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Untersuchungen an einer Gasturbinenanlage

Hubschraubertr iebwerk ARTOUSTE I I C 5

Allgemeines Maschinenlaborator ium

Universität Hannover

Institut für Strömungsmaschinen

Version: April 2005

Institut für Strömungsmaschinen Allgemeines Maschinenlabor

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Inhalt 1 Organisatorisches...........................................................................................................3 2 Zweck des Versuches.....................................................................................................3 3 Versuchsanlage..............................................................................................................3 4 Beschreibung der Gasturbinenanlage..............................................................................4

4.1 Daten ........................................................................................................................4 4.2 Arbeitsweise .............................................................................................................5 4.3 Beschreibung der wichtigsten Einzelkomponenten....................................................8

4.3.1 Verdichter..............................................................................................................8 4.3.2 Brennkammer ........................................................................................................9 4.3.3 Turbine................................................................................................................ 10 4.3.4 Läufer .................................................................................................................. 10 4.3.5 Getriebe............................................................................................................... 11

4.4 Anlassvorgang ........................................................................................................ 12 4.5 Leistungsregelung................................................................................................... 13

5 Auswertung der Versuchsergebnisse ............................................................................ 14 5.1 Allgemeine Grundlagen .......................................................................................... 14 5.2 Angesaugte Luftmenge ........................................................................................... 15 5.3 Verdichter ............................................................................................................... 16 5.4 Brennkammer ......................................................................................................... 17 5.5 Turbine................................................................................................................... 18 5.6 Kupplungswirkungsgrad und spezifischer Brennstoffverbrauch............................... 19 5.7 Verlustleistung........................................................................................................ 19

6 Messstellen und Messgeräte......................................................................................... 20 6.1 Angesaugte Luftmenge ........................................................................................... 20 6.2 Verdichter ............................................................................................................... 20 6.3 Brennkammer ......................................................................................................... 20 6.4 Turbine................................................................................................................... 20 6.5 Leistung, Drehzahl .................................................................................................. 20

7 Darstellung und Diskussion der Versuchsergebnisse..................................................... 21 8 Anhang ........................................................................................................................ 22

8.1 Ergänzende Angaben für die Auswertung des Versuchs.......................................... 22 8.2 Nomenklatur ........................................................................................................... 23 8.3 Verzeichnis der Messstellen der „Artouste“ – Gasturbinenanlage............................ 25


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1 Organisatorisches Einleitend zum Laborversuch des Institus für Strömungsmaschinen wird eine Vorlesung mit dem Titel „Aufbau und Funktionsweise einer Gasturbinenanlage“ angeboten. Den Termin entnehmen Sie bitte gesonderten Ankündigungen. Für Fragen zu diesem AML wenden Sie sich bitte an die wissenschaftlichen Mitarbeiter des Instituts. Telefonnummern der Mitarbeiter und Information über das Institut für Strömungsmaschinen finden Sie auf unserer Website unter http://www.ifs.uni-hannover.de . Sollte dieser Laborversuch Ihr Interesse an Strömungsmaschinen wecken, sind Sie herzlich eingeladen, die fachspezifischen Vorlesungen

• „Strömungsmaschinen“ und/oder • „Gas- und Dampfturbinen“ sowie • „Numerische Strömungsmechanik“ • „Turbolader“ • „Energie- und Kraftwerkstechnik“

sowie alle anderen Angebote des Institutes wahrzunehmen. Zum Thema „Studien- und Diplomarbeiten“ wenden Sie sich gerne an die Mitarbeiter des Institutes.

2 Zweck des Versuches Zweck des Labors ist es, die Funktions- und Arbeitsweise einer Gasturbinenanlage kennen zu lernen. In diesem Sinn soll das Betriebsverhalten einer Gasturbinenanlage, die früher häufig serienmäßig als Hubschraubertriebwerk eingesetzt worden ist, ermittelt werden. Das Labor beinhaltet Untersuchungen bei verschiedenen Belastungszuständen und konstanter Drehzahl. Dabei werden die wesentlichen Betriebsparameter

• Leistung über Drehmoment und Drehzahl sowie • Brennstoffverbrauch

ermittelt und der thermische Wirkungsgrad des Gesamtaggregates errechnet. Mit Hilfe von weiteren gemessenen Größen wie Luftdurchsatz, mehreren Drücken und Temperaturen in der Gasturbinenanlage können die Einzelkomponenten (Verdichter, Brennkammer, Turbine) in ihrem Betriebsverhalten beurteilt werden.

3 Versuchsanlage Die Anlage besteht aus folgenden Hauptbaugruppen:

- Luftansaugsystem mit Schalldämpfer - Gasturbinenanlage mit integriertem Untersetzungsgetriebe - Elektrische Leistungsbremse - Abgassystem mit Schalldämpfer und Kamin - Kraftstoffversorgungssystem mit Mengenmesseinrichtung - Schmierölversorgungs- und Kühlsystem - Steuer- und Überwachungseinheit


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4 Beschreibung der Gasturbinenanlage

4.1 Daten

Hersteller: Turbomeca, Bordes, Frankreich Type: Artouste II C 5, Einwellen-Gasturbine Verdichter: einstufig, radial mit axialem Eintrittsteil Brennkammer: Ringbrennkammer mit direkter Abströmung Turbine: zweistufig, axial

Abbildung 1: Gasturbinenanlage „ Artouste“ , Übersicht

Nenndaten: Leistung: 367 KW (500 PS) Turbinendrehzahl: 34000 U/min, konstant Abtriebsdrehzahl: 5860 U/min Verdichtereintrittstemperatur: ca. 15°C Luftdurchsatz: 3,25 kg/s Druckverhältnis: 3,85 Turbineneintrittstemperatur: 800°C (1073 K) Turbinenaustrittstemperatur: 500°C (773 K) Nenn-Kraftstoffverbrauch: ca. 170 kg/h Gewicht des Triebwerks: 143 kg


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4.2 Arbeitsweise

Das Arbeitsprinzip einer Gasturbinenanlage wird mit dem Joule-Prozess beschrieben und häufig grafisch im h-s-Diagramms dargestellt (siehe Abbildung 2): Das Arbeitsfluid (bei diesem Versuch Luft) tritt mit dem Umgebungsdruck p0 in das Verdichterlaufrad der Anlage ein (Zustand 1). Dieses führt dem Fluid kinetische Energie zu, welche im nachfolgenden Diffusor in Druckenergie umgewandelt wird. Das Arbeitsfluid hat nun den Verdichteraustrittsdruck pVA erreicht (Zustand 2). In der darauf folgenden Brennkammer wird dem Fluid durch die Verbrennung Wärme zugeführt (isobarer Vorgang). Seine Temperatur steigt auf die Turbineneintrittstemperatur TTE (Zustand 3). In der Turbine wird das Arbeitsfluid wieder auf den Umgebungsdruck entspannt. Die Druckenergie wird hier in kinetische Energie umgewandelt und an die Laufräder der Turbine abgegeben, so dass an der Turbinenwelle Wellenleistung abgegriffen werden kann.

Abbildung 2: idealer Joule-Prozess im h-s-Diagramm


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Abbildung 3: Funktionsweise der Gasturbinenanlage

Das Triebwerk Artouste II C5 ist eine Einwellen-Gasturbinenanlage, d.h. dass die gesamte Turbine und der Verdichter auf einer Welle sitzen und mit derselben Drehzahl drehen, da sie starr miteinander verbunden sind. Durch die beiden seitlichen Eintrittsöffnungen am Verdichtergehäuse (siehe Abbildung 3) wird Luft angesaugt und im Verdichter auf den Prozesshöchstdruck komprimiert. Die verdichtete Luft teilt sich hinter der zweiten Diffusorstufe, vor Eintritt in die Brennkammer, in mehrere Teilströme auf (siehe Abbildung 5). Der erste Teilstrom, die Verbrennungsluft, ist so bemessen, dass eine stöchiometrische Verbrennung des Brennstoffes erfolgen kann. Die Verbrennungsluft tritt durch speziell angeordnete Bohrungen und Schlitze in die Brennkammer in den Bereich der Brennstoffzufuhr ein (siehe Abbildung 5, links)., Diese erzeugen eine gezielte Verwirbelung und somit eine gute Durchmischung von Verbrennungsluft und Brennstoff. Der zweite Teilstrom der verdichteten Luft, die Turbinenkühlluft, durchströmt den ersten Leitschaufelkranz der Turbine und kühlt so die Leitschaufeln von innen, bevor die Luft von hinten in den Bereich der Verbrennung eintritt (siehe Abbildung 5, rechts). Die stöchiometrische Verbrennungstemperatur beträgt ca. 2000°C. Da die technisch mögliche Eintrittstemperatur des Rauchgases in das erste Turbinenleitrad weit unter diesem Wert liegt (Schmelzpunkt des Metalles wesentlich geringer), werden Gasturbinenanlagen mit hohem Luftüberschuss betrieben. Diese überschüssige Luft, hier Mischluft genannt, wird im hinteren Abschnitt der Brennkammer mit den bei der Verbrennung gebildeten Rauchgasen vermischt. Dadurch wird das gesamte Rauchgas-Luftgemisch abgekühlt. Dazu sind besondere Eintritte/Röhrchen im Außenbereich der Brennkammer angebracht.


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Zudem wird die gesamte Brennkammerwand durch die relativ kühle Frischluft aus dem Verdichter sowohl von außen als auch durch einen über kleinere Bohrungen gebildeten Luftschleier von innen gekühlt (siehe Abbildung 5). Die Brennkammer ist thorusförmig um die gemeinsame Welle von Verdichter und Turbine angeordnet. Der Brennstoff wird in sonst kaum gebräuchlicher Weise durch radiale Bohrungen in einer Hohlwelle eingeführt und zerstäubt (siehe Abbildung 5 unten, Abbildung 8 und Abbildung 6). Das Brennstoff-Luft-Gemisch wird, bevor die Selbsthaltedrehzahl der Maschine erreicht ist, mit speziellen Zündkerzen gezündet (vgl. Abschnitt 4.4 Anlassvorgang). Nach Erreichen der Selbsthaltedrehzahl entzündet sich das Gemisch an den jetzt in der Brennkammer vorherrschenden heißen Gasen selbst. Mit einer mittleren Temperatur von 800°C tritt das Rauchgas-Luft-Gemisch in das Leitrad der ersten Turbinenstufe ein. Hier expandiert es, wird beschleunigt und strömt mit hoher Geschwindigkeit das nachfolgende Laufrad an. Dort wird die Geschwindigkeitsenergie des Gases in mechanische Energie umgewandelt und an die Turbinenwelle abgegeben. In der zweiten Turbinenstufe wiederholt sich der Vorgang auf entsprechend niedrigerem Druck- und Temperaturniveau. Nur ca. 1/3 der Turbinenleistung stehen als Nutzleistung an der Abtriebwelle zur Verfügung. Der größte Anteil der Turbinenleistung (ca. 2/3) wird zum Betrieb des Verdichters sowie der Hilfsaggregate benötigt. Die entspannten und auf etwa 500°C abgekühlten Rauchgase werden zuletzt hinter der zweiten Turbinenstufe in einem Diffusor verzögert und durch ein Abgasrohr und einen Schalldämpfer in die Atmosphäre abgeführt.


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4.3 Beschreibung der wichtigsten Einzelkomponenten

4.3.1 Verdichter

Die Verdichtereinheit besteht insgesamt aus einem einstufigen, radial durchströmten Laufrad, welches einen axialen Eintrittsteil besitzt, und aus zwei Diffusorstufen, in denen die im Laufrad an die Luft übertragene Geschwindigkeitsenergie in Druckenergie umgewandelt wird (siehe Abbildung 4, Abbildung 8). Das Laufrad hat 17 Schaufeln und ist aus Titan gefertigt. Es hat einen axialen und einen radialen Teil, die beide fest miteinander verstiftet sind. Hier wird dem Fluid kinetische sowie potentielle Energie zugeführt. In den beiden Diffusorstufen erfolgt durch Verzögerung der Strömung die Umwandlung der Geschwindigkeitsenergie in potentielle Druckenergie. Die erste Diffusorstufe ist radial angeordnet und besitzt 15 Schaufeln, die zwischen zwei Stahlkränzen hart eingelötet sind. Die zweite, axial angeordnete Diffusorstufe besteht aus drei Segmenten mit zusammen sechzig aus dem Vollen gearbeiteten Stahlschaufeln.

Abbildung 4: Verdichter (Laufrad und Diffusor)


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Durch die Trennung des Diffusors in zwei Teile (radial und axial) wird der Verzögerungsvorgang der Strömung vom Umlenkvorgang aus der radialen in die axiale Richtung getrennt.

4.3.2 Brennkammer

Die Brennkammer (siehe Abbildung 5 und Abbildung 7) besteht aus gelochten Blechen, die zu einem den Turbinenläufer komplett umschließenden Ring zusammengesetzt sind (Ringbrennkammer). Die Anordnung der Löcher ist so gewählt, dass sich der Luftstrom in der in Kapitel 4.2 beschriebenen Weise aufteilt. Die Luft wird dabei so an den Blechen entlang geführt, dass der Brennkammer-Werkstoff nicht unzulässig hohen Temperaturen ausgesetzt wird. Die Bleche bestehen aus besonders warmfestem Material mit folgender Zusammensetzung: 55% Ni, 20% Cr, 20%Co, 5%Fe, 0,1% C (Nimonic). Der Kraftstoff wird durch einen Kanal zugeführt, der sich zentral (siehe Abbildung 5, Abbildung 7 und Abbildung 6) in der hohlen Läuferwelle befindet. Der Kanal mündet in ein Einspritzrad mit kleinen radial ausgerichteten Bohrungen. Durch die Rotation des Einspritzrades wird für eine feine Vernebelung des Kraftstoffes und dadurch für eine gute Vermischung mit der Verbrennungsluft gesorgt.

Abbildung 5: Massenströme in der Brennkammer


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4.3.3 Turbine

Die Turbine ist zweistufig ausgeführt, wobei jede Stufe aus einem Leitschaufelkranz bzw. Leitrad und einem Laufrad besteht. Das erste Leitrad besteht aus 20 Hohlschaufeln, die zur Kühlung von der Turbinenkühlluft durchströmt werden (siehe Abbildung 5 und Abbildung 7). Sie sind in zwei konzentrische Stahlkränze eingeschweißt. Die beiden Laufräder bestehen aus Scheiben mit aus dem Vollen gefrästen Schaufeln. Die Scheiben werden durch eine Abstandshülse voneinander getrennt und mit Bolzen an den Läufer geflanscht (siehe Abbildung 8 und Abbildung 6). Bei der zweiten Turbinenstufe bilden zwei Halbschalen mit zusammen 34 aufgeschweißten Vollschaufeln den Leitschaufelkranz, der vom Maschinengehäuse umschlossen wird (Abbildung 7). Alle Bauteile sind aus warmfestem Werkstoff hergestellt.

4.3.4 Läufer

Abbildung 6: Läufer mit Verdichter- und Turbinenlaufschaufeln

Der Läufer (siehe Abbildung 8 und Abbildung 6) ist als Hohlwelle konstruiert und besteht aus folgenden Bauteilen:

- Vorn (auf den Abbildungen links) befindet sich das Einspritzrad mit dem Kraftstoffzufluss und die Wellennase, die das Verdichterlaufrad trägt.

- Hinten (auf den Bildern rechts) sind die Turbinenräder der ersten und zweiten Stufe, getrennt durch eine Abstandshülse, aufgeflanscht.

Alle Teile des Läufers sind aus dem gleichen warmfesten Material hergestellt. Zur Aufnahme der axialen Belastungen (axialer Schub) ist das vordere Wellenlager als Hochschulterlager ausgeführt, am hinteren Wellenende ist ein Rollenlager eingebaut.


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4.3.5 Getr iebe

Zur Herabsetzung der hohen Turbinendrehzahl (34000 U/min) auf die Drehzahl der Abtriebswelle (5860 U/min) dient ein zweistufiges Stirnradgetriebe, das sich frontseitig an das Verdichtergehäuse anschließt. Es enthält neben einem elektrischen Anlasser noch Abtriebe für die Kraftstoff- und Schmierölpumpen sowie einen Drehzahlregler (siehe Abbildung 1).

Abbildung 7: Gehäuse-Explosionsansicht mit Turbinenleitschaufeln


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Abbildung 8: Läufer-Explosionsansicht mit Verdichter- und Turbinenlaufschaufeln

4.4 Anlassvorgang

Der Anlassvorgang läuft automatisch ab und wird durch eine Elektronik überwacht und gesteuert. Die Elektronik ist in einem Schaltkasten untergebracht, der sich seitlich am Verdichtergehäuse befindet. Durch Betätigung eines Anlassschalters wird die Anlassautomatik mit Spannung versorgt (24 V). Diese schließt den Anlassstromkreis, und der Anlasser beginnt die Turbinenwelle zu beschleunigen. Gleichzeitig wird die Zündanlage in Betrieb gesetzt. Eine Doppelzündspule liefert die Zündspannung (15 kV) für die zwei Zündkerzen, die unter 120° Versatz so im Triebwerksgehäuse angeordnet sind, dass die Elektroden in zwei Brennkammermulden ragen, die nicht direkt von heißen Gasen beaufschlagt werden. In die innen hohlen Zündkerzen wird eine geringe Menge Kraftstoff eingespritzt, so dass sich an den Spitzen eine Flammenfackel bildet. Die Flamme wird so geführt, dass sie in den Brennraum hineinragt und dort das Kraftstoff-Luft-Gemisch zündet. Diese Zündkerzenart heißt daher auch "Fackelzünder" oder "Einspritzzündkerze". Bei ca. 12000 U/min, der so genannten "Selbsthaltedrehzahl", haben sich die Verbrennungsverhältnisse in der Brennkammer stabilisiert und die Rauchgase sind so energiereich, dass der Anlasser sowie die Zündanlage abgestellt werden können. Das Kraftstoff-Luft-Gemisch wird jetzt allein durch die heißen Rauchgase gezündet, die sich in der Brennkammer befinden, und die Gasturbine dreht sich nun aus eigener Kraft weiter hoch bis zur Leerlaufdrehzahl von 18000 U/min. Damit ist der Anlassvorgang abgeschlossen.


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4.5 Leistungsregelung

Nach dem Anlassvorgang wird die Kraftstoffzufuhr mit Hilfe eines manuell zu betätigenden Leistungshebels allmählich gesteigert und die Turbine bis auf eine Drehzahl von ca. 32000 U/min beschleunigt. Nach Erreichen dieser Drehzahl übernimmt eine vollautomatische Regeleinheit die Triebwerksregelung, und die Gasturbine kann belastet werden. Der Regler steuert die Stellung des Kraftstoffventils derart, dass die dem Triebwerk zugeteilte Brennstoffmenge die Drehzahl unabhängig von der Belastung konstant hält. Der einzustellende Drehzahlbereich erstreckt sich von 32000 U/min bis 34000 U/min. Die Leistung wird also nicht durch eine Drehzahlanpassung, sondern durch die Änderung des Drehmoments an der Welle geregelt.


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5 Auswertung der Versuchsergebnisse

5.1 Allgemeine Grundlagen

Der Arbeitsprozess einer Gasturbine wird bevorzugt im h-s-Diagramm dargestellt (siehe Abbildung 2 bzw. Abbildung 9). Der ideale Joule-Prozess einer einfach geschalteten Gasturbinenanlage besteht aus zwei Isentropen und zwei Isobaren (Abbildung 2). Bei dem realen Prozess (Abbildung 9) treten dagegen Verluste auf. Zum Beispiel verläuft der Prozess der Verdichtung aufgrund von Wärmezufuhr an das Gas durch Reibungsverluste an Schaufeln und Gehäusewänden polytrop. Des Weiteren ergeben sich Druck- und Wärmeverluste in der Brennkammer. Die Entspannung in der Turbine ist in der Realität nicht adiabat, sondern verläuft polytrop aufgrund von Abstrahlung von Arbeitswärme nach außen.

Abbildung 9: Realer Joule-Prozess im h-s-Diagramm

Der Verdichter verdichtet die angesaugte Luft vom Eintrittsdruck pVE (Zustand l) auf den höchsten Druck im Prozess, den Verdichteraustrittsdruck pVA (Zustand 2). Anschließend wird der Luft in der Brennkammer Wärme zugeführt (Zustand 2 nach Zustand 3), wodurch die höchste Prozesstemperatur, die Turbineneintrittstemperatur TTE, erreicht wird. Wegen der Druckverluste, die beim Durchströmen der Brennkammer auftreten, ist der Turbineneintrittsdruck pTE etwas geringer als der Verdichteraustrittsdruck pVA. Die Verbrennungsgase werden anschließend in der Turbine entspannt (Zustand 3 nach Zustand 4).


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Wegen der Druckverluste im Ansaugschalldämpfer und in der Zuleitung zum Verdichter liegt der Verdichtereintrittsdruck pVE geringfügig unterhalb des Umgebungsdruckes p0. Außerdem muss die Frischluft in der Ansaughutze beschleunigt werden, damit sie überhaupt in den Ansaugtrakt eintreten kann. Dies resultiert ebenfalls in einem geringen statischen Druckabfall gegenüber der ruhenden Luft in der Umgebung der Gasturbine. Der Anlagenaustrittsdruck pA hinter dem Diffusor liegt dagegen etwas oberhalb des Umgebungsdruckes p0, weil ein geringfügiges Druckgefälle notwendig ist, damit die Abgase zuverlässig aus der Maschine austreten. Bei stationären Gasturbinenanlagen kann die im Abgas noch enthaltene Wärmemenge bei entsprechend hoher Turbinenaustrittstemperatur (TTA > TVA) durch einen Wärmetauscher an die verdichtete Frischluft vor der Brennkammer übertragen werden. Diese Vorwärmung der zur Verbrennung benötigten Luft verbessert den Gesamtwirkungsgrad der Gasturbinenanlage erheblich, da die mit dem Brennstoff zuzuführende Wärmemenge geringer werden darf. Außerdem kann bei stationären Anlagen durch einen optimierten, größeren nachgeschalteten Diffusor noch ein größerer Teil der Energie des Abgases ausgenutzt werden. Da es sich hier aber um ein Hubschraubertriebwerk handelt, ist ein wichtiges Auslegungskriterium die Gewichtsersparnis und die geringe Baugröße. Deshalb verzichtet man hier auf einen Wärmetauscher, dessen Einbau aufgrund seiner notwendigen Größe (die Wärmeübergangszahl Luft/Rauchgas ist niedrig, die effektive Wärmetauscherfläche müsste 200 m2 betragen) nicht sinnvoll wäre. Auf einen großen Austrittsdiffusor muss an einem Hubschrauber deshalb ebenfalls verzichtet werden.

5.2 Angesaugte Luftmenge

Die Bestimmung der angesaugten Luftmenge erfolgt über die Messung des statischen Druckes in der Verdichtereintrittsebene. Mit Hilfe der Verknüpfung von Bernoulli- und Kontinuitätsgleichung und des Kalibrierfaktors K, der durch eine Strömungsabtastung der gesamten Eintrittsebene bei verschiedenen Betriebszuständen ermittelt wurde, ist die Berechnung des angesaugten Luftmassenstromes Lm� möglich.

pK2Am gesL ∆⋅ρ⋅⋅⋅=�

mit: Bernoulli: ρ∆= p2

u

und Kontinuität: uAm ⋅ρ⋅=� Es bedeuten: Ages: gesamter Ansaugquerschnitt = 2 A1 K: Kalibrierfaktor: K = 0.879

Der Faktor K ist ein empirisch ermittelter Proportionalitätsfaktor, der die Charakteristik der trichterförmigen Ansaughutzen beim Einströmen der Luft in die Gasturbinenanlage berücksichtigt.

ρ: Dichte der Luft im Eintritt ∆p: statische Druckdifferenz zwischen dem Wanddruck in der Eintrittsebene der

Ansaughutze und der Umgebung der Maschine Der Querschnitt der Eintrittsöffnung (je Triebwerksseite eine vorhanden) an der Stelle der Wanddruckbohrung ist A1 = A2 = 70 mm * 254 mm


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5.3 Verdichter

Die Verdichterleistung PV wird aus dem Produkt aus der Enthalpieerhöhung und dem Massendurchsatz Lm� , berechnet.

( ) VL12LV hmhhmP ∆⋅=−⋅= ��

Mit ( )VEVAm,pVm,pV TTcTchLL

−⋅=∆⋅=∆

ergibt sich ( )VEVAm,pLV TTcmPL

−⋅⋅= �

Die Berechnung der durchgesetzten Luftmenge Lm� wurde bereits in Abschnitt 5.2 erläutert. Die mittlere spezifische Wärme cp,mL zwischen Verdichtereintritts- und Verdichteraustritts-temperatur wird mit Hilfe eines Diagramms ermittelt. Für die Auswertung im Rahmen des Laborversuchs ist dieses Diagramm elektronisch in einem Auswertungsprogramm abgelegt. Die Verdichtereintritts- und -austrittstemperaturen TVE und TVA werden direkt gemessen. Der isentrope Verdichterwirkungsgrad ηηηηsV gibt das Verhältnis aus der isentropen Enthalpieerhöhung ∆hsV zu der tatsächlichen Enthalpieerhöhung ∆hV an.

V

sVsV h

h

∆∆

=η

Da gilt: ( )VEVAm,pV TTch

L−⋅=∆

und

��

�

�

��

�

�

−��

�

�⋅⋅=∆

κ−κ

1p

pTch

1

VE

VAVEm,psV L

,

kann geschrieben werden VEVA

1

VE

VAVE

sV TT

1p

pT

−��

�

�

��

�

�

−��

�

�⋅

=η

κ−κ

wobei κ = 1,4 gesetzt wird. (In den obigen wie auch in den folgenden Gleichungen sind die Temperaturen und Drücke absolute Größen. Die Messwerte müssen also ggf. umgerechnet werden!)


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5.4 Brennkammer

Der Brennkammerwirkungsgrad ηηηηBk ergibt sich als Quotient aus der tatsächlichen zur theoretisch-idealen Temperaturerhöhung der Luft bzw. der Rauchgase in der Brennkammer:

BkEid,BkA

BkEBkABk TT

TT

−−=η

Werden Wärmeverluste vom Verdichteraustritt zur Brennkammer und vom Brennkammer-austritt zum Turbineneintritt vernachlässigt, so kann man setzen:

TBkA = TTE TBkE = TVA

Die Gleichung für ηBk lautet dann:

VAid,BkA

VATEBk TT

TT

−−

=η

Die ideale Brennkammeraustrittstemperatur TBkA,id ergibt sich aus der Wärmebilanz.

Unter Vernachlässigung des Wärmeinhaltes des Brennstoffes ( 0Tcm BB,pB ≈⋅⋅� ) berechnet

sich die ideale Temperatur am Brennkammeraustritt zu

( )Rg

L

m,pBL

uBVAm,pLid,BkA cmm

hmTcmT

⋅+⋅+⋅⋅

=��

��

Die ideale Brennkammertemperatur ist auf iterativem Weg zu errechnen, weil cp,mL und cp,mRg von der Temperatur abhängig ist. Dazu wird für TBkA,id eine Temperatur geschätzt, die über der tatsächlich gemessenen Turbineneintrittstemperatur (TTE) liegt (etwa 50°C höher). Aus einem Diagramm können die zu dieser geschätzten Temperatur gehörigen Werte für cp,mL und cp,mRg abgelesen werden. Mit diesen abgelesenen cp-Werten kann nach der oben abgedruckten Formel eine neue ideale Brennkammer-Austrittstemperatur TBkA,id berechnet werden, mit welcher wieder eine Ablesung für cp,mL und cp,mRg im Diagramm vorgenommen werden kann. Das Verfahren konvergiert schnell und liefert nach etwa drei Schritten ein Ergebnis, das im Allgemeinen einen Fehler von weniger als 2°C aufweist (dies ist für unsere Zwecke genau genug). Die Iteration wird für die Versuchsauswertung automatisch von dem Auswertungsprogramm übernommen.


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Die Brennstoffmenge Bm� berechnet sich dabei aus der Durchflussmessung mit Hilfe einer

Stoppuhr und dem gegebenen Messglasvolumen VB, der Dichte ρB und der Messzeit tB.

B

BBB t

Vm

ρ⋅=�

5.5 Turbine

Die Leistung der Turbine PT errechnet sich analog der Verdichterleistung zu:

( ) ( ) TBL43RgT hmmhhmP ∆⋅+=−⋅= ��

Mit Tch

Rgm,p ∆⋅=∆

ergibt sich

( )TATEm,pRgT TTcmPRg

−⋅⋅= �

Der isentrope Turbinenwirkungsgrad ηηηηsT gibt das Verhältnis von tatsächlich abgebautem Enthalpiegefälle ∆hT zum isentropen Gefälle ∆hsT an.

sT

TT,s h

h

∆∆=η

Dabei ist ( )TATEm,pT TTch

Rg−⋅=∆

und

��

�

�

��

�

�

��

�

�−⋅⋅=∆

κ−κ 1

TE

TATEm,psT p

p1Tch

Rg

Dann gilt

��

�

�

��

�

�

��

�

�−⋅

−=ηκ−κ 1

TE

TATE

TATEsT

p

p1T

TT

Alle Größen, außer der Turbinenein- und Turbinenaustrittstemperatur werden gemessen, wobei zu berücksichtigen ist, dass der Turbineneintrittsdruck aus dem Verdichterenddruck und dem Druckabfall in der Brennkammer zu ermitteln ist:

BkVATE ppp ∆−=


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5.6 Kupplungswirkungsgrad und spezifischer Brennstoff-verbrauch

Der thermische Kupplungswirkungsgrad ηηηηth,K ist definiert als Quotient aus abgegebener Leistung PN und durch den Brennstoff zugeführter Wärme zuQ� .

zu

NK,th Q

P�

=η

Die Nutzleistung PN wird durch Messung von Drehmoment und Drehzahl an der Wirbelstrombremse bestimmt.

n2MP dN ⋅⋅= π

mit hFM Brd ⋅=

Dabei bedeuten: PN = Nennleistung in [kW] Md = Drehmoment in [mkp] (1 mkp entspricht 9.80665 Nm) n = Drehzahl in [U/min] h = theoretischer Hebelarm (0,97385 m) FBr = Kraft am Widerlager der Wirbelstrombremse in [kp] Die zugeführte Wärmemenge zuQ� ergibt sich aus der Brennstoffmenge Bm� und dem unteren

Heizwert hu des Brennstoffes:

uBzu hmQ ⋅= ��

Der spezifische Brennstoffverbrauch be ist definiert als

��

�

�

��

�

�

=kW

skg

in P

mb

N

Be

�

5.7 Verlustleistung

Die Verlustleistung der Gasturbinenanlage umfasst sowohl Reibleistung als auch die Antriebsleistung für die Hilfsantriebe der Anlage. Die Gesamtverlustleistung PVerl errechnet sich aus Turbinen-, Verdichter- und Nutzleistung.

NVTVerl PPPP −−=


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6 Messstellen und Messgeräte

6.1 Angesaugte Luftmenge

Der angesaugte Luftmassenstrom Lm� wird mit Hilfe der Maschineneintrittsöffnungen

gemessen (siehe Abschnitt 5.2). Dazu wird der Differenzdruck ∆p zwischen der Wanddruckbohrung in der Ansaughutze (pH) und dem Umgebungsdruck p0 in der Versuchskabine ermittelt. Der statische Druck der Ansaughutze pH wird mit einem Manometer der Firma Betz gegen den Umgebungsdruck in der Messkabine pu,MK gemessen. Zur Bestimmung des Umgebungsdruckes der Maschine p0 im Versuchsraum wird zunächst der Umgebungsdruck pu,MK in der Messkabine bestimmt (Quecksilber-Barometer) und dann mit dem Differenzdruck ∆pMK,VK zwischen Messkabine und Versuchsraum (Schrägrohrmanometer, gefüllt mit Alkohol als Medium) verrechnet. Die Temperatur der Luft in der Ansaughutze wird mit einem Thermoelement gemessen.

6.2 Verdichter

Die Drücke vor und hinter dem Verdichter (pVE, pVA) werden mit U-Rohren (gegen Umgebungsdruck der Messkabine pu,MK) in mmWS bzw. in mmHg gemessen. Ein- und Austrittstemperaturen (TVE, TVA) werden mit Thermoelementen ermittelt.

6.3 Brennkammer

Der Druckabfall in der Brennkammer wird mit einem U-Rohr (Medium ist hier Wasser) gemessen. Die zugeführte Brennstoffmenge pro Zeit Bm� wird durch die Messung der Ausflusszeit tB aus einem 0,5-Liter-Messzylinder ermittelt.

6.4 Turbine

Der Turbineneintrittsdruck pTE ergibt sich aus dem Verdichteraustrittsdruck (pVA) vermindert um den Druckabfall ∆pBK in der Brennkammer. Der Turbinenaustrittsdruck pTA wird mit einem U-Rohr-Manometer (Medium Wasser) gemessen. Die Turbineneintritts- und -austrittstemperaturen (TTE, TTA) wurden ursprünglich aus einem Diagramm entnommen, welches im Auswertungsprogramm elektronisch hinterlegt ist.

6.5 Leistung, Drehzahl

Die von der Gasturbine abgegebene Leistung wird von einer Wirbelstrombremse aufgenommen. Das Bremsmoment wird mit Hilfe einer Kraftmesseinrichtung bestimmt, mit der die Stützkraft FBr des pendelnd aufgehängten Gehäuses der Bremse (mit dem Hebelarm h zur Wellenmitte) gemessen wird. Die durch die Bremsenergie entstehende Wärme wird durch


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Kühlwasser abgeführt. Das Moment kann durch entsprechende Kalibrierung aus der Kraftmessung direkt in [m⋅kp] umgerechnet werden. Zur Drehzahlmessung werden drehzahlproportionale Impulse mit Hilfe einer Lichtschranke und einer Schlitzscheibe, die auf der Anlagenabtriebswelle befestigt ist, erzeugt. Die nachgeschaltete Elektronik verarbeitet die Impulse so, dass die Anzeige direkt in Umdrehungen pro Minute (U/min) erfolgt.

7 Darstellung und Diskussion der Versuchs-ergebnisse

Die Ergebnisse der Auswertung werden in folgenden Diagrammen aufgetragen (Auswertungsprogramm): Diagramm l: ηth,K; be = f (PN) Diagramm 2: ηsV; ηsT; ηBk = f (PN) Diagramm 3: PV; PT; PVerl = f (PN) Anschließend ist eine Interpretation der in den Diagrammen dargestellten Ergebnisse durchzuführen. Anhaltspunkte für die Auswertung und Diskussion sollen folgende Fragen geben: Entspricht der gemessene Kurvenverlauf dem theoretisch erwarteten? Wo treten Messfehler auf, wie wirken sie sich aus? Weisen die Kurvenverläufe Besonderheiten auf? Wie müssten die Graphen in der Nähe des Ursprungs aussehen (Brennstoffverbrauch, Wirkungsgrade, etc)? Abschließend werden die Ergebnisse diskutiert (Endtestat !)


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8 Anhang

8.1 Ergänzende Angaben für die Auswer tung des Versuchs

Brennstoff: Heizöl extra leicht, unterer Heizwert hu = 42705 kJ/kg Messglasvolumen: VB = 500 cm3

Dichte von Alkohol: 3u3AL dmC

kgt0008.0

dm

kg8214.0

⋅°⋅⋅−⋅=ρ

Umrechnungen:

Druck (mmHg(≈Torr) ↔ Pa): ( )

PaC8

t

mm

Hgh3.133p u

��

��

�

°−⋅=

Druck (mmWS ↔ Pa): ( )

Pamm

WSh80665.9p ��

��

�⋅=

Kraft (Kilopond (kp) ↔ Newton (N)): Nkp

F9.80665F �

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Alle Diagramme, die ursprünglich zur Bestimmung von Stoffwerten, Temperaturen oder Temperaturabhängigkeiten der in die Rechnung eingehenden Größen notwendig waren, sind im Auswertungsprogramm hinterlegt.


- 23 -

8.2 Nomenklatur

Größe Beschreibung Dimension

p0 Umgebungsdruck in der Versuchskabine p0 = pu,MK + ∆pMK,VK bar

pu,MK Umgebungsdruck in der Messkabine Torr

∆pMK,VK Differenzdruck zwischen Messkabine und Versuchskabine mm AlS

pVE = p0 Druck am Verdichtereintritt bar

pH Differenzdruck zwischen Ansaughutze und Messkabine zur Massenbestimmung

mm WS

TVE Temperatur am Verdichtereintritt °C

pVA Differenzdruck Verdichteraustritt und Messkabine mm Hg

TVA Temperatur am Verdichteraustritt °C

∆pBK Druckverlust in der Brennkammer mm WS

TTE Temperatur am Turbineneintritt °C

pTE Turbineneintrittsdruck bar

pTA Differenzdruck zwischen Turbinenaustritt und Messkabine mm WS

TTA Temperatur am Turbinenaustritt °C

TB Temperatur des Brennstoffes °C

PV Verdichterleistung kW

Lm� Luftdurchsatz kg/s

h1, h2, h3, h4 Enthalpie für den Zustand i = 1,2,3,4 kJ/kg

∆hV Enthalpieerhöhung im Verdichter kJ/kg

∆hsV Isentrope Enthalpieerhöhung im Verdichter kJ/kg

cp,mL Mittlere isobare Wärmekapazität der Luft kJ/(kg K)

cp,mRg Mittlere isobare Wärmekapazität des Rauchgases kJ/(kg K)

cp,B Mittlere isobare Wärmekapazität des Brennstoffes kJ/(kg K)

ηsV Isentroper Verdichterwirkungsgrad -

κ Isentropenexponent -

TBkA Brennkammertemperatur am Austritt °C

TBkE Brennkammertemperatur am Eintritt °C

TBkA,id Ideale Brennkammertemperatur am Austritt °C

ηBk Brennkammerwirkungsgrad -


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Bm� Brennstoffdurchsatz kg/s

VB Messvolumen des Brennstoffs m3

ρB Dichte des Brennstoffs kg/m³

tB Durchlaufzeit für 500 cm3 Brennstoff sec

hU Untere Heizwert kJ/kg

Rgm� Massenstrom des Rauchgases kg/s

PT Turbinenleistung kW

ηT Turbinenwirkungsgrad -

∆hT Enthalpiegefälle in der Turbine kJ/kg

∆hsT Isentropes Enthalpiegefälle der Turbine kJ/kg

∆pBK Druckgefälle in der Brennkammer bar

ηth,K thermischer Kupplungswirkungsgrad -

PN Abgegebene Nutzleistung kW

zuQ� Zugeführter Wärmestrom kJ/s

Md Drehmoment mkp

h Theoretischer Hebelarm an der Bremse 0,97385 m

n Drehzahl der Bremse bzw. der Abtriebswelle U/min

FBr Kraft am Bremshebel kp

be spezifischer Brennstoffverbrauch (kg/s)/kW

PVerl Gesamtverlustleistung kW


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8.3 Verzeichnis der Messstellen der „ Ar touste“ – Gasturbinen-anlage

Messgröße Beschreibung Messgerät Dimension

p0 Umgebungsdruck in der Versuchskabine p0 = pu,MK + ∆pMK,VK

wird berechnet bar

pu,MK Umgebungsdruck in der Messkabine

Quecksilberbarometer Torr

∆pMK,VK Differenzdruck zwischen Mess-kabine und Versuchskabine

Schrägrohrmanometer mm AlS

pVE = p0 Druck am Verdichtereintritt bzw. Umgebungsdruck der Gasturbinenanlage

entspricht dem Umgebungs-druck p0 im Versuchsraum

bar

pH Differenzdruck zwischen Ansaughutze und Messkabine zur Massenbestimmung

Manometer der Firma Betz mm WS

TVE Temperatur am Verdichtereintritt Thermoelement °C

pVA Differenzdruck Verdichteraustritt und Messkabine

U-Rohr-Manometer mm Hg

TVA Temperatur am Verdichteraustritt Thermoelement °C

∆pBK Druckverlust in der Brennkammer U-Rohr-Manometer mm WS

TTE Temperatur am Turbineneintritt Diagramm, abgelesen °C

pTA Differenzdruck zwischen Turbinenaustritt und Messkabine

U-Rohr-Manometer mm WS

TTA Temperatur am Turbinenaustritt Diagramm, abgelesen °C

TB Temperatur des Brennstoffes Thermoelement °C

tB Durchlaufzeit für 500 cm3 Brennstoff

Stoppuhr sec

n Drehzahl der Bremse induktiver Drehzahlmesser U/min

FBr Kraft am Bremshebel Skalenwaage kp


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Abbildung 10: Schematischer Plan der Messstellen des Versuchsaufbaus


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Abbildung 11: Komplettansicht der Gasturbinenanlage „ Artouste“

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