

05 Z takto nakresleného průtočného kanálu je možné odečíst výšky kanálu a střední průměr v jednotlivých vztažných rovinách. V Tab. 5. vztažná rovina [mm] [mm] I 40,0 3,98 II 43, 36,0 III 46,6 39,40 IV 430,0 4,60 V 433,0 45,90 VI 436,6 49,0 VII 440,0 5,30 VIII 443,3 55,50 IX 446,6 58,70 X 450,0 6,00 D i Tab. 5: hodnoty středních průměrů a výšek kanálu ve vztažných rovinách. SČ Nyní se pro každý stupeň odhadne oentropický spád h i a zanese se do i-s diagramu, pro každý h i / se odečte z p-v diagramu měrný objem v i a zvolí se výstupní úhel ze statorových lopatek α i, dále se vypočítá pro každou vztažnou rovinu axiální průtočná plocha S a, obvodová rychlost na středním průměru - u, axiální rychlost - c a, rychlostní poměr c a /u, Parsonsovo číslo Pa, z definice Pa (64) se vypočítá (h i ) vyp. Spády h i a (h i ) vyp se musí lišit maximálně o 5 kj kg -. Jestliže je rozdíl větší je nutné znovu odhadnout h i a výpočet opakovat. Ve výpočtu se postupuje od posledního stupně k prvnímu podle vzorců (05), (06), (07), (08). Hodnoty byly vypočteny v programu Excel, výsledky výpočtu v Tab. 6. S a π D l [m ] (05) z z z u π D n [kw] (06) M υz ca [m s - ] (07) S ( h ) z vyp a u [kj kg - ] (08) Pa l i 48

05 S a u (h ) odh ν c a c a /u α Pa (h ) vyp vz. rovina [m ] [m s - ] [kj kg - ] [m s - ] [m s - ] [-] [st] [-] [kj kg - ] X 0,0876 76,6 40 0,58 4,6 0,34,8 0,84 37,6 IX 0,08 74,9 35 0,33 39,66 0,6 3,0 0,9 33,7 VIII 0,077 73,7 35 0,5 38,99 0,4,5 0,87 34,87 VII 0,07 7,5 35 0,93 37,4 0,6,0 0,85 34,87 VI 0,067 7, 30 0,76 36,63 0,4,0 0,88 33,47 V 0,064 69,9 30 0,6 36,36 0,9,0 0,88 3,97 IV 0,0575 68,6 35 0,47 35,77 0,,5 0,8 34,75 III 0,058 67,4 35 0,3 35,0 0,09,5 0,84 33,34 II 0,048 66, 35 0,0 34,95 0,,0 0,76 36, I 0,0435 64,8 34 0,08 34,79 0,,5 0,83 3,90 Tab. 6: vypočtené hodnoty pro. SČ Nakonec je nutné výpočet zkontrolovat zda se výrazně neliší součet vypočtených oentropických spádů a spád celé turbíny navýšený re-heat faktorem. Rozdíl musí být maximálně %. H h [kj kg - ] (09) ( ) ( ) vyp vyp ( H ) 343,8kJ kg vyp h. h ( + f sč ) H [kj kg - ] (0) ( + 0,0) 336,7 344,kJ kg ( H ) + vyp h h [kj kg - ] () h 343,8 + 344, 0,9kJ kg Rozdíl entalpických spádů je 0,08 % což je dostačující přesnost. 49

05. SČ: Detailní výpočet. SČ je proveden totožným postupem jako pro. SČ. Odečtené hodnoty, pro. SČ, jsou zapsány do tabulky Tab. 7. Expanzní čára. SČ v i-s diagramu je rozdělena na 7 dílů, v příloha P. 3. vztažná rovina [MPa] [m 3 kg - ] I 0,760 0,30 II 0,60 0,380 III 0,50 0,450 IV 0,430 0,530 V 0,30 0,60 VI 0,70 0,750 VII 0,0 0,880 p i Tab. 7: hodnoty tlaků a měrných objemů ve vztažných rovinách. SČ v i Obr. 5: p-v diagram. SČ 50

05 Obr. 6: průtočný kanál. SČ vztažná rovina [mm] [mm] I 485,50 53,40 II 490,54 58,6 III 495,38 6,98 IV 500, 67,70 V 505,07 7,47 VI 509,9 77,3 VII 55,00 8,00 D i Tab. 8: hodnoty středních průměrů a výšek kanálu ve vztažných rovinách. SČ l i S a π D l [m ] (05) z z z u π D n [kw] (06) M υz ca [m s - ] (07) S ( h ) z vyp a u [kj kg - ] (08) Pa 5

05 S a u (h ) odh ν c a c a /u α Pa (h ) vyp vz. rovina [m ] [m s - ] [kj kg - ] [m s - ] [m s - ] [-] [st] [-] [kj kg - ] VII 0,3 0,3 50 0,80 7,3 0,35 9 0,84 48,43 VI 0,4 00,3 45 0,67 64,64 0,33 8,5 0,94 4,30 V 0,5 98,4 45 0,575 58,98 0,97 6,3 0,85 46,0 IV 0,06 96,33 40 0,490 54,3 0,76 6,0 0,95 40,55 III 0,098 94,44 45 0,49 50,46 0,59 4,0 0,8 46,8 II 0,089 9,53 45 0,354 46,65 0,43 3,4 0,86 43,5 I 0,08 90,55 5 0,97 4,93 0,5 0,8 0,65 55,8 Tab. 9: vypočtené hodnoty pro. SČ Kontrola, zda se výrazně neliší součet vypočtených oentropických spádů a spád celé turbíny navýšený re-heat faktorem, rozdíl musí byt maximálně %: ( ) ( h ) vyp vyp ( H ) 3,56kJ kg H [kj kg - ] (09) vyp h. h ( + f sč ) H ( + 0,09) 36 3kJ kg [kj kg - ] (0) ( H ) vyp h h [kj kg - ] () h 3 3,56 0,56kJ kg Rozdíl entalpických spádů je přibližně 0,7 % což je dostačující přesnost. Zde je termodynamický výpočet průtočného kanálu ukončen. Dále by bylo možné vypočítat pro každý řadový stupeň okrajové ztráty, obvodovou účinnost, rychlosti v lopatkování a nakreslit rychlostní trojúhelníky. 5

05. Výsledek termodynamického výpočtu průtočného kanálu Termodynamický výpočet průtočného kanálu se skládá z velkého množství dílčích výpočtů s dílčími výsledky a z volby mnoha parametrů. Pro konstrukční návrh a charakteristiku stroje jsou však důležité jen některé. Nejpodstatnější parametry stroje vyplývající z výpočtu jsou shrnuty v tabulce Tab. 0. NÁZEV HODNOTA ZNAČKA JEDNOTKA tlak páry na RZV 4,3 p A MPa teplota páry na RZV 490 t A st. C entalpie páry na RZV 349,4 i A kj kg - množství páry vstupující do turbíny 5 m& in T h - tlak páry v odběru 0,936 p 3 Mpa teplota páry v odběru 93,6 t 3 st. C entalpie páry v odběru 3047,5 i 3 kj kg - množství páry vystupující odběrem 8,0 m& odb T h - entalpický spád celé turbíny 64,8 H kj kg - svorkový výkon turbosoustrojí 8054,0 P sv kw spojkový výkon turbíny 8303,8 P sp kw vnitřní výkon turbíny 849,63 P i kw termodynamická vnitřní účinnost turbíny 84,4 η tdi % mechanická účinnost turbíny 98,5 η MT % účinnost generátoru 97,0 η G % Regulační stupeň A-kolo - - celkový počet stupňů 7 Z c - počet stupňů. SČ 0 Z. SČ - počet stupňů. SČ 7 Z. SČ - Tab. 0: hlavní vypočtené hodnoty 53

05.3 Výpočet sil a napětí v rotorové lopatce RS V následující kapitole jsou vypočteny síly působící na rotorovou lopatku RS a je proveden zjednodušený výpočet napětí v závěsu rotorové lopatky RS. V současné době se přesné výpočty napětí v lopatce a závěsu lopatky provádí pomocí metody MKP. Jako závěs rotorové lopatky RS jsem zvolil unifikovaný závěs typového označení TK8V00, v Obr. 7. Závěs jsem zvolil vzhledem k průměru RS a otáčkám rotoru turbíny dle standardů společnosti EKOL. Lopatka je vyrobená z materiálu 7 34 s pevností v tahu Rm 750 900 MPa, minimální mez kluzu Re 600 MPa. Obr. 7: závěs typu TK8V00.3. Výpočet sil od proudící páry v RS Na list rotorové lopatky působí od proudící páry dvě síly. Je to síla obvodová a axiální. Axiální síla se skládá ze síly od proudícího media a síly vznikající rozdílem tlaků před a za řadou. U čistě akčních stupňů (ρ 0) je složka axiální síly od rozdílu tlaků rovna nule. Obvodová síla: m& c c [N] () Fu in F u ( u u ) ( 407,85,7) 4,44 F u 5705, 8N Axiální síla: F m& c c + p p [N] (3) F ( a a ) ( ) S ( c a ca ) + ( p p ) DRS l ( 8,93 69,4) + ( 303000 3090000) 0,55 0, 03 A in A m& π in F A 4,44 π F A 6443, 4N 54

Výsledná síla od proudícího media: F F + F [N] (4) V F V u A 5705,8 + F V 8606, 6N 6443,4 05.3. Výpočet sil a napětí v závěsu od odstředivých sil Výsledná odstředivá síla působící na závěs lopatky se skládá z odstředivé síly od závěsu, listu a bandáže. Poloměry na kterých působí jednotlivé síly, byly zjištěny grafickým způsobem. Plocha průřezu závěsu je 89,3 mm, plocha průřezu bandáže 36,5 mm, plocha průřezu listu lopatky 64 mm. Všechny průřezy byly odměřeny v programu AutoCAD LT. Obr. 8: závěs lopatky s naznačenými rovinami napětí Síla od závěsu: mz uz S FZ 0,5 D Z Z t Z ρ π D 0,5 D Z Z n [N] (5) 89,3 000 0,0948 7850 π 0,4776 5 F Z 866N 0,5 477,6 kde t z je přibližná šířka závěsu: Dz tz π [N] (6) Z 477,6 t z π 9, 48mm 77 55

05 Síla od listu: ml ul S L l ρ π DRS n FL S L l ρ π D 0,5 D 0,5 D RS RS F L 64 000 0,03 7850 π 0,55 5 38, N Síla od integrované bandáže: mb ub SB tb ρ π DB n FB SB tb ρ π D 0,5 D 0,5 D B B F B 36,5 000 0,0395 7850 π 0,5873 5 457, 7N kde t b je přibližná šířka bandáže: DB tb π [N] (9) Z 587,3 t B π 3, 95mm 77 Výsledná odstředivá síla od celé lopatky: F F + F + F [N] (0) v Z L B F v 866 + 38, + 457,7 3447N RS n [N] (7) B n [N] (8) Zatížení závěsu od odstředivých sil: Jelikož jsem zvolil jako závěs RS T nožku, je nutné výslednou odstředivou sílu rozdělit na dvě, na sílu působící na horní část závěsu a spodní část závěsu. Výsledná síla je rozdělená v poměru, který je shodný s poměrem plochy horní a spodní části závěsu. Poměr ploch: tz,55 x [-] tz 3,75 () x 0,68 FS 0,68 F [-] () V H H F F + F [N] (3) F H F V S F S Po dosazení rovnice (3) do () FS 0,68 [-] FV FS 0,68 FV 0,68 3447 0,68 FV FS FS FS 3953,68,68 F F F [N] H ( ) N V S F H 3447 3953 059N 56

05 Dále jsou vypočtena napětí ve spodní i horní části závěsu. Ve zjednodušeném výpočtu závěsu uvažuji pouze napětí od odstředivých sil. Závěs je namáhaný tahem, střihem a otlačením. Střihové namáhání horní části: Střihové namáhání spodní části: FH FS τ H [MPa] (4) τ S [MPa] (5) SH SS 059 3953 τ H 6, 8MPa τ S 6, 3MPa 8,38 9,48 5,75 9,48 Tahové namáhání horní části: FH σ H [MPa] (6) S H Tahové namáhání spodní části: FS σ S [MPa] (7) S S 059 3953 σ H 58, 5MPa σ S 59, 7MPa 8 9,48 9,48 Otlačení horní části: Otlačení spodní části: FH FS p H [MPa] (8) p S [MPa] (9) SH SS p 059 3953 H 40, 5MPa p 3,75 9,48 MPa S 40, 5,55 9,48 Z výsledků vyplývá, že největší namáhání vzniká při otlačení. Bezpečnost proti střihu: σ dov k [-] (30) τ H 0,6 Re 0,6 600 k 5,7 τ H 6,8 Bezpečnost proti tahu: σ dov k [-] (3) σ S Re 600 k 0 σ S 59,7 Bezpečnost proti otlačení: σ dov k [-] (3) ph Re 600 k 4,7 40,5 p H Všechny bezpečnosti vyhovují. Bezpečnosti jsou vypočteny se zanedbáním dynamického namáhání lopatky, proto jsou vypočtené hodnoty bezpečností poměrně vysoké. Pro stanovení skutečné bezpečnosti s uvažováním všech zatěžujících faktorů (převážně zatížení parciálním ostřikem) by bylo nutné použít metod MKP. 57

05 3 Popis turbosoustrojí V následující kapitole je popsáno koncepční uspořádání turbosoustrojí a hlavní části parní turbíny z funkčního, konstrukčního a technologického hlediska. 3. Koncepční uspořádání turbosoustrojí Turbosoustrojí tvoří protitlaká turbína s převodovou skříní a elektrickým generátorem. Turbína a převodová skříň je vzhledem k relativně malému výkonu ukotvena na jednom ocelovém rámu. Generátor je ukotvený na samostatném betonovém základu. Turbína je jednotělesová, vysokootáčková s horontální dělící rovinou. Pára vstupuje do turbíny přes rychlo-závěrný ventil. Turbína je regulovaná pomocí čtyř regulačních ventilů řízených servopohony. Rotor je bubnového typu s jedním akčním regulačním stupněm a sedmnácti stupni reakčními. Reakční stupně jsou rozděleny na dvě části z důvodu neregulovaného odběru páry, neregulovaný odběr páry je umístěný za desátým reakčním stupněm lopatkování. Rotor je uložen ve dvou radiálních kluzných ložiskách. Ložiska jsou uložena v ložiskovém tělese, která jsou uložena na ložiskových stojanech. Radiální ložiska jsou segmentová. Pevný bod rotor-stator je umístěný v předním ložiskovém stojanu a je realovaný pomocí axiálního ložiska. Pevný bod (turbínová skříň-rám) je umístěn na zadním ložiskovém stojanu. Turbína je vybavena parními ucpávkami, pára zachycená v parní ucpávce je kondenzována v kondenzátoru ucpávkové páry (KUP) a je vracena zpět do parního cyklu. Turbína s převodovou skříní a převodová skříň s generátorem jsou spojeny pomocí pružných spojek. Obě spojky jsou z důvodu bezpečnosti zakrytovány. Obr. 9: podélný řez turbosoustrojím [] 58

05 3. Popis hlavních části parní turbíny 3.. Turbínová skříň Turbínová skříň je zhotovena odléváním a následným obrobením. Turbínová skříň je horontálně dělená. Dělící rovina je broušená a je stažena stahovacími šrouby. Dosedací plochy na sebe dosedají bez těsnění (kov na kov). V horní polovině skříně je nálitek pro navaření vstupního hrdla. Výstupní hrdlo je součástí turbínové skříně. Ve spodní polovině turbínové skříně jsou nálitky pro pozdější přivaření potrubí neregulovaného odběru. Výstupní potrubí protitlaku je přišroubováno k přírubě výstupního hrdla. Turbínová skříň dále obsahuje nálitky pro termočlánky a dvě navařené trubky pro boroskop, kterým je možno bez otevření turbínové skříně pozorovat stav lopatkování regulačního stupně a poslední řady lopatkování. Obr. 0: řez turbínovou skříní [] 3.. Rotor Rotor turbíny je bubnového typu. Je zhotoven kováním a následným obráběním. Rotor má pod každou částí lopatkování konstantní průměr, což výrazně zjednodušuje výrobu. Drážky pro závěsy lopatek jsou zhotoveny soustružením. Rotor je vybaven třemi vnějšími parními ucpávkami, dvě jsou na vstupu a výstupu rotoru ze skříně, jedna se nachází na obvodu vyrovnávacího pístu. V přední, střední a zadní části jsou v rotoru otvory pro závěrečné vyvážení. V přední části je nakovaný disk pro axiální ložisko, v zadní části je nákovek pro rychloběžnou spojku. 59

05 Obr. : zalopatkovaný rotor turbíny [] 3..3 Lopatkování V lopatkování se přeměňuje energie páry na technickou prácí. Lopatkování lze rozdělit na dvě části. První část je regulační stupeň. Regulační stupeň se skládá z jednoho stupně s akčním lopatkováním. Regulační stupeň má za úkol rychle snížit energii páry před vstupem do reakčního lopatkování. Použití regulačního stupně značně zkracuje délku rotoru a počet řadových stupňů. Druhá část lopatkování je složena z řadových stupňů s reakčním lopatkováním. Stupňová část je rozdělena na dvě menší skupiny z důvodu neregulovaného odběru. Statorové i rotorové lopatky jsou vyrobeny obráběním a závěrečným broušením. Materiál lopatek představuje chromem legovaná ocel. Chromem legovaná ocel výrazně zvyšuje odolnost vůči korozi a prodlužuje životnost lopatek. Obr. : lopatkování RS a SČ [] 3..4 Nosiče statorových lopatek Z důvodu unifikace turbínové skříně a snadnější výroby jsou statorové lopatky uloženy v nosičích lopatek, které jsou připevněny k horní a spodní polovině turbínové skříně. 60

05 Nosič statorových lopatek se skládá ze dvou polovin, které jsou spolu sešroubovány pomocí šesti šroubů na každé straně. Souosost obou polovin zajišťují dva kuželové kolíky. Ustavení celého nosiče vůči turbínové skříni zajišťují dva kameny na obou stranách nosiče a pero ve spodní části. Ve spodní části nosiče jsou zamontovány dva vodící sloupy, které usnadňují montáž a zamezují poškození lopatek. Před uzavřením turbínové skříně je nutné vodící sloupy demontovat. Obr. 3: nosič statorových lopatek [] 3..5 Labyrintové ucpávky Labyrintové ucpávky slouží k zamezení úniku páry z turbínové skříně okolo rotoru. Pára zachycená v labyrintových ucpávkách je odváděna do kondenzátoru ucpávkové páry (KUP) a je vracena zpět do parního cyklu. Parní ucpávka je zhotovena jako bezdotyková, což znamená, že nedochází k dotyku mezi rotorem a turbínovou skříní. Ucpávka se skládá ze dvou polovin. V tělese ucpávky jsou vysoustruženy hradby, do drážek v rotoru jsou zatemovány plíškové břity. Obr. 4: parní labyrintová ucpávka [] 6

05 3..6 Přední ložiskový stojan - PLS Přední ložiskový stojan je na pevno přišroubovaný k turbínovému rámu. PLS je ustaven vůči turbínové skříni pomocí vodícího pera. Na PLS je ustaveno přední ložiskové těleso a turbínová skříň. PLS je vyroben odléváním a následným obrobením. Na PLS je kluzně uloženo přední ložiskové těleso, které je během provozu turbíny axiálně posouváno tepelně dilatující skříní a rotorem. Přední ložiskové těleso obsahuje radiální a axiální ložisko (pevný bod rotor-stator). Ložiskové těleso je dvoudílné a je vyrobeno odléváním a následným obráběním. Obě poloviny ložiskového tělesa jsou sešroubovány a pro zajištění polohy zakolíkovány kuželovými kolíky. V ložiskovém tělese je systém kanálů zajišťující přívod oleje do radiálního i axiálního ložiska. Radiální ložisko je uloženo v nosiči ložiska. Nosič ložiska je dvoudílný. Spodní díl je přivařený k spodní polovině ložiskového tělesa, horní díl je pomocí čtyř šroubů přišroubovaný ke spodní části nosiče ložiska, poloha je zajištěna zakolíkováním pomocí dvou kuželových kolíků. Axiální ložisko je obdobně uloženo jako radiální, je nalisováno v tělese a zajištěno kolíkem proti pootočení. Na straně turbíny je ložiskové těleso vybaveno olejovou ucpávkou. Olejová ucpávka zabraňuje úniku oleje ven z ložiskového tělesa nebo opačně vnikutí vodní páry. Olejová ucpávka je horontálně dělená a je koncipovaná jako břitová se třemi měděnými bezdotykovými břity a jedním dotykovým teflonovým břitem. Olejová ucpávka je uložena v ložiskovém tělese a je zajištěna proti otočení dvěma šrouby. Na straně turbíny je k ložiskovému stojanu připevněn stínící plech pro snížení tepelného ovlivnění ložiska turbínou. Na PLS je umístěno snímání relativního posuvu, vibrací a teploty segmentů radiálního a axiálního ložiska. 6

05 Obr. 5: podélný řez PLS [] 3..7 Zadní ložiskový stojan - ZLS Samotný ZLS se neliší od PLS. Rozdíl je v ložiskovém tělese. Zadní ložiskové těleso neobsahuje axiální ložisko a je pevně přišroubováno k ZLS, čím vzniká pevný bod turbínarám. Uchycení a ustavení radiálního ložiska v ložiskovém tělese je provedeno totožným způsobem jako v PLS. ZLS obsahuje dvě olejové ucpávky stejné koncepce jako v případě PLS. Na straně turbíny je k ložiskovému stojanu připevněn stínící plech pro snížení tepelného ovlivnění ložiska turbínou. ZLS obsahuje snímání relativního posuvu, vibrací a teploty segmentů radiálního ložiska. 63

05 Obr. 6: podélný řez ZLS [] 3..8 Radiální ložisko Radiální čtyřsegmentové ložisko pro průměr čepu 0mm je složeno s nosiče segmentů, příložky s břity a čtyř olejových trysek. Nosič segmentů je dvoudílný s natočenou dělící rovinou. Vyrobený soustružením, obě poloviny nosiče segmentů jsou společně sešroubovány pomocí dvou šroubů M a jsou zajištěny vůči sobě dvěma kuželových kolíků. Příložka s břity je vyrobena soustružením a je přišroubována k nosičům segmentů pomocí osmi šroubů M8. Olejové trysky jsou zalisovány do nosiče segmentů. Segmenty ložiska jsou naklápěcí, jejich poloha je radiálně i axiálně fixovaná pomocí pera. Segmenty jsou vyráběny obráběním a opatřeny tenkou vrstvou kluzné kompozice. Každý segment je pro montáž zajištěn pomocí dvou čepů. Celé radiální ložisko je v nosiči ložiska zajištěno proti otočení kolíkem o průměru mm. Jeden ze čtyř segmentů je vybaven dvojicí termočlánků pro snímání provozní teploty ložiskové kompozice. 64

05 Obr. 7: radiální ložisko [] 3..9 Axiální ložisko Axiální ložisko je koncipováno jako segmentové. Slouží k zachycení zbytkové axiální síly a její dynamické složky vznikající při provozu. Axiální ložisko je navrženo jako obousměrné. Segmenty axiálního ložiska jsou uloženy v nosiči segmentů. Mazání zajišťuje soustava kanálů v nosiči segmentů. Pro usnadnění montáže jsou segmenty fixovány pomocí ustavovacích šroubů. Radiální natočení nosiče segmentů v ložiskovém tělese je zajištěno pomocí válcového kolíku. Segmenty axiální ložiska se opírají o sadu vahadel, které zajišťují správné dosedání segmentů na rotor. Axiální ložisko je vybaveno termočlánky pro snímání teploty ložiskové kompozice. Obr. 8: obousměrné axiální ložisko [] 3..0 Regulační ventily Turbína je regulovaná pomocí čtyř regulačních ventilů. Ventily jsou ovládány pomocí vysokotlakých servopohonů, servopohony regulační ventily otevírají. V případě ztráty tlaku 65

05 regulačního oleje regulační ventily zavřou pružiny. Servopohony jsou řízeny elektrickým impulzem z řídící jednotky. Regulační ventily jsou umístěny horontálně, na horní polovině turbínové skříně. Jednotlivé ventily pracují jako škrtící. Regulace turbíny je skupinová. Od jednotlivých regulačních ventilů je pára rozváděna čtyřmi kanály ke skupinám dýz. Výstupní komory kanálů na sebe po obdobu rotoru navazují. Turbína je zatížena ztrátou parciálním ostřikem. Jednotlivé škrtící ventily se skládají z klece, ve které je uloženo a vedeno vřeteno v kalených vodících pouzdrech. Na vřetenu je kuželka nalisována, nebo je přímo součástí vřetena (dle průmětu kuželky). Polotovary kuželek jsou ohrubovány, dosedací plochy jsou obvařeny tvrdonávarem, obrobeny najemno a konečně broušeny. Stejným postupem se vyrábějí i difuzory. Hotové difuzory jsou zalisovány do vstupního hrdla a jsou zajištěny svarem. Obr. 9: řez regulačními ventily [] 66

05 3.. Rychlo-závěrný ventil Před vstupem do regulačních ventilů se nachází ventil rychlozávěrný (RZV). Jedná se o ochranný ventil, který v případě poruchy zavře přívod páry do turbíny. Rychlozávěrný ventil je otevírán pomocí vysokotlakého servopohonu. V případě nutnosti zavření rychlozávěrného ventilu dojde k vypuštění tlakového oleje a pružina ventil uzavře. Ventil je vybaven parním sítem, které zabraňuje vniku nečistot obsažených v páře do turbíny. Těleso ventilu je vyrobeno odlitím a následným obráběním. Kuželka a difuzor jsou vyrobeny stejným způsobem jako v případě regulačních ventilů. Kuželka RZV je složena ze dvou částí z hlavní kuželky a najížděcí kuželky. Najížděcí kuželka je umístěna v ose hlavní kuželky a slouží pro vyrovnání tlaku před a za hlavní kuželkou, což má za následek zmenšení ovládací síly na otevření RZV. Obr. 30: rychlozávěrný ventil [] 3.. Rám turbíny Turbína společně s převodovou skříní je uložena na ocelovém rámu. Generátor je uložen samostatně na betonovém základu. Uložení turbíny společně s převodovou skříní na jednom rámu značně ulehčuje a urychluje montáž u zákazníka a dopravu turbosoustrojí. Celkové ustavení a seřízení turbíny s převodovkou je možné provést v mateřském závodě. U zákazníka se provede pouze ustavení rámu s turbínou a převodovou skříní na betonový základ a seřízení s elektrickým generátorem. Rám neslouží současně jako nádrž mazacího oleje. Je vyroben obrobením ze svařovaného polotovaru. 67

05 Obr. 3: rám turbíny [] 3..3 Olejové hospodářství Olejové hospodářství je rozděleno na dva nezávislé olejové systémy vysoko- a nízkotlaký olejový systém. Olejové nádrže jsou uloženy na samostatných základech vedle turbínového rámu. Vysokotlaký olejový okruh slouží k pohonu regulačních ventilů a k otevření rychlozávěrného ventilu. Nízkotlaký olejový okruh slouží k mazání ložisek rotoru. Oba okruhy jsou vybaveny hlavními a vedlejšími čerpadly, chladiči a filtry oleje. Všechny komponenty olejových okruhů jsou stoprocentně zálohovány pro případ poruchy, odstávky či servisu komponent. 3..4 Hnaný stroj Jak již bylo nastíněno výše, parní turbína je určena pro pohon elektrického generátoru. Elektrický generátor je třífázový, chlazený vzduchem. Olejový systém generátoru je napojený na olejový systém parní turbíny. 3..5 Převodová skříň Elektrický generátor je poháněn přes jednostupňovou převodovou skříň. Rotor turbíny a rotor elektrického generátoru je spojen s převodovou skříní pomocí pružné spojky. Mezi převodovkou a elektrickým generátorem je pružná spojka s pojistným mechanmem proti přetížení. Převodový poměr 5. 68

05 4 Konstrukční výkresy Pro zpracování konstrukčních výkresů jsem zvolil uzel zadní ložiskový stojan. Zadní ložiskový stojan je přišroubovaný k turbínovému rámu pomocí osmi šroubů M36. ZLS je ustaven na rámu pomocí osmi odtlačovacích šroubů a podkládacích plechů. K zajištění souososti s turbínovou skříní je na zadní části ZLS přišroubovaná vodící drážka s kalenými plechy, do kterých zapadá pero které je součástí turbínové skříně. Na ZLS je přes patky ustavena turbínová skříň a uložené zadní ložiskové těleso. Obě součásti jsou k zadnímu ložiskovému stojanu přišroubovány. Šroubová spojení: turbínový rám ZLS, ZLS turbínová skříň a ZLS ložiskové těleso tvoří společně pevný bod statorové části turbíny. Zadní ložiskové těleso je uloženo na zadním ložiskovém stojanu, se kterým je pevně sešroubováno pomocí šesti šroubů M0. Toto pevné spojení se ZLS tvoří pevný bod turbína rám. Po ustavení zadního ložiskového tělesa vůči turbíně je poloha tělesa zajištěna pomocí dvou kuželových kolíků průměr. Zadní ložiskové těleso je složeno z radiálního ložiska, nosiče ložiska, dvou olejových ucpávek a z měřící techniky. Nosič radiálního ložiska je horontálně dělený, spodní část je přivařena přímo k ložiskovému tělesu, horní polovina je přišroubována ke spodní polovině pomocí čtyř šroubů M6, po ustavení je horní polovina zajištěna dvěma kuželovými kolíky. Do nosiče ložiska je nalisováno radiální ložisko (uložení hybné) pro průměr čepu 0mm. Osazení v radiálním ložisku a v nosiči ložiska tvoří po montáži přívodní kanál mazacího ložiskového oleje. V ložiskovém tělese jsou nalisovány dvě olejové ucpávky, po nalisování jsou proti pootočení zajištěny, každá dvojicí zavrtaných šroubů M6. Každá olejová ucpávka je vybavena třemi bezdotykovými měděními břity a jedním dotykovým teflonovým břitem. V tělese ucpávky jsou vyvrtány dva kanály pro odvod zachyceného oleje zpět do olejového hospodářství. Zadní ložiskové těleso obsahuje měření teploty ložiskové kompozice, měření relativního posuvu a měření vibrací. Termočlánek je zavrtán ve spodním náběžném segmentu radiálního ložiska. Termočlánek je z důvodu spolehlivosti zdvojen. Měřič relativního posuvu je uchycen na třemenu nosiče radiálního ložiska. Měříc vibrací je umístěn na horní polovině ložiskového tělesa. 69

05 Obr. 3: ZLS Obr. 33: podélný řez ZLS 70