Tento web obsahuje aplikace Google Adsense a Google analytics, které využívají data ze souborů cookie, více informací. Používání této stránky vyjadřujete souhlas s využitím těchto dat. Využívání dat ze souborů cokie lze zakázat v nastavení Vašeho prohlížeče.

27. Plynová turbína v technologickém celku

Autor: Jiří Škorpík twitter, skorpik@fme.vutbr.cz : aktualizováno 2017-03-07

Vedle plynových turbín se spalovací komorou tedy spalovacích turbín existují i plynové turbíny s uzavřeným oběhem, které místo spalovacíh komor obsahují ohříváky pracovního plynu. Plynové turbíny s uzavřeným oběhem se ukazují jako perspektivní pro jaderné elektrárnyjadernými reaktory na přírodní či velmi málo obohacený uran. U plynových turbín s uzavřeným oběhem je teplo dodáváno pracovnímu plynu přes tepelný výměník při vysokém tlaku. S výměníky tepla, které musí být dimenzovány na vysoké tlaky, jsou spojeny problémy a vysoké investiční náklady. Pro návrh lopatkových částí obou základních typů plynových turbín platí zobecněná pravidla pro návrh stupňových částí tepelných turbín a turbokompresorů uvedená v článku 24. Konstrukce tepelných turbín a turbokompresorů.

Spalovací turbína jako technologický celek

Spalovací turbína je samostatný kompaktní technologický celek, ve kterém se realizuje kompletně celý tepelný oběh na rozdíl od parních turbín. Spalovací turbína vyžaduje jen napojení na rozvod paliva, napojení na hnaný stroj, elektřinu (pokud se nejadná o ostrovní provoz), sání vzduchu (s filtry) a odvod spalin, je také nutné počítat s investicí do stavby strojovny (především u velkých výkonů). Kompresorová část spalovací turbíny může být vybavena odběry nejčastěji pro zabudování mezichlazení (součásti technologie jsou tedy i chladiče) nebo pro technologické účely. Technologický celek téměř vždy obsahuje na výfuku spalovací turbíny tepelný výměník buď pro ohřev vody nebo výrobu páry pro paroplynový oběh nebo pro regeneraci tepla.

reklama

Tepelná účinnost soustrojí se spalovací turbínou

Tepelná účinnost soustrojí je vztažena k množství využitelné energie přiváděné v palivu do spalovacích komor turbíny (nejčastěji se jedná o spalné teplo nebo výhřevnost paliva) k užitečnému výstupnímu výkonu soustrojí. V případě, že soustrojí plynové turbíny pohání elektrický generátor potom je užitečným výstupním výkonem elektrický výkon na prahu bloku):

Zapojení spalovací turbíny v bloku elektrárny a čistá účinnost bloku.
1.140 Zapojení spalovací turbíny v bloku elektrárny a čistá účinnost bloku.
K kompresorová část; SP spalovací komora/y; T turbínová část. 0 stav vzduchu před sacími filtry a tlumičem hluku (lze v tomto případě použít pravidla napojení popsaná v článku 26. Turbokompresor v technologickém celku); 1 stav vzduchu na vstupu do kompresorové části; 2 stlačený vzduch pro spalování; 3 stav spalin na výstupu ze spalovacích komor a vstupu do turbínové části; 4 stav spalin na výstupu z turbínové části; 5 výstup spalin do komína; 6 odběr teplého vzduchu pro ohřátí vzduchu na sání pro zamezení vzniku námrazy1; 7 přívod paliva; 8 regulační ventil paliva (před ním je i uzavírací ventil a havarijní ventil); 9 kotel na odpadní teplo; 10 by-passový uzávěr kotle; 11 mazací systém ložisek; 12 odvodnění kompresorové části; 13 chladič chladícího vzduchu. Ppal [W] výkon dodávaný v palivu; Psv [W] výkon na svorkách soustrojí; Pvs [W] výkon pro vlastní spotřebu bloku; Ppr [W] výkon na prahu bloku; P [W] výkon spalovací turbíny na spojce; PT [W] výkon turbínové části; PK [W] příkon kompresorové části. ηsv [-] elektrická účinnost bloku na svorkách generátoru; η [-] účinnost soustrojí; mv [kg·s-1] hmotnostní průtok nasávaného vzduchu; m·pal [kg·s-1] hmotnostní průtok paliva; mu [kg·s-1] odváděné množství vzduchu v odběru pro zahlcení ucpávek (zde lze aplikovat principy zapojení labyrintových ucpávek parních turbín); mch [kg·s-1] odváděné množství vzduchu v odběru pro chlazení2; f [-] palivový poměr. Základní definice čisté účinnosti bloku na prahu elektrárny ηpr se vypočítá stejně jako čistá účinnost bloku s parní turbínou mění se pouze některé rovnice, které jsou uvedeny zde. Svorkový výkon je vztažen na hmotnostní průtok vzduchu.
1Odběr vzduchu pro ohřev vzduchu na sání
Systémy pro zamezení vzniku námrazy na sání se používají po zvážení klimatických podmínek místa instalace turbíny, při kterým by hrozilo zanesení sacího filtru námrazou. Systém ohřevu vzduchu odběrem teplého vzduchu v kompresoru je jednoduchý, a pokud není příliš často v provozu tak i výhodnější než další používané možností jak zamezit námraze na sání viz. [2]. Nevýhodou tohoto konkrétního řešení je nutnost odběru vzduchu při vysokém tlaku, aby byl velmi teplý a odmrazení účinné.
2Odběr vzduchu pro chlazení teplotně namáhaných částí
Bývá chlazen v extérních výměnících tepla (chlazení mimo jiné snižuje spotřebu vzduchu) a navíc proudí přej jemný filtr, aby nedošlo k ucpání chladícíh trysek v lopatkách. Mimo lopatek se používá tento vzduch k chlazení a i zahlcení ucpávek v místě mezi rotorem a spalovacími komorami.

Důležitou součásti diagnostiky spalovací turbíny je měření teploty spalin. Při překročení povolené teploty dané výrobcem musí být turbína okamžitě odstavena a překontrolována výrobcem. Při překročení dovolené teploty mohlo dojít k poškození především lopatkové části turbíny nebo minimálně ke snížení mechanických vlastností materiálu lopatek. Překročení teploty spalin především hrozí u spalovacích turbín na kapalná paliva, protože se do spalovacích komor může dostat větší množství paliva. Z těchto důvodů regulace toku paliva do spalovacích komor obsahuje i omezovač, který na základě teploty na výstupu ze spalovací komory omezuje dávkování paliva, jestliže je případáváno příliš rychle.

Ve spalovacích komorách probíhá intenzivní směšování paliva se vzduchem a hoření. Na výstupu ze spalovací komory se hmotnostní průtok oproti hmotnostnímu průtoku na výstupu z turbokompresoru zvýší o hmotnostní průtok paliva. Při výpočtu výsledného stavu spalin na výstupu z komory je nutné počítat s účinností hoření (spalovací komory), ve které jsou hlavní ztrátou obvykle nedokonalost spalování a v menší míře sálání tepla do okolí. Výpočet spalovací komory je proveden například v [4], [5, s. 63], [1, s. 354].

V první kroku výpočtu oběhu spalovací turbíny se obvykle počítá s ideálním spalováním, a dále se provede 18. Odhad účinnosti z podobnostních součinitelů se stejně výkonými a konstrukčně blízkými lopatkovými stroji pro kompresorovou i turbínovou část. V dalším kroku se vypočítá příkon kompresorové části z vnitřní účinnosti kompresoru a jeho mechanických ztrát (bez uvažování jakýkoliv odběrů) a výkon turbínové části z vnitřní účinnosti turbíny a její mechanických ztrát (také bez uvažování přimíchávání chladícího vzduchu a chlazení). Při stanovení kompresní a expanzní práce se už vychází z přibližného složení pracovního plynu s proměnnou měrnou tepelnou kapacitou viz kapitola 43. Konstrukce T-s a i-s diagramů reálných plynů. Odtud se stanoví předběžné rozměry stroje a až potom lze odhadnout i odběry, tlakové ztráty, ztráty lopatkové části, vliv chlazení atd. Na základě těchto nových údajů se provede zpřesňující výpočet rozměrů stroje.

Vliv tlakových ztrát

Tlakové ztráty významně ovlivňují účinnost soustrojí, protože rychlosti proudění jsou obvykle vysoké a v oblasti spalovacích komor je i velké víření. Tlakové ztráty (ty, které nejsou započítány již při výpočtu stupňové části soustrojí) vznikají na sání turbokompresoru (ztráty v tlumičích hluku, filtrech a ztráty ve vstupním hrdle), ve spalovacích komorách, ve výstupním hrdle, v komíně a i v odběrech. Tyto ztráty mají přímý dopad na měrnou vnitřní práci pracovního plynu jak je patrné z T-s diagramu:

Vliv tlakových ztrát na oběh spalovací turbíny. 2.728 Vliv tlakových ztrát na oběh spalovací turbíny.
T [K] teplota pracovního plynu; s [J·kg-1·K-1] měrná entropie pracovního plynu; p [Pa] tlak pracovního plynu; pok [Pa] tlak okolí; Δp tlaková ztráta ve spalovací komoře. Ve skutečnosti se celý pracovní oběh nekreslí do jednoho T-s diagramu, protože se v průběhu transformace energie může měnit složení pracovního plynu. Proto se pro každou část oběhu, konstruuje T-s diagram zvlášť. Číslování stavů pracovního plynu oběhu odpovídá značení použitého na Obrázku 1.

Tlakové ztráty je možné vypočítat až na základě geometrie a velikosti konstrukce, proto se nejdříve odhadují. Odhady tlakových ztrát pro jednotlivé úseky jsou uvedeny například v [1, s. 90].

Vypočítejte elektrickou účinnost na prahu bloku se spalovací turbínou. Vycházejte z těchto údajů: palivový poměr 2%, ztráty v ucpávkách 0,6% (vztaženo na množství vzduchu na sání), odběr vzduchu pro chlazení za posledním stupněm turbokompresoru 3% (vztaženo na množství vzduchu na sání), vlastní spotřeba 1,8%, úč. el. generátoru 98%, mech. účinnost spal. turbíny 98,2%, účinnost spalovací komory (včetně ztrát sáláním) 96%, průtok vzduchu na sání 100 kg·s-1, teplota na výstupu ze spalovací komory 1200 °C, celkový kompresní poměr 23 (vztažen na tlak atmosférický), teplota na sání vzduchu 14,35 °C, tlakové ztráty určete z obvyklých hodnot uvedených např. [1, s. 90]. Zanedbejte změny ve složení vzduchu ve spalovací komoře a jako pracovní plyn uvažujte suchý vzduch.
Úloha 1.729

Start spalovací turbíny

Spalovací turbíny mají relativně rychlý start. Rychlost a postup startu závisí i na druhu použitého paliva a mazacím systému spalovací turbíny. Jestliže je palivem stlačený plyn, tak se turbína při startu roztáčí pomocí tohoto stlačeného plynného paliva. Ke startu se používá i stlačený vzduch z externího zdroje stlačeného vzduchu, který je přiváděn do spalovací komory, což je typ startu v případě kapalných paliv. U leteckých turbín se potřebný tlak ve spalovací komoře při startu dosahuje komprimací vzduchu v malé pomocné turbíně (PEJ-pomocná energetická jednotka, tato pomocná turbína se startuje elektrickým startérem), případně je PEJ vybavena el. generátorem pro start hlavní turbíny pomocí elektrického protáčecího zařízení. Ve výbušném prostředí se používají i hydraulické startéry [2, s. 222]. K zapálení paliva ve spalovacích komorách dochází ještě před dosažením jmenovitých otáček.

U leteckých turbín předchází startu automatická diagnostika.

Carnotizace Braytonova oběhu

Za účelem zvýšení účinnosti transformace energie ve spalovací turbíně se provádí Carnotizace oběhu, který se v ní realizuje. Pro stanovení obecných zásad carnotizace oběhu spalovací turbíny lze vycházet z jeho ideální podoby, kterou je Braytonův oběh:

Střední teploty přívodu a odvodu tepla Braytonova oběhu. 3.134 Střední teploty přívodu a odvodu tepla Braytonova oběhu.
a [J·kg-1] měrná práce Braytonova oběhu; TT [K] střední teplota přívodu tepla do oběhu; TS [K] střední teplota odvodu tepla z oběhu. Teplo se přivádí do oběhu na úseku 2-3, proto střední teplota přívodu tepla do oběhu bude ležet mezi teplotami T2 a T3. Teplo z oběhu je odváděno na úseku 4-1, proto střední teplota odvodu tepla z oběhu bude ležet mezi teplotami T4 a T1.

Tepelná účinnost je zvyšována podaří-li se zvýšit střední teplotu přívodu tepla do oběhu nebo naopak snížit střední teplotu odvodu tepla z oběhu. Existuje několik obecných metod jak toho dosáhnout, přičemž velmi často se kombinují.

Vliv tlaku za turbokompresorem na tepelnou účinnost

Z tvaru Braytonova oběhu se nabízí řešení zvýšení tepelné účinnosti oběhu a to zvýšením tlaku na výstupu z kompresorové části plynové turbíny:

Braytonův oběh–vliv zvyšování tlaku p2 na tepelnou účinnost oběhu. 4.938 Braytonův oběh–vliv zvyšování tlaku p3 na tepelnou účinnost oběhu.
Tvar oběhu po zvýšení tlaku na výstupu z kompresoru a nové střední teploty odvodu a přívodu tepla do oběhu jsou vyznačeni čerchovanou čarou.

Tato metoda zvýšení účinnosti se používá u aeroderivátů větších výkonů a to předřazením dalšího tělesa kompresoru (příklad realizace viz níže). Jak je patrné z diagramu má zvýšení tlaku za kompresi hned dvojí účinek, zvýší se střední teplota přívodu tepla do oběhu TT a zároveň sníží střední teplota odvodu tepla z oběhu TS.

Se zvyšujícím se tlakem roste vliv ztrát respektive vliv rozdílu mezi účinnosti expanze a komprese, takže od určitého kompresníh poměru je přínos na tepelné účinnosti plynové turbíny záporný:

Závislost tepelné účinnosti Braytonova oběhu na kompresním poměru. 5.762 Závislost tepelné účinnosti Braytonova oběhu na kompresním poměru.
a tepelná účinnost bezeztrát; a tepelná účinnost se započítáním ztrát při kompresi a expanzi. ηt [-] tepelná účinnost oběhu. ε [-] kompresní poměr spalovací turbíny; τ [-] teplotní poměr. Obrázek

Nevýhodou je, že se při větším zvýšení tlaku p2 může výrazně snížit měrná práce oběhu a tedy i výkon soustrojí. Proto se, nejen z těchto důvodů, kombinuje toto opatření například úpravou s mezichlazením komprese – pokud je kompresorová část složena z více těles – zvýší množství komprimovaného vzduchu a tedy i výkon soustrojí:

Komprese s mezichlazením

Provedením mezichlazení v průběhu komprese (popsáno v kapitole 26. Turbokompresory s mezichlazením neboli s vnějším chlazením) se sníží kompresorová práce, přičemž práce turbínové části zůstává zachována:

Snížení teploty T<sub>S</sub> rozdělením komprese s mezichlazením.
6.138 Snížení teploty TS rozdělením komprese s mezichlazením.
a chladič vzduchu. Kompresorová část je tvořena dvěma tělesy K1 a K2.

Tímto opatření se zmenší vnitřní práce kompresorové části, ale teplotní poměr TS/TT se tímto příliš nesníží a tedy ani účinnost (důvodem je opět nutnost zvýšení přivedeného tepla ve spalovací komoře – úsek 22-3). Přínos mezichlazení na výkon soustrojí je tím větší čím větší je kompresní poměr, proto se používá jen u plynových turbín s velkým kompresním poměrem:

Aeroderivát s mezichlazením komprese.
7.939 Aeroderivát s mezichlazením komprese.
Aeroderivát je složen z původního upraveného proudového motoru doplněného dalším turbínovým tělesem a kompresorovým tělesem. Mezi tělesy kompresorů je vloženo mezichlazení (na obrázku není zobrazeno). Výrobce tohoto aeroderivátu je společnost General Electric Company, označení aeroderivátu LMS100, kompresní poměr 42:1, výkon na spojce 99103 MW, účinnost na spojce 44%, otáčky 30003600 (5060 Hz), teplota spalin do výfuku 404 °C760 °C, přibližný hmotnostní průtok spalin 215220 kg·s-1. Data a obrázek převzaty z [6].

Vliv teploty před turbínou na tepelnou účinnost

Základním předpokladem vysoké tepelné účinnosti Braytonova oběhu je vysoká teplota pracovního plynu T3 před turbínovou částí. Zvyšováním teploty T3 se sice zvýší i teploty T4, ale lze jednoduše dokázat, že při zachování vnitřní účinnosti turbínové části se bude zvyšovat i tepelná účinnost oběhu:

Vliv zvyšování maximální teploty na tepelnou účinnost Braytonova oběhu. 8.135 Vliv zvyšování maximální teploty na tepelnou účinnost Braytonova oběhu.

V případě ideálního Braytonova oběhu (komprese i expanze probíhá izoentropicky) by se se zvyšováním teploty T3 zvyšovala tepelná účinnost oběhu bez ohledu na tlak. V případě, že komprese a expanze nebude izoentropická (termodynamické účinnosti nižší než 1) projeví se i vliv kompresním poměru, protože kompresní práce od jistého bodu poroste rychleji než práce expanze:

Závislost tepelné účinnosti Braytonova oběhu na změně teploty T<sub>3</sub> a kompresním poměru. 9.850 Závislost tepelné účinnosti Braytonova oběhu na změně teploty T3 a kompresním poměru.
Graf pro ηiz<1 (vnitřní účinnost turbínové části při adiabatické expanzi) a ηiz<1 (vnitřní účinnost kompresorové části při adiabatické kompresi). Více o problému [1, s. 65].

proudových motorů je zvyšování teploty T3 v podstatě jedinou možností jak zvýšit účinnost oběhu a tedy snížit spotřebu paliva (ostatní metody vedou na významné zvýšení hmotnosti motoru). Zvyšování teploty spalin ve spalovací komoře je podmíněno zvyšováním teplotní odolností spalovacích komor a prvních stupňů turbínové části. Vysokoteplotní odolnosti se dosahuje použitím jakostních materiálů lopatek a aktivním chlazením lopatek. I přes tyto opatření se maximální dosahována teplota T3 u spalovacích turbín ustálila na hodnotě 1300 °C. Důvodem jsem problémy při ve vzniku škodlivých emisí při těchto teplotách.

Proveďte konstrukci diagramu ηt pro Braytonův oběh zadaný v Úloze 2 [6.] pro teplotní poměry 2, 3 a 5,3664.
Úloha 2.851

Zvýšení tepelné účinnosti pomocí regenerace tepla

Regenerace tepla spočívá v ohřevu stlačeného vzduchu za kompresorem horkými spalinami na výstupu z turbíny. Tímto způsobem se zmenší potřebné množství tepla přiváděného ve spalovací komoře (střední teplota přívodu tepla do oběhu roste) a zároveň se sníží teplota spalin na výstupu z plynové turbíny (střední teplota odvodu tepla z oběhu klesá):

Braytonův oběh – zvýšení teploty T<sup> – </sup><sub>T</sub> a snížení teploty T<sup> – </sup><sub>S</sub> regenerací tepla.
10.136 Braytonův oběh – zvýšení teploty TT a snížení teploty TS regenerací tepla.
a tepelný výměník pro regeneraci tepla (regenerátor). qR [J·kg-1] množství regenerovaného tepla na 1 kg pracovního plynu; ηreg [-] stupeň regenerace (poměr skutečně regenerovaného tepla k teplu teoreticky regenerovatelnému). Dokonalá regenerace (ηreg=1) by znamenala, že teplota 4' bude rovna teplotě 2. Ve skutečnosti musí být teplota 4' o něco vyšší, aby byl zajištěn k přestupu tepla.

Ze znázornění v T-s diagramu je patrné, že při zvyšování tlaku na výstupu z kompresorové části p2 bude přínos regenerace klesat a naopak (při konstantní teplotě T3). Lze tedy velice snadno vypočítat při jakém kompresním poměru se regenerace tepla v Braytonově oběhu už nevyplatí respektive se jedná o kompresní poměr, při kterém nastane rovnost T2=T4:

Trend tepelné účinnost Braytonova oběhu pro různé stupně regenerace a teplotní poměry a hranice přínosu regenerace dané tlakovým poměrem. 11.941 Trend tepelné účinnost Braytonova oběhu pro různé stupně regenerace a teplotní poměry a hranice přínosu regenerace dané tlakovým poměrem.
reg oblast tlakových poměrů, pro které má regenerace tepla smysl. Graf ukazuje případ pro konstantní teplotní poměr τ, v případě zvýšení teplotního poměru se zvětší i kompresní poměr, do kterého se vyplatí regenerovat teplo.

V praktických aplikací se regenerace tepla vyplácí u malých plynových turbín s jednostupňovým kompresorem nebo u velkých plynových turbín vybavených mezichlazením komprimovaného vzduchu, protože se sníží teplota na výstupu z kompresoru T2. Více o optimalizace Braytonova oběhu s regenerací tepla v [5, s. 109], [1, s. 68].

Stanovte tepelnou účinnost oběhu plynové turbíny (uzavřený oběh) bez regenerace a s regenerací, vnitřní práci kompresorové části a turbínové části, hmotnostní průtok a poměr příkonu kompresorové části k vnitřní práci turbínové části. Jestliže je teplota v sání turbokompresoru t1, tlak v sání kompresoru 100 kPa, teplota před turbínou t3, vnitřní účinnost kompresorové části 87%, vnitřní účinnost turbínové části 88%, kompresní poměr 10 a výstupní výkon 70 MW. Pracovní látkou je plyn (cp=1 kJ·kg-1·K-1, κ=1,4). Zanedbejte změny hmotnostního toku v plynovém oběhu a veškeré další ztráty.
Úloha 3.141

K realizaci regenerace tepla je nutné další zařízení a to tepelný výměník. Používají se rekuperační výměníky tepla (spaliny a vzduch jsou od sebe odděleny teplosměnnou plochou) a výjimečně i regenerační výměníky tepla (spaliny a vzduch střídavě smáčí stejnou teplosměnnou plochu). V případě rekuperačních výměníku tepla se používají deskové konstrukce [1, s. 400], protože umožňují vysokou kompaktnost případně i speciální trubkové konstrukce [8, s. 250]. Konstrukční problémy přináší rozdíl tlaků mezi vzduchem a spalinami, což zvyšuje nároky na těsnost a pevnost výměníku:

Koncept malé spalovací turbíny s regenerací tepla. Koncept malé spalovací turbíny s regenerací tepla.
12.940 Koncept malé spalovací turbíny s regenerací tepla.
vlevo zjednodušený řez malé spalovací turbíny s regenerátorem; vpravo deskový rekuperační výměník ke spalovací turbíně Capstone (protože jednotlivé desky jsou skládány po obvodu kruhu musí mít evolventní zakřivení, jinak by mezera mezi nimi na vnějším obvodu byla větší než vnitřním). Obrázek z [7]. 1 vstup vzduchu; 2 deskový protiproudý rekuperační výměník ve funkci regenerátoru tepla ze spalin; 3 přívod paliva; 4 plamence spalovací komory; 5 odvod spalin; 6 připojení el. generátoru.

U malých spalovacích turbín s malým tlakovým poměrem může být teplota spalin na výstupu z turbínové části vysoká, aby byla zaručena teplotní odolnost regenerátoru používají se otáčivé regenerační výměníky s keramickou matricí [1, s. 400], [8, s. 253], [5, s. 111]. Rotační regenerační výměník tepla byl použit i na spalovací turbíně pro osobní automobil Chrysler.

Dělení expanze a dvojí ohřátí pracovního plynu

Při rozdělení turbíny na více těles je možné v určité části expanze plyn opět ohřát na vyšší teplotu. Takto další část expanze bude probíhat při vyšší teplotě což zvýší účinnost Braytonova oběhu. U plynových turbín se spalovacími komorami se druhé ohřátí provádí ve vložených spalovacích komorách před druhým tělesem turbínové části, ve kterých se ke spalování využívá kyslík obsažený ve spalinách z předchozího spalování. To znamená, že první spalování probíhá se značným přebytkem kyslíku:

Zvýšení tepelné účinnosti spalovací turbíny rozdělením expanze a dvojím ohřátím pracovního plynu.
13.137 Zvýšení tepelné účinnosti spalovací turbíny rozdělením expanze a dvojím ohřátím pracovního plynu.
SK spalovací komora (spalování); T turbínová část spalovací turbíny.

Teplota T3, 2 bývá obvykle stejná nebo nižší než T3, protože obě tělesa turbíny se spalovacími komorami jsou si materiálově i konstrukčně podobné. Druhé těleso turbíny nemusí být na společné hřídeli s hlavním tělesem a může mít i jiné otáčky nebo fungovat jako turboexpandér se spalovacími komorami.

Nevýhodou tohoto způsobu zvyšování tepelné účinnosti spalovací turbíny je, že na konci turbínové části je vysoká teplota spalin. I přesto se účinnost zvýší, ale daleko vyšší úspora nastane pokud se tento způsob zvyšování účinnosti kombinuje s regenerací tepla ve spalinách nebo se toto teplo využije jinak, například v paroplynovém oběhu či pro ohřev teplé vody nebo regeneraci.

Výše uvedené metody zvyšování účinnosti spalovacích turbín se mohou kombinovat, v [1, s. 425] je popsáno schéma dvoutělesové spalovací turbíny s mezichlazením a dvojím spalováním.

Regulace a charakteristiky spalovacích turbín

U spalovacích turbín se regulace výkonu provádí především změnou vstřikování množství paliva tím se mění teplota T3. Například snížením množství paliva poklesne teplota T3, tím se sníží objemový průtok turbínové části (průtočné průřezy turbíny jsou konstantní), což znamená, že poklesne i tlak za kompresorovou částí p2. Při snižovaní výkonu z jmenovitého se tedy pohybuje pracovní bod kompresoru dále od pumpovní čáry.

Regulovat lze i ovlivňováním komprese je-li k tomu kompresorová část vybavena. Navíc, například u proudových motorů, se při regulaci mění i otáčky a velký vliv má i změna okolního tlaku a teploty nasávaného vzduchu, což lze částečně kompenzovat změnou geometrie výstupní trysky. Charakteristika spalovací turbíny by měla zahrnovat všechny tyto možnosti:

Charakteristika spalovací turbíny.
14.806 Charakteristika spalovací turbíny.
vpravo kompletní charakteristika; vlevo závislost výkonu na teplotě vzduchu v sání kompresoru (a konstantní otáčky; b případ regulace změnou otáček). Ppal [W] příkon v palivu; ts [°C] teplota vzduchu na sání kompresoru. Index j označuje jmenovité parametry. Vytvořeno z charakteristiky plynové turbíny ST6 společnosti Pratt & Whitney uvedené v [9, s. 50].

Konstrukce charakteristiky spalovací turbíny je velmi náročná, protože se jedná o soustrojí turbokompresoru a turbíny. To znamená, že je nutné sestrojit charakteristiku kompresorové části i turbínové a ty propojit, přitom lze plně využít poznatky z konstrukce charakteristiky parní turbíny a absolutní charakteritiky turbokompresoru. V případě velkého vlivu změny otáček (především u plynových turbín) lze použít i metodiku uvedenou v [1, s. 295].

V případě, že spalovací turbína tvoří soustrojí s elektrickým generátorem přifázovaný k síti zůstávají otáčky při jakékoliv regulaci konstantní. Za takových okolností je pokles výkonu přibližně přímo úměrný poklesu množství paliva:

Spotřební charakteristika jednohřídelové plynové turbíny s elektrickým generátorem přifázovaným k síti. 15.847 Spotřební charakteristika jednohřídelové plynové turbíny s elektrickým generátorem přifázovaným k síti.

Jak je z charakteristiky jednohřídelové spalovací turbíny patrné s klesajícími otáčkami klesá velmi rychle i výkon respektive kroutící moment na hřídeli, proto pro pohon kompresorů, přímý pohon automobilů a pod. je vhodnější dvouhřídelová spalovací turbína, kde lze měnit otáčky a výkon nejen změnou množství paliva ale i regulačním ventilem před druhým tělesem turbíny:

Průběh kroutícího momentu plynové turbíny. 16.848 Průběh kroutícího momentu plynové turbíny.
a jednohřídelová spalovací turbína; b dvouhřídelová spalovací turbína3. Mk [N·m] kroutící moment vyvedený na hřídeli hnacího tělesa; n [s-1] otáčky hřídele (hnacího tělesa). Podle [1, s. 423] se pohybuje Mk=2,6 až 2,4·Mk,j při n=0 s-1. viz také [3, s. 40].
3Poznámka
Nárůst kroutícího momentu od proudu plynu přes stupeň hnacího tělesa je způsoben paradoxně poklesem obvodvé rychlosti, protože se výrazně zvýší rozdíl obvodových složek absolutní rychlosti (viz Eulerova turbínová rovnice) navíc hmotnostní průtok je přibližně konstatní díky stálým otáčkám hlavního soustrojí, které není spojeno s hnacím. Jestliže při jmenovitých otáčkách bude c2u>0 (zde jsou jmenovité otáčky zároveň maximální provozně přípustné proto se nekryjí s c2u=0, kdy dosahuje obvodová účinnost svého maxima), potom při zmenšující se obvodové rychlosti může kroutící moment narůst i více jak 100%. To znamená, že výkon hnacího tělesa se s otáčkymi mění málo (tzv. plochá charakteristika).

U kompresorové části spalovacích turbín lze provádět regulaci způsoby popsaných v kapitole 26. Regulace turbokompresorů. U leteckých turbín se ještě používá vířivých zařízení (předřazené lopatky) u prvních stupňů kompresorové části, které vytváří vír u špic rotorových lopatek a tím snižují možnosti vzniku odtržení proudu od profilu. Tímto opatřením se snižuje kompresní poměr, ale zlepšuje akcelerační charakteristika [2, s. 65].

Zapojení turboexpandéru

Zapojení záleží na na tom jestli se jedná o turboexpandér pro chlazení plynu nebo jako součást redukce tlaku mezi pralelními plynovody.

V případě využití turboexpandéru pro redukci tlaku se jedná se většinou o malé turbíny s nižší vnitřní účinností (obvykle Lavalovy turbíny). Pomocí těchto turbín se sníží nejen tlak, ale i teplota plynu přičemž entalpický spád není zmařen, ale slouží například k výrobě elektřiny pomocí připojeného elektrického generátoru. Výkony točivých redukcí se pohybují od 20 do 700 kW podle velikosti plynovodů a tlakového spádu. Termodynamickou účinnost takových turbín lze zvýšit vyššími otáčkami, v takovém případě je nutné vybavit soustrojí vysokootáčkovou převodovkou nebo častěji vysokofrekvenčním generátorem s výkonovou elektronikou na převod do nižších frekvencí:

Turboexpandér jako redukce tlaku mezi dvěma pralelními plynovody. 17.96 Turboexpandér jako redukce tlaku mezi dvěma pralelními plynovody.
pi [Pa] tlak ve vstupním plynovodu; pe [Pa] tlak ve výstupním plynovodu, na kterém je nutné udržovat požadovaný tlak pi>pe.
*Poznámka
Regulace turbíny se provádí škrcením podle požadovaného protitlaku. Stanice je také vybavena obtokem s redukčním ventilem pro případy zvýšení odběru plynu nad limity turbíny nebo pro případy poruchy turbíny.

Odkazy

  1. KOUSAL, Milan. Spalovací turbíny, 1980. 2. vydání, přepracované. Praha: Nakladatelství technické literatury, n. p.
  2. HOCKO, Marián. Transformace leteckých lopatkových motorů na spalovací turbíny, 2012. Plzeň: Západočeská univerzita v Plzni, ISBN 978-80-261-0218-2.
  3. JAN, Zdeněk, ŽDÁNSKÝ, Bronislav. Automobily-Motory, 2010. 6. vydání. Brno: Avid, spol. s.r.o., ISBN 978-80-87143-15-5.
  4. VESELÝ, Stanislav. Spalovací komory-termodynamika a základy konstrukce, 2007. Brno: Galant Brno, s.r.o. ISBN 978-80-254-0418-8.
  5. BATHIE, William. Fundamentals of gas turbines, 1984. John Wiley&Sons, Inc. ISBN 0-471-86285-1.
  6. General Electric Company, 2011. Výrobce a dodavatel mnoha typů tepelných turbín a turbokompresorů. Adresa: Fairfield, CT 06828, United States. Web: http://www.ge.com.
  7. MCDONALD, Colin. Recuperator considerations for future higher efficiency microturbines, Applied Thermal Engineering, Volume 23, Issue 12, August 2003, Pages 1463–1487. ISSN 1359-4311.
  8. FRAAS, Arthur. Heat exchanger design, 1989. Second edition. John Wiley&Sons, Inc. ISBN 0-471-62868-9.
  9. SAWYER, Tom. Sawyer's gas turbine catalog, 1970. 1970 edition. Stamford: Gas turbine publications.
  10. REARDEN, Jim. Arktický bush pilot: od bojového létání u námořnictva k létání v aljašské severské divočině : monografie James "Andy" Anderson. Karlovy Vary: Vladislav Pavelek, c2011. ISBN 978-80-260-3573-2.

Bibliografická citace článku

ŠKORPÍK, Jiří. Plynová turbína v technologickém celku, Transformační technologie, 2011-04, [last updated 2017-03-07]. Brno: Jiří Škorpík, [on-line] pokračující zdroj, ISSN 1804-8293. Dostupné z http://www.transformacni-technologie.cz/27.html.

©Jiří Škorpík, LICENCE
reklama
www.transformacni-technologie.cz