軸流式燃氣透平的工作原理

軸流式燃氣透平的工作原理1-噴嘴環(huán)葉柵2-1-噴嘴環(huán)葉柵2-動葉柵圖5-6燃氣透平的基元級平面葉柵當高溫高壓的燃氣由燃燒室流出后，將以平均初速c0流入燃氣透平的噴嘴環(huán)。那時，燃氣會從進口壓力p0膨脹到壓力p1。由于燃氣的膨脹以及噴嘴環(huán)葉柵中漸縮流道的控制，氣流的速度將由c0加速到c1。與此同時，燃氣的溫度將由原先的T0值隨之降低到T1。流出噴嘴環(huán)時氣流的絕對速度為c1，它與出口平面夾成α1的角度。α1通稱為噴嘴氣流的出氣角，一般取為14°~20°。由于相對運動的關系，這股高溫燃氣將以相對速度w1進入置于噴嘴環(huán)之后的動葉柵，它與動葉柵進口平面的夾角為β1。當c1的方向和大小已定時，β1角的大小就取決于動葉柵的圓周速度u的大小。圖5-7燃氣透平級中燃氣狀態(tài)參數(shù)的變化在大多數(shù)情況下，動葉柵的流道通流面積也是做成漸縮型的，這樣可以使燃氣流在動葉柵中也有所加速，以求改善其流動特性。這種透平稱為反動式透平。因而，在這種動葉柵中不僅相對速度有增加(∣w2∣>∣w1∣)，而且氣流在其中還發(fā)生折轉，即方向也有所改變，那時，燃氣流將以相對速度w2，并與動葉柵的出口平面夾成β2的出氣角流出動葉柵。在此過程中，燃氣因在動葉柵中的繼續(xù)膨脹，將使壓力由p1下降到p2，與此同時，溫度會降至T2圖5-7燃氣透平級中燃氣狀態(tài)參數(shù)的變化在動葉工作葉輪的出口處，氣流的絕對速度為c2。這個離開葉輪的絕對速度c2將帶走相應的動能，對于單級燃氣透平來說，它就是一種能量的損失(稱為余速損失)。因此，希望它盡可能地減小，即力求c2的方向大致接近于90°。通常，絕對速度c2要比進口速度c1小得多，即：流過動葉柵時氣流的動能是減小的。但是由于氣流在反動式透平的葉柵中是加速的，因而在動葉柵中相對速度卻是增大的，即∣w2∣>∣w1∣。這些變化關系如圖5-7所示。但是在有些透平級的動葉柵中，氣流的相對速度大小是恒定不變的，這種透平稱為沖動式透平。圖5-8上給出了沖動式和反動式燃氣透平基元級的速度三角形，它們是分析基元級工作過程的基礎。a)沖動式b)反動式圖5-8燃氣透平基元級的速度三角形基元級中燃氣流施加于動葉柵的作用力和機械功在明確了高溫高壓燃氣在流經動葉柵時，速度三角形的變化關系后，就有條件來研究：燃氣流過動葉柵時施加給動葉柵的作用力和機械功的問題了。根據(jù)圖5-8和動量定理可以得知：當燃氣流過動葉柵，作用在動葉柵(也就是工作葉輪)上的切向作用力(5-4)從圖5-8中可以看出：由于c1u與c2u的方向彼此相反，在計算時通常可以把上式用代數(shù)關系式來表示，即鑒于故(5-5)式中mg---每秒鐘流過基元級動葉柵的燃氣質量。當然，燃氣流過動葉柵時作用力與動葉柵上的切向作用力也可以根據(jù)相對速度的變化關系來推導，即(5-6)顯然，動葉柵在Pu力的作用下，每秒鐘內沿圓周方向移動了距離u，因此，燃氣流施加給動葉柵的機械功為mgu(c1u+c2u)=mgu(w1u+w2u)。相對于流經動葉柵的每㎏/s燃氣來說，燃氣對動葉柵施加的機械功為(5-7)基元級中燃氣能量的轉換關系既然高溫高壓的燃氣在流過透平的動葉柵時，會產生一個切向的作用力Pu，并推動工作葉輪旋轉作功，那么，這股能量是從哪兒來的呢？顯然，它必定是由高溫高壓的燃氣提供的，也就是說，當燃氣流過透平級時，必然會使自身的能量水平有所下降，它將轉化成為透平通過高速旋轉的工作葉輪而對外界所作的機械功。下面，讓我們來研究透平級中燃氣能量的轉換關系，它能幫助我們進一步理解透平的工作原理。從圖5-8所示的速度三角形中可知即(5-8)而根據(jù)圖5-8可知因而即(5-9)當工作葉柵的回轉面為正圓柱面時，u1=u2=u，因而，把式(5-8)和(5-9)帶入式(5-7)后，可得(5-10)顯然，當u1≠u2時(5-11)從關系式(5-10)中可以非常清楚地看出：當1㎏/s燃氣流過工作葉輪上的動葉柵時，對外界所作的膨脹功lt，應等于燃氣的絕對速度動能與相對速度動能變化量的總和。對于在動葉柵中氣流的相對速度大小并不發(fā)生變化的沖動式透平來說，其膨脹功lt就等于燃氣流經動葉柵時，絕對速度能的減少量。從熱力學的觀點來說，當把噴嘴環(huán)和動葉柵組合在一起作為一個對外作功的整體(即：一個透平級)來研究時，1㎏/s燃氣的膨脹功為(5-12)實際上，燃氣在透平級中的作功過程是與燃氣順序地流過噴嘴環(huán)和動葉柵時所發(fā)生的狀態(tài)參數(shù)的變化密切相關的。由于當燃氣流過噴嘴環(huán)時，并不與外界發(fā)生熱能與功量的交換，因而燃氣流過噴嘴環(huán)時即故(5-13)從熱力學中得知：在有摩擦等現(xiàn)象的不可逆流動中，由于燃氣在噴嘴環(huán)中與外界均無熱能的交換，所以因而式(5-13)可改寫為(5-14)式中l(wèi)m2——燃氣流過噴嘴環(huán)時，由于摩擦等不可逆現(xiàn)象的存在所必須損耗的能量；——在噴嘴環(huán)前后燃氣的平均密度。由此可見，高溫高壓的燃氣在流過噴嘴環(huán)時，由于燃氣壓力的降低(即p1<p0)所發(fā)生的膨脹過程，將使燃氣的絕對速度由c0增高到c1，那時，氣流動能的增加則完全是由于燃氣本身所具有能量(焓h或壓力勢能p/ρ)的下降轉換過來的。當燃氣進而流過動葉柵時，由于同樣可以忽略與外界發(fā)生的熱能交換，因而在工作葉輪的前后，相對于1㎏/s燃氣來說，能量之間的轉化關系可以表示為(5-15)同理，在忽略對外界的熱能交換時，由于因而，上式可改寫為(5-16)當比較式(5-11)與式(5-16)時，可以發(fā)現(xiàn)(5-17)式中l(wèi)m3——燃氣流過動葉柵時，由于不可逆現(xiàn)象的存在所必須耗損的能量；——在動葉柵前后燃氣的平均密度。關系式(5-17)告訴我們：在動葉柵流道內燃氣壓力的繼續(xù)下降(當然，同時會引起溫度和焓值的降低)，可以促使相對速度w2的增高，其結構是在工作葉輪上將會有一部分壓力勢能轉化為膨脹功。然而，在沖動式透平級中，由于動葉柵前后相對速度w1和w2的大小差不多是不變的，因而p1≈p2這就是說，燃氣在沖動式透平的動葉柵中，并沒有繼續(xù)發(fā)生膨脹過程。那時，工作葉輪所接受的燃氣對它所作的機械功，只是氣流絕對速度動能減小的結果。通過以上分析，我們能夠比較清楚地看到高溫高壓的燃氣之所以會在透平中作功的過程和原因是：(1)首先，在噴嘴環(huán)中使燃氣發(fā)生膨脹過程，以增高氣流的流動速度c1，這樣，就能把燃氣本身所具有的能量h0*，部分地轉化成為氣流的動能。在這個過程中燃氣的壓力p0、溫度T0和熱焓h0都被降低了，但其比體積v0則增大，而速度c0卻增高了。由于當時燃氣與外界尚無熱能和功量的交換，因而燃氣的滯止焓值h0*和滯止溫度T0*是維持恒定不變的，可是滯止壓力p0*則由于不可逆現(xiàn)象的存在，將略有降低。(2)隨后，將高速的燃氣噴向裝有動葉柵的工作葉輪。利用燃氣在流過動葉柵流道時所發(fā)生的動量的變化關系，可以在動葉柵中產生一個連續(xù)作用的切向推力Pu，借以推動工作葉輪轉換，并對外作功。(3)在工作葉輪中燃氣的作功過程有兩種方案可循。在沖動式透平級中，氣流流過動葉柵時一般不再繼續(xù)膨脹了，因而在動葉柵的前后，燃氣的壓力p1、溫度T1和相對速度w1的大小幾乎不再發(fā)生變化(嚴格地講，由于不可逆現(xiàn)象的存在，壓力p1會略有減小)；但是絕對速度和滯止焓值必然都有相當程度的降低。當時，燃氣絕對速度動能的減少量將全部轉化為燃氣對外界所作的膨脹軸功。但是，在反動式透平級中，氣流流過動葉柵時還會繼續(xù)膨脹。因而在動葉柵的前后，燃氣的壓力p1、溫度T1和焓值h1都將進一步下降，而其比體積v1和相對速度w1卻有所增大。當然，膨脹終了時燃氣的絕對速度和滯止焓值也都會有相當程度的降低。在這種情況下，燃氣流經工作葉輪時所發(fā)生的絕對速度動能與相對速度動能變化量的總和，將全部轉化為燃氣對外界所作的膨脹軸功。綜上所述，高溫高壓的燃氣就是按照上述工作過程，從透平的第一級噴嘴環(huán)開始，順序地逐級膨脹到最后一級動葉柵的出口。其最終結果將是使燃氣的狀態(tài)參數(shù)發(fā)生了變化；與此同時，把燃氣本身所具有的能量(可以用滯止焓值h0*來表示)部分地轉化成為對外界所作的膨脹軸功lt。在圖5-9中給出了在沖動式和反動式透平中，燃氣熱力參數(shù)的變化趨勢，以及透平級中燃氣的膨脹過程在焓熵圖(即h-s圖)上的表示方法。a)沖動式b)反動式圖5-9在沖動式和反動式透平級中熱力參數(shù)的變化趨勢，以及在透平級中燃氣膨脹過程的焓熵圖在反動式透平中，人們習慣于用一個反動度Ωt的概念，來表示燃氣在動葉柵流道中繼續(xù)膨脹的程度。它的定義是(參見圖5-9b)(5-18)顯然，在沖動式透平級中Ωt=0，在反動式透平級中0<Ωt<1。通常，為了減小氣流在透平噴嘴環(huán)和動葉柵流道中的流阻損失，在反動式透平級中Ωt一般取為0.5左右。Ωt通稱為熱力學反動度。反動度的另一種表達形式是(5-19)它稱為基元級的運動反動度。由式(5-10)和式(5-15)可知，對于正圓柱的回轉面來說，由式(5-17)已知因而(5-20)可以證明，當Ωk=0.5時，假如c1a=c2a，流進和流出動葉柵的氣流速度三角形是左右對稱的，如圖5-10所示。那時(5-21)圖5-10Ωk=0.5的速度三角形顯然，當Ωk=0.5時，Ωt≠0.5，但與0.5很接近。Ωk=0的純沖動級和Ω圖5-10Ωk=0.5的速度三角形當然，隨著反動度Ωt的加大，相對速度w2就要比w1大得更多，因而，動葉的進氣角β1與出氣角β2之間的差值就會相應地增大?；壍奶匦詤?shù)通常可以用流量因子φ、載荷系數(shù)Ψt、速度比χa(或χ1)以及等熵效率ηt來描寫透平基元級的特性。流量因子φ我們定義流量因子為進入動葉柵的氣流軸向分速c1a與圓周速度u的比值，即(5-23)流量因子是基元級的重要特性參數(shù)。當流量因子變化時，基元級的通流能力和葉片的形狀都會有相應的變化。在圓周速度一定時，選擇大的流量因子標志著設計者想通過增大氣流軸向分速度的辦法來減小葉片的高度。因而，高的φ值是大流量、高速透平的一個特征。反之，在概定的圓周速度條件下，如果φ值選得較小，設計者就可以把小流量透平的葉片制造得盡可能地高些，以求減少葉片流道的損失。載荷系數(shù)Ψt我們定義基元級的比功lt與圓周速度u2的比值為載荷系數(shù)(5-23)顯然，Ψt值正表示透平級的作功能力。Ψt值大，則表示在給定的圓周速度條件下，流經透平級的每㎏/s氣體所作的膨脹軸功多。速度比我們稱燃氣從進口的滯止狀態(tài)(參見圖5-9)0*，等熵膨脹到出口的靜壓p2時所能達到的理論速度為燃氣通過基元級的假象速度cad，即(5-24)定義速度比為(5-25)有時，人們是這樣定義速度比的，即(5-26)在以后我們將看到速度比或對基元級的效率有密切的關系。等熵膨脹效率ηt目前，常用等熵膨脹效率ηt來描寫透平基元級的膨脹效率，即(5-27)從圖5-9中可以看出：ηt中的等熵焓降h0*-h2*是根據(jù)燃氣的總壓p0*和膨脹終了時的靜壓得出的，因而又稱為等熵膨脹的靜效率，它常被用于單級透平或者多級透平的最末一級的計算中，那時，認為透平級排氣的余速c2未能被利用。但對于余速得到利用的中間級，或是在作燃氣輪機的循環(huán)計算時，則常用等熵膨脹滯止效率ηt*來描寫基元級的膨脹效率，即(5-28)顯然，當級的余速c2被利用時，在計算級的等熵焓降時就必須扣除余速動能c22/2，那時ηt*中的等熵焓降h0*-h2s*是根據(jù)燃氣的總壓p0*和膨脹終了時的總壓p2*得出的。當然，ηt*>ηt。透平級中的能量損失像壓氣機級那樣，透平級中會發(fā)生型阻損失、端部損失、徑向間隙的漏氣損失等那些會影響透平級中燃氣的狀態(tài)參數(shù)的內部損失，此外，還有由于氣流離開透平動葉柵時，因具有一定的絕對速度c2，而帶走的余速損失。從圖5-9中可以看出：由于型阻損失和端部損失的作用，燃氣在噴嘴環(huán)和動葉柵中就不能按等熵過程進行膨脹，這將導致氣流在噴嘴環(huán)中發(fā)生Δhn的能量損失，同時使氣流在動葉柵中發(fā)生Δhb的能量損失。其結果將使氣流流出噴嘴環(huán)和動葉柵的流速c1和w2有一定程度的減小。倘若燃氣在噴嘴環(huán)中是按理想的等熵過程進行膨脹，那么，在噴嘴環(huán)的出口氣流的理想絕對速度c1s應等于(5-29)當有摩擦和脫離等型阻損失和端部損失時，在噴嘴環(huán)出口處燃氣的實際絕對速度c1將降為(5-30)在透平的設計中，人們把實際速度c1與理想速度c1s的比值稱為速度系數(shù)，并以符號φ記之，即(5-31)由此可見(5-32)當我們把噴嘴環(huán)中的能量損失Δhn，用噴嘴環(huán)中的理想等熵焓降h1，s的百分數(shù)ζ1來表示時，則(5-33)式中ζ1稱為噴嘴環(huán)的能量損失系數(shù)。ζ1值越小，或是速度系數(shù)φ值越高時，那么噴嘴環(huán)中的能量損失就越小，其工作性能必然越加良好。不難證明，噴嘴環(huán)中能量損失Δhn的另一種表達形式ξ1=Δhn/hs*，可以表示為：(5-34)顯然，當ψ和Ωt一定時，噴嘴環(huán)的能量損失ξ1就是一個常數(shù)。倘若φ=0.95~0.98，則沖動級(即Ωt=0)的ξ1=10%~4%；Ωt=0.5的反動級之ξ1=5%~2%。同理，可以推導出氣流在流經動葉柵時，能量損失系數(shù)ζ2與相對的速度系數(shù)Ψ值之間的關系。其中定義(5-35)(5-36)(5-37)w2s是在動葉柵中當氣流按等熵膨脹過程加速時，葉柵出口處的理想相對速度值(5-38)同樣不難證明：動葉柵中能量損失Δhb的另一種表達形式ξ2，(5-39)顯然，當φ、Ψ、Ωt、、α1一定時，動葉柵的能量損失ξ2與速度比u/c1有密切的關系。倘若φ=Ψ=0.95~0.98，取u/c1=cosα1/2(以后將證明這是最佳選擇)α1=20°，那么，對于Ωt=0的級來說，ξ2=3%~13%；當Ωt=0.5時，去u/c1=cosα1則ξ2=5%~2%。試驗表明：影響噴嘴環(huán)和動葉柵中能量損失系數(shù)ζ1(或φ)和ζ2(Ψ)的因素是很多的。其中型阻損失和端部損失與氣流進入葉片時的沖角有密切關系。在正沖角范圍內，隨著沖角的增大，端部損失，特別是型阻損失增加得很迅速，致使葉柵的總能量損失增大得很厲害。在負沖角范圍內，隨著負沖角的加大，型阻損失雖然同樣是增大的，但是端部損失卻有所減小，因而葉柵的總能量損失卻反而會有所下降。對于型線已定的葉柵來說，通過合理地選擇葉柵的安裝角γp和相對柵距，可以使能量損失系數(shù)ζ1(或ζ2)趨于最小值。一般來說，沖動式葉柵的最佳相對柵距的范圍為0.60~0.70；反動式葉柵者大約為0.70~0.80。ζ2值還與氣流出口的馬赫Ma2=w2/a2有關。一般情況下對于設計良好的葉型來說，Ma2=0.7~0.8時，能量損失系數(shù)ζ2為最小。當Ma2達到0.85左右時，由于在葉片背弧的出口段上，會開始出現(xiàn)局部的超音速區(qū)，以致產生激波損失，同時還會使尾跡渦流的損失加大，其總的效果是使ζ2值急劇增大。Re數(shù)對ζ2也有一定影響，加大Re數(shù)可以使ζ2下降。但是當Re數(shù)增大到特定的臨界值Re1后，ζ2就不再受Re數(shù)的影響了。對于沖動式葉柵來說，Re1=3×105左右；在反動式葉柵中，Re1=2×105左右。顯然，透平級的余速損失Δhc，2=c22/2，它的另一種表達形式是(5-40)(5-41)顯然，當φ、Ψ、Ωt、、α1和β2值選定后，余速損失系數(shù)ξc也速度比u/c1有密切關系。對Ωt=0的沖動級來說，若取φ=Ψ=0.95~0.98，α1=β2=20°u/c1=cosα1/2，則ζc=3.7%~4.4%。對于Ωt=0.5的反動級來說，則應取u/c1=cosα1(以后將證明這是最選擇)，那時，ξc=5.3%~5.6%。我們定義：僅考慮了透平級內Δhn、Δhb和Δhc，2三項能量損失的膨脹效率為透平級的輪周效率ηu，即(5-42)把式(5-34)、式(5-39)和式(5-41)帶入上式，經整理后可得(5-43)由式(5-43)可知：減小噴嘴環(huán)和動葉柵中的型阻損失和端部損失等效應(即：使φ和Ψ值增大)或者減小α1和β2角，在任何情況下都可以使透平級的輪周效率增高。但是u/c1和Ωt這兩個因素則不然，對應于不同的反動度Ωt，為了確保ηu值為最大，必將有各自相應的最佳速比值(u/c1)opt。從理論上可以證明：(1)對于Ωt=0的純沖動式透平級來說，當φ、Ψ、β2、α1選定后，使ηu達到最大值所對應的最佳速比值(5-44)(2)對于Ωt=0.5的反動式透平級來說，當φ、Ψ、α1、β2選定后，通常α1很小時，上式可以近似地簡化為圖5-11Ωt=0和Ω圖5-11Ωt=0和Ωt=0.5兩種透平級的輪周效率曲線(3)對于任意反動度的透平級來說(5-46)圖5-11和圖5-12上給出了Ωt=0和Ωt=0.5時，透平級的輪周效率ηu隨速比值u/c1的變化關系。從圖5-12可以更清楚地看出：①噴嘴環(huán)中的能量損失ξ1只與φ和Ωt有關，而與速度比u/c1無關，因而在圖5-12上ξ1值可以用一條水平線來表示；②動葉柵中的能量損失ξ2與u/c1有關系的，當Ωt與α1選定不變時，隨著u/c1的增大，動葉柵進口的w1和氣流的折轉角[180°-(β1+β2)]都相應地有所減小，其結果將會使φ值增高。因而，隨著u/c1的增加，ξ2是下降的；③級中最大的能量損失項是余速損失ξc。隨著u/c1偏離(u/c1)opt值，余速損失的增大是極其明顯的。ξc最小值所對應的u/c1值，也正是使級的輪