К турбин, практические данные

Описанная экспериментальная ГТУ позволила накопить ценный опыт — прежде всего технологический и конструкторский. Целью проведенных исследований настоящего опытного образца турбины явилось снятие всех типовых характеристик, получение практических данных, относящихся к коэффициентам аэродинамических моментов, возникающих на лопатках компрессора и турбины, исследование эффективности водяного охлаждения и автоматического регулирования, а также устранение эксплуатационных неполадок. На базе накопленного опыта при создании и исследовании данной ГТУ в дальнейшем будут созданы газотурбинные установки самых различных мощностей и областей применения. [c.167]

Повышение температуры пара увеличивает его удельный объем и к. п. д. турбины при этом возрастает. Повышение давления пара связано с уменьшением его удельного объема и понижением к. п. д. турбины. Обычно, как это видно из рис. 28-17, для отдельных групп ступеней турбины относительные внутренние к. п. д. различны. При современном состоянии турбостроения значения относительного внутреннего к. п. д. т]о/, согласно практическим данным, в среднем составляют для крупных турбин 0,83—0,88, для турбин средней мощности 0,7—0,8, для турбин маломощных 0,6—0,7. [c.455]

Как только станут доступны воспроизводимые образцы композитов, основное внимание следует уделить влиянию условий эксплуатации материала на сплошность поверхности раздела и механические свойства, зависящие от состояния поверхности раздела. Подобно тому как это было при разработке композитов А1 — В, такие исследования очень важны для установления точных параметров технологии изготовления материала, с тем чтобы получить именно то особое состояние поверхности раздела, которое необходимо для конкретных условий применения материала. Если композит предназначается, например, для лопаток газовых турбин, то конструктор должен установить реальные требования к этим анизотропным материалам с ограниченной пластичностью таким образом, чтобы применительно к условиям использования можно было эффективно воздействовать на свойства, зависящие от со стояния поверхности раздела, например, на поперечную прочность В данной главе показано, что в настоящее время известны основ ные принципы, с помощью которых может быть изменена струк тура поверхности раздела в металлах, армированных окислами Однако из-за отсутствия образцов с воспроизводимыми характе ристиками влияние изменения состава и структуры поверхности раздела на механические свойства композитов практически не изучено. [c.351]

Так, например, толщина стенок отдельных деталей направляющих аппаратов по расчетным данным достигала только 0,5—1 мм, что, естественно, применительно к сложным и крупногабаритным литым деталям осуществить практически невозможно, при увеличении же толщины стенок до ближайших практически осуществимых толщин данные заготовки деталей оказывалось возможным применить и для следующих типо-размеров турбин. Этим и создается технологически неизбежный запас прочности в деталях турбин для малых напоров и их неизбежное утяжеление, независящее от унификации, но которое должно быть использовано для унификации их с деталями турбин для сравнительно больших напоров. [c.83]

Переход к сварным конструкциям, как правило, позволяет улучшить технологичность изделия. Это особенно относится к сварным конструкциям узлов и деталей турбин, применение которых позволяет снизить вес и трудоемкость изготовления машин, а во многих случаях — повысить их эксплуатационные качества. Преимуществом сварных конструкций является возможность получения монолитного изделия (практически любых габаритов), составленного из частей, выполненных наиболее рациональным для данной конструкции технологическим процессом ковкой, литьем, штамповкой или прокатом. При этом могут быть использованы такие благоприятные свойства различных технологических процессов, как, например, хорошее формообразование при отливке, высокая степень чистоты поверхности при штамповке, доступность механической обработки частей до их сварки между собой, сочетание различных материалов и т. п. [70]. [c.70]

Если полученные при натурных тензометрических исследованиях корпусов ЦВД напряжения являются номинальными, то для определения местных напряжений следует учесть эффекты концентрации. При этом необходимо иметь в виду, что величина коэффициента концентрации существенно зависит от формы кривой распределения напряжений по толщине стенки. Для режимов нагружения турбины типа останова с принудительным расхолаживанием или естественным остыванием характерно плавное распределение напряжений по толщине стенки. Для этого случая по экспериментальным данным [4] теоретический коэффициент концентрации о в галтели расточки на внутренней поверхности корпуса ЦВД оценивается величиной 1,8—2,0. На режимах, сопровождающихся резким изменением температуры тонкого слоя металла внутренней поверхности (тепловой удар), концентрация напряжений практически отсутствует. К таким режимам следует отнести толчок роторов и резкий сброс нагрузки. В меньшей степени градиент напряжений в стенке ЦВД выражен при отключении турбогенератора от сети в этом случае величина схц (учитывая действительное распределение температур по толщине стенки) составляет 1,2—1,3. Указанные величины коэффициентов концентрации были определены поляризационно-оптическим методом. [c.60]

Третья глава посвящена уравновешиванию гибких роторов, применение которых в современном приборо- и машиностроении является неизбежным в связи с увеличением скорости вращения роторов. Уравновешивание гибких роторов по сравнению с жесткими роторами представляет несравненно более сложную задачу, решение которой в общем виде до настоящего времени неизвестно. Поэтому в данной главе приведены частные решения этой задачи, относящиеся к созданию стендов для исследования и балансировки на рабочих оборотах полноразмерных двигателей и их роторных систем вопросы учета гибкости вала при балансировке роторов высокооборотных электрических машин особенности уравновешивания роторов мощных турбогенераторов на месте их установки вопросы последовательности устранения статических и динамических дисбалансов гибкого ротора с использованием трех плоскостей коррекции изучение источников неуравновешенностей составных роторов и особенности балансировки их элементов. В этой же главе описываются практические приемы балансировки гибких роторов мощных турбин, принятые на некоторых заводах. [c.4]

К числу механических потерь относится также сопротивление трения в редукторном приводе (при наличии). Эти потери учитываются общим механическим к. п. д. турбины Г1м и редуктора т]р. Механические потери в каждой данной турбине изменяются незначительно — они практически сохраняют свою величину при всех ее нагрузках. [c.50]

Имеющиеся данные по влиянию СД на к. п. д. котлоагрегатов носят противоречивый характер. В экспериментальных исследованиях ОРГРЭС, ЛПИ и других организаций, выполненных как на прямоточных, так и на барабанных котлах различного типа, к. п. д. котлов при СД оказывался выше, чем на сходственных режимах при ПД, вследствие понижения температуры уходящих из котлов газов. В то же время данные других исследований, выполненных как у нас в стране, так и за рубежом [23, 26, 27], показывают, что к. п. д. котлов в широком диапазоне режимов практически не зависит от давления. По-видимому, это различие определяется прежде всего конструктивными особенностями разных котлов. Для всех сравниваемых вариантов турбин конструкция переднего уплотнения предполагалась неизменной, что приводило при дроссельном парораспределении к увеличению утечки через переднее уплотнение ввиду повышения давления за соплами первой ступени. [c.146]

Во время остывания и пуска из остывшего состояния проводилось измерение только силы Q4. Характер ее изменения совпадал с ранее полученными данными, а именно при остывании турбины увеличивалась (перед остановом = 7,5 т, после остывания в течение 54 ч 04 = 21 т). После прогрева и пуска сила 04 уменьшилась до 9 т, т.е. практически вернулась к прежнему значению. [c.192]

В случае сложного напорного трубопровода, состоящего из ряда разветвлений, решение задачи о гидравлическом ударе усложняется тем обстоятельством, что при этом возможен ряд расчетных комбинаций. Здесь могут быть различные случаи в зависимости от числа одновременно работающих турбин и возможных при этом процессов регулирования каждой турбины. Из всех практически возможных комбинаций, которые определяются конкретными условиями работы данной гидростанции, следует выбрать случаи с точки зрения гидравлического удара наиболее тяжелые. К таким, например, относится случай полного сброса нагрузки со всех питаемых трубопроводом турбин, что возможно при аварийном отключении от сети всей гидростанции. Опасно может быть также повышение давления в том случае, если некоторые турбины, питаемые от общего трубопровода, остановлены и, следовательно, ответвления к ним превращаются в тупик. [c.106]

Рассмотрим, например, лопатку газовой турбины постоянного сечения (рис. 20.24а). Она (как и остальные элементы турбины) имеет перед пуском температуру окружающей среды, т. е. примерно 20°С (293 К). Температура газа в проточной части турбины после воспламенения топлива в камере сгорания немедленно поднимается на несколько сот градусов. Далее с выходом на режим холостого хода температура газа возрастает еще более. Лопатка нагревается, причем тонкие выходные и входные кромки так называемого пера лопатки прогреваются быстрее, нежели средняя, более толстая часть. Если лопатку мысленно разделить на множество продольных волокон, то упомянутому распределению температур соответствовали бы различные свободные термические удлинения волокон рис. 20.246). В действительности волокна связаны в единый массив, благодаря чему все поперечные сечения остаются практически плоскими, хотя в целом лопатка удлиняется от начальной длины /о до длины /. Последняя является промежуточной между длинами волокон при максимальном и минимальном термических удлинениях (рис. 20.246). В итоге средняя область пера лопатки оказывается в условиях продольного растяжения, кромочные области — в условиях сжатия. В данном случае длины /о и I удобно измерять от плоскости симметрии лопатки (см. след BS на рис. 20.246). Укажем, что символами А1п и Д/г2 на рис. 20.246 обозначены [c.370]

Полезно провести сравнение стойкости разных суперсплавов к горячей коррозии. Коррозионное разъедание суперсплавов зависит от их состава и других факторов, определяющих условия проведения испытания или работы. Оценить стойкость суперсплавов к коррозионному разъеданию можно путем сравнения их работоспособности при фиксированных условиях работы. При этом, однако, возникают сложности, связанные с различной длительностью начальной стадии горячей коррозии в разных сплавах. Эта стадия определяет время, необходимое для начала стадии развития горячей коррозии. Например, считается, что сплав IN-738 обладает более высокой стойкостью к горячей коррозии, чем В-1900. Анализ данных показывает, что это скорее связано не с более низкой, чем у В-1900, скоростью горячей коррозии на стадии развития, а с более продолжительным временем инициации этой стадии в IN-738. Разумно предположить, что как только горячая коррозия суперсплавов переходит в стадию развития, скорость разъедания материала становится с практической точки зрения недопустимо большой при любых механизмах развития коррозии. Следовательно, основной параметр, по которому имеет смысл проводить сравнение стойкости суперсплавов к горячей коррозии и который определяет эту стойкость, это время, необходимое для инициации стадии развития коррозионного разъедания, то есть длительность начальной стадии горячей коррозии. К сожалению, во многих литературных источниках среди данных по горячей коррозии суперсплавов время до начала инициации коррозионного разъедания не приводится. С другой стороны, изготовители газовых турбин вполне понимают важность этого фактора и при выборе сплавов для узлов и деталей турбин пользуются собственными источниками информации. [c.86]

Профилированные роторы. Для того чтобы вращающиеся конструкции (например, роторы турбин и генераторов) выполняли заданные функции при максимально сниженных напряжениях, их соответствующим образом профилируют. Некоторые из профилей (зубья зубчатых колес или пазы генераторных роторов) свободны от окружных напряжений, создаваемых корпусом вращающейся конструкции. Эти конструктивные проблемы не рассмотрены в данном разделе, хотя неправильно выбранные размерные соотношения элементов конструкции профилированных вращающихся деталей и перераспределение нагрузок могут привести к возникновению хрупкого разрушения. Для профилированных вращающихся деталей за исключением нескольких геометрических вариантов, не имеющих практического значения, не существует замкнутых решений. Поэтому конструктор должен прибегать к множеству способов, чтобы одновременно удовлетворить требованиям равновесия и совместности деформаций. Это можно сделать вручную, производя огромный объем вычислений, однако обычно такая работа выполняется цифровым вычислительным устройством. [c.88]

Так, например, толщина стенок отдельных деталей направляющих аппаратов по расчетным данным достигала только 0,5—1 мм, что, естественно, применительно к сложным и крупногабаритным литым деталям осуществить практически невозможно, при увеличении же толщины стенок до ближайших практически осуществимых толщин данные заготовки деталей оказывалось возможным применить и для следующих типоразмеров турбин. Этим и создается технологически неизбежный запас прочности в деталях турбин для [c.62]

На рис. 10.1 приводятся значения удельных приведенных затрат в зависимости от концентрации ионов основных составляющих исходной воды при различных методах подготовки ее [41 ]. Данные получены для ТЭЦ при трех производительностях водоподготовительных установок (200, 400 и 1000 т/ч) и шести типах вод, которые охватывают весь диапазон изменения качества исходных вод рек Советского Союза (табл. 10.1). На КЭС при термическом методе подготовки воды испарители включаются в систему подогрева конденсата турбин. Удельные приведенные затраты по дистилляту при этом практически не отличаются от затрат при использовании испарителей, включенных в систему подогрева сетевой воды. Поэтому данные рис. 10.1 характеризуют также экономичность различных методов подготовки воды на КЭС. Значения удельных приведенных затрат 3 устанавливаются без учета средств, затрачиваемых на упаривание сточных вод и захоронение выделенных солей, и с учетом этих средств. Во всех случаях затраты определяются по отношению к удельным приведенным затратам на производство дистиллята в испарителях, включенных в систему подогрева сетевой воды ТЭЦ (или основного конденсата КЭС), из воды, концентрация хлоридов и сульфатов в которой составляет [c.252]

Для удаления продуктов коррозии и отложений, образовавшихся при работе оборудования, проводят эксплуатационные химические промывки. В отличие от предпусковой, которая проводится 1 раз, эксплуатационные промывки за время службы оборудования могут повторяться неоднократно. Периодичность проведения эксплуатационных промывок зависит от состояния водного режима данной ТЭС. При необходимости эксплуатационным промывкам подвергают отдельные участки пароводяного тракта. Проводят эксплуатационные промывки котлов, турбин, конденсаторов, регенеративных и сетевых подогревателей. Технологические схемы эксплуатационных промывок строят с учетом состава отложений, которые частично или полностью должны быть переведены в раствор и смыты с поверхностей оборудования. При всем разнообразии методов химических промывок практически все моющие растворы по отношению к металлу являются коррозионно-активными. По сравнению с предпусковой промывкой каждая эксплуатационная менее продолжительна, но поскольку эксплуатационные промывки проводятся многократно, при их проведении, так же как и во время предпусковой промывки, необходимо организовать защиту металла от коррозии. [c.97]

В результате строгой регулировки показания многих приборов во время опыта не изменяются (давление по ступеням турбины, температура питательной воды и др.) уменьшаются ошибки от неодновременности отсчетов и самих отсчетов показаний упрощается подсчет средних значений за опыт, тем более при сокращении числа записей (практически одинаковых) упрощается приведение опытных данных к условиям характеристики. [c.213]

Газотурбинный привод компрессора имеет и другие преимущества. Компоновка центробежного компрессора и газовой турбины в однороторный агрегат обеспечивает уменьшение габаритов и веса агрегатов наддува. Так, система наддува, примененная на двигателе ЧН 30/38 (пока не используемого на ж.-д. транспорте), позволила увеличить его мощность относительно прототипа более чем в 2,0 раза при этом вес турбокомпрессора составляет всего около 5% от веса поршневой части двигателя, а установка турбокомпрессора практически не изменила габариты силовой установки. Кроме того, свободные турбокомпрессоры (турбокомпрессоры, имеющие только газовую связь с поршневой частью комбинированного двигателя) в большинстве случаев положительно влияют на экономичность двигателя ири работе на частичных нагрузках. Объясняется это следующим. Свободный турбокомпрессор всегда принимает то число оборотов, при котором будут обеспечиваться минимально возможные потери па удар в лопаточном венце газовой турбины прн данной нагрузке, т. е. турбокомпрессор будет работать с относительно высоким к. п. д. на каждом режиме или с иаилучшим использованием энергии выпускных газов. [c.8]

Как видим, зависимость Gr от Р является линейной при прочих равных условиях. Для данного случая она изображена на рис. 5-7. Эксиериментальные исследования, выпо.дненные на ЦТА при различных скоростях газа, размерах сопел, сопротивлениях и давлениях в аппарате, показывают, что уже при давлении Р 0,75-Ю Па процесс в аппарате близок к теоретическому (кривая 2 на рис. 5-7). При этом давление воздуха на входе в аппарат было атмосферным, т. е, весь перепад практически использовался ( срабатывался ) в соплах, а турбины в установке не было. С увеличением давления удельный расход воздуха g возрастает в большей степени, чем давление, так как условий тепло-и массообмена в аппарате, в частности турбулентности и скорости газа, видимо, недостаточно для дробления жидкости на мелкие частицы (т. е. для образования соответствующей поверхности контакта и уменьшения тепловых и диффузионных сопротивлений в пограничных слоях, чтобы процесс тепло- и массообмена стал близок к идеальному). Таким образом, отклонение от идеального объясняется недостаточной интенсивностью процесса тепло- и массообмена. [c.139]

Обобщенные данные результатов исследования сопротивления вращающихся дисков приведены в работе [89]. Для обобщения использованы экспериментальные данные И. К- Терентьева, Л. А. Дорфмана, Дикмана, Р. Ники, Е. Брокера, К- Пантелла. Данные показывают, что в области ламинарного течения (до Re = = 1-10 ) См зависит от числа Re и величины зазора sir. В области развитой щероховатости зависит от относительной щерохова-тости sir, ah (о — радиальный зазор между диском и корпусом) и относительной толщины диска В1г. В радиальных ступенях турбин обычно sir < 0,03 air < 0,03 BIr < 0,05 шероховатость Air < < 10 (что соответствует 6—7 классу шероховатости поверхности). Число Re = uriv изменяется в диапазоне от 3-10 до 4 10 (при этом принято % = 200 н-400 м/с, г = 0,05- -0,25 м, Тр = = 700- -800 К, Pi = 1,0н-1,5 кг/м ). При этом течение возле диска всегда турбулентное. Предполагая, что ступень турбины высоко-нагружена и окружные скорости близки к максимальным, можно считать, что практически всегда режим течения будет находиться в области развитой щероховатости. При малых величинах sir, air, BIr коэффициент сопротивления от них зависит слабо [89],и этим влиянием можно пренебречь. В этом случае можно воспользоваться рекомендацией работы [53] для определения с [c.33]

Механические потери. Такие потери возникают в результате затраты энергии на преодоление механиче-еких еопротивлений в приводах еиетемы регулирования, парораспределения, в главном масляном насосе, в опорных и упорном подшипниках, в водяных уплотнениях (если они имеются). К числу механических потерь относится также сопротивление трения в редукторном приводе. Эти потери учитываются общим механическим к. п. д. турбины rjM и редуктора Tjp. Механические потери в каждой данной турбине изменяются незначитель/но они практически сохраняют свою величину при всех ее нагрузках. [c.53]

На рис. рис. 7.6 приведены результаты исследований влиянпя степени влажности у за турбинной ступенью на модальный диаметр капель du-С ростом у начало, конденсации пара смещается вверх по потоку, т. е. происходит более рапнее начало образования влаги. Естественно, что более раннее начало конденсации пара приводит к образованию более крупных капель влаги в конце проточной части. Именно таковы результаты опытов в широком диапазоне изменения режима работы с ростом вланшости у увеличивается модальный размер капель d практически по линейному закону. На рис. 7.6 приводятся данные различных измерений кривые 1—3 отражают изменение d = f (у д) на периферии различных ступеней соответственно за 4, 6 и 7 ступенями при постоянной частоте вращения, но разных давлениях и окружных скоростях. Кривые 4—6 на рис. 7.6 отражают изменение d = f (и) за седьмой (последней) ступенью при г/2д = onst. [c.272]

В соответствии с пожеланиями читателей в справочник включены новый раздел Расчет на прочность элементов конструкций теплотехнического оборудования , а также новые параграфы, посвященные безобразцовым методам контроля конструкционных материалов на основе характеристик твердости, коррозионной стойкости и влиянию облучения на механические свойства металлов и сплавов, би.металли-ческим материалам (разд. 8), поверхностным явлениям (разд. 7), требованиям безопасности к паровым турбинам (разд. 11), и др. Практически заново написаны разделы Энергетика и электрификация , Вычислительная техника для инженерных расчетов . Содержание всех разделов пересмотрено в соответствии с новыми данными науки и техники, новыми нормативными материалами, имеющимися отзывами и замечаниями читателей. [c.8]

Обработка опытных данных по формуле (4-16) дает совпадающие значения коэффициентов .ii и ц в области перегретого пара и существенно меньшие значения i.iin в области влажного пара. Уменьшение коэффициентов ип, рассчитанных по предельно неравновесной схеме, вызвано ростом дополнительных потерь от взаимодействия фаз. Это доказывает, что неравновесный процесс физически более правильно отражает картину течения влажного пара в сопловых решетках турбин. Следует, однако, отметить, что данный вывод относится к результатам испытаний решеток при круинодис-персной начальной влаге. Для капель размером d<5 10 м при давлении среды р>0,5 Kz j M- процесс расширения будет протекать практически равновесно (см. рис. 1-2), и, следовательно, коэффициент расхода примет иные значения. [c.86]

Стойкость против горячих трещин в околошовной зоне рассматриваемых сталей резко снижается при выплавке их с использованием методов электрошлакового и вакуу.мно-дугового переплавов. Их введение приводит к повышению чистоты границ зерен, устранению строчечности структуры и снижению содержания в стали вредных примесей. По данным Б. И. Медовара [57], применение электрошлакового переплава стали ЭИ725 сделало ее практически нечувствительной к образованию горячих трещин при сварке жестких узлов и позволило создать ответственные сварные конструкции газовой турбины. При.менение методов переплава термически-упрочняемых аустенитных сталей должно стать непременным условием их использования в ответственных сварных узлах высокотемпературных установок. [c.219]

Графоаналитические методы расчета турбинных решеток восходят еще к работам Ф. Пражиля. Значительный вклад в теоретические расчеты в этой области внес в 30-х годах в Германии Ф. Вайниг и в СССР Н. Е. Кочин. Прикладными задачами в Советском Союзе занимались И. Н. Вознесенский, Г. Ф. Проскура, А. А. Саткевич, Л. А. Симонов, Г. Ю. Степанов и др. Завершая обзор теории крыла, необходимо упомянуть и о теории винта, 294 игравшей важную роль на заре развития авиации. Современная теория винта была изложена во втором десятилетии XX в. Н. Е. Жуковским рассмотревшим схему обтекания лопастей винта со сходом вихрей и давшим приближенный метод расчета винта (с бесконечным числом лопастей), сохранявший свое практическое значение в течение продолжительного времени (строгое обоснование теории Жуковского было дано М. В. Келдышем и Ф. И. Франк-лем ). Дальнейшее развитие теории винта в СССР связано с работами В. П. Ветчинкина , Н. Н. Поляхова и др. [c.294]

Оба изложенных подхода кажутся допустимыми с точки зрения логики. Имеющиеся экспериментальные данные не позволяют отдать предпочтение тому или другому из них разница в предсказываемых ими результатах слишком мала по сравнению с неопределенностью црочих возможных факторов. Следует указать на возможности практического использования этих подходов (с помощью ЭВМ) можно рассмотреть с позиций теории ползучести ряд важных технических проблем (цилиндрическая труба под действием внешнего и внутреннего давлений диски и турбины, и т. п.). Это привлекло многих исследователей к данной теории. [c.36]

Опытные данные по сгоранию топлива в газовом потоке. В своем труде Н. В. Иноземцев и В. К- Кошкин 8] приводят экспериментальные исследования процессов сгорания в стационарном и пульсирующем газовых потоках. Эти исследования имеют прямое отношение к проблеме интенсификации процессо сгорания в газовых турбинах и реактивных двигателях. Раскрытие закономерностей в развитии процессов сгорания во времени в газовых потоках представляет несомненный теоретический и практический интерес. На фиг. 28 показаны графики, характеризующие процесс сгорания бензина в непрерывном газовом потоке в цилиндрической камере сгорания (длина рабочей части /=П95 мм и диаметр =г230 мм). Опытные точки графиков взяты из труда Иноземцева и Кошкина [8]. Камера не имела турбулизирующих устройств. Графики соответствуют двум режимам сгорания [c.72]

Графически это выражается отрезком ОА, расположенным при одинаковых масштабах по осям под углом в 45° к ним. В точке Л, отвечающей концентрации вещества в питательной воде ОБ, наступает насыщение пара данным веществом, и дальнейшее увеличение его концентрации в питательной воде уже не отражается на его концентрации в паре. Например, при концентрации, отвечающей точке Е, концентрация вещества в паре будет ЕН, равная АВ. Излишек же вещества КН будет откладываться в парогенераторе. Для таких веществ, как окислы железа, ряд соединений кальция и магния, растворимость в парё, т. е. величина АВ, столь мала, что эти вещества преимущественно задерживаются на поверхностях парогенератора. Напротив, кремне-кислота и многие соединения натрия практически полностью уносятся в турбину, так как их растворимость в паре значительно превышает их нормированную концентрацию в питательной воде. По этой причине концентрации свободной кремнекислоты и соединений натрия в питательной воде нормируются исходя из необходимости обеспечить длительную и экономичную эксплуатацию турбины, а допустимую концентрацию других [c.169]

Необходимо особо остановиться на выборе термического режима сварки полуферритной стали марки 0X13. Как было указано выше, эта сталь практически не закаливается при сварке, поэтому введения подогрева для уменьшения опасности закалки в данном случае не требуется. Поэтому указанную сталь в последнее время применяют при производстве тонкостенных объемных изделий (например, экранов газовых турбин), по условиям изготовления которых использование подогрева при сварке затруднительно. В то же время склонность полуферритных сталей к росту зерна при высоком нагреве ограничивает возможность применения этих сталей, так как появление в околошовной зоне или шве крупного зерна снижает вязкость этих участков и приводит к опасности возникновения в конструкции трещин. В связи с этим полуферритные стали типа 0X13 желательно использовать в конструкциях с плавным сопряжением свариваемых элементов при отсутствии воздействия концентраторов напряжений, вызванных резким изменением формы сечения. [c.33]

Переход на обработку добавочной воды котлов методом Ма—СЬионирования вместо только Ма-катионирования существенно улучшил водный режим ТЭЦ в целом. Относительная щелочность котловой воды, составляющая ранее 40%, снизилась до 10—15%, это позволило отменить нитрирование котловой воды, поскольку отпала опасность хрупких разрушений металла барабанов котлов. Значительно уменьшилось (практически исчезло полностью) содержание свободной углекислоты в конденсатах турбин и бойлеров, что в сочетании с применявшимся ранее аминированием питательной воды (до pH не ниже 8,5) привело к резкому уменьшению содержания в них продуктов коррозии металлов. Это видно из данных рис. 4 и 5, на которых показано содержание соединений железа и меди в питательной воде котлов,, конденсате турбин и конденсате бойлеров до и после введения Ма—С1-ионирования добавочной воды. В настоящее время не на- [c.154]

Перед приемом на работу каждый работник турбинного (котло-турбиннюго )цеха должен пройти медицинское освидетельствование. К работе могуг быть допущены лишь лица, не имеющие (противопоказаний для работы в данном цехе. Все без исключения работники цеха должны изучить Правила техники безопасности для соответствующих специальностей и сдать по ним экзамен. Инженерно-технический персонал должен иметь законченное высшее или среднее специальное образование с соответствующими тео-ретическим1и знаниями в области эксплуатации тепловых электростанций И практический опыт работы. Каждый оперативный работник смены должен в совершенстве знать не только свое рабочее место, но и рабочие места подчиненного ему персонала. [c.11]

Приведенная методика может быть использована для расчета газовой турбины на режимах, отличающихся от номинального. Анализ опытных данных [201 показывает, что на этих режимах при системе наддува с постоянным давлением в выпускном коллекторе в основном диапазоне режимов тепловозной характеристики сохраняется примерно постоянным отношение и/ср — onst, а следовательно, и к. п. д. турбины = onst. Поэтому практически соблюдается соотношение [c.76]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...