сппк4-200-16. Статья_Energetika (2). Abstract

• Название: Abstract
• Анкор: сппк4-200-16
• Дата: 13.05.2022
• Размер: 273.1 Kb.
• Имя файла: Статья_Energetika (2).docx
• Тип: Исследование; #527143

Исследование влияния кинематических параметров углекислотной турбины кислородно-топливного цикла на ее эффективность и габариты

Abstract

Для уменьшения выбросов диоксидов углерода в окружающую среду в энергетической промышленности разрабатываются кислородно-топливные энергетические циклы. Одним из наиболее перспективных циклов является цикл Аллама, имеющий максимальную эффективность производства электроэнергии среди остальных. Одним из основных элементов кислородно-топливного энергетического цикла является высокотемпературная углекислотная турбина. Рабочая среда и хладагент турбины состоят преимущественно из диоксида углерода сверхкритического давления. В настоящее время в литературных источников отсутствуют рекомендации к проектированию углекислотных турбин для КТЭК работающего по циклу Аллама. В связи с этим возникает необходимость проведения исследования влияния параметров проточной части углекислотных турбин на ее эффективность и габаритные показатели. В данной работе представлены результаты одномерных расчетовпроточной части углекислотной турбины для цикла Аллама мощностью 300 МВт, с начальной температурой и давлением 1100 °С и 30 МПа, и давлением на выходе 3 МПа. Исследование проводилось путем варьирования частоты вращения ротора, степени реактивности и среднего диаметра. По результатам одномерных расчетов было выявлено, что наибольшая эффективность проточной части достигается при частоте вращения турбины 75 Гц, степени реактивности 0.5, и величине среднего диаметра 1,1 м для первой ступени.
Keywords: turbine, carbon dioxide, Allam cycle, axial turbine

Введение

За последние годы заметно выросло потребление энергии человечеством, что привело к увеличению выбросов углекислого газа в окружающую среду, образующихся в результате сжигания углеводородного топлива на тепловых электростанциях [1]. Многие ученые считают, что именно увеличение концентрации СО₂ в атмосфере является причиной глобального изменения климата [2,3]. В настоящее время разрабатываются кислородно-топливные энергетические циклы, позволяющие производить электроэнергию с почти нулевыми выбросами. В зависимости от типа схемы содержание диоксида углерода в составе рабочего тела может быть от 40% до 95 – 97%. В зависимости от распределения потоков рабочей среды кислородно-топливные энергетические циклы бывают открытого, полузакрытого и закрытого типа. Широкую известность в этой сфере получили следующие технологии производства электроэнергии: полузакрытый цикл с кислородным сжиганием топлива (SCOC-CC), циклы «МАТИАНТ» (MATIANT cycles), циклы Аллама (Allam cycles), «Грац» циклы (Graz cycles) [4,5].

Наибольшей эффективностью среди всех кислородно-топливных энергетических циклов обладает цикл Аллама. По разным оценкам КПД нетто данного цикла составляет от 50 до 59%. Особенностью цикла Аллама является интеграция теплоты от ВРУ в схему и использование ее в многопоточном теплообменнике. Цикл Аллама является газотурбинным циклом с захоронением диоксида углерода. Рабочим телом является смесь диоксида углерода с содержанием водяного пара, массовая концентрация которого составляет около 3%. Принципиальная тепловая схема цикла Аллама показана на Рисунок 1.

Рисунок 1 – Принципиальная тепловая схема энергетической установки работающей по циклу Аллама

В криогенную ВРУ подается воздух, от которого отделяется кислород и направляется в камеру сгорания (КС). Метан в стехиометрическом соотношении с кислородом подается в КС, где сжигается, образуя смесь диоксида углерода и водяного пара. В КС также направляется циркулирующий поток диоксида углерода. Циркулирующий диоксид углерода, смешиваясь с продуктами сгорания метана с кислородом, направляется в газовую турбину (ГТ). Полученное рабочее тело при температуре 1373,15 К и давлении 30 МПа приводит во вращение ротор ГТ. Рабочее тело после ГТ направляется в регенератор (РГ), где отдает свою теплоту потоку холодного СО2, направляемого в камеру сгорания, и потоку СО2 для охлаждения лопаточного аппарата ГТ. После регенератора поток холодного рабочего тела направляется в охладитель-сепаратор (ОС), где от него отделяются пары воды. На выходе из ОС чистота CO2 составляет до 99% в зависимости от применяемого сепаратора и глубины охлаждения потока рабочего тела. Диоксид углерода после ОС разделяется на два потока, один направляется на захоронение, второй остается в цикле и подается на всас компрессора с промежуточным охлаждением. Углекислый газ после компрессора направляется в насос, где происходит окончательное нагнетание давления до рабочих параметров. Диоксид углерода с высоким давлением направляется в камеру сгорания, где охлаждает стенки КС и смешивается с продуктами сгорания. Теплота, выделяемая компрессорами ВРУ отводится в многопоточный теплообменник (регенератор), через промежуточный воздушный контур. Многопоточный теплообменник в данной схеме представлен в виде комбинации двух двухпоточных теплообменников.

Одним из наиболее важных элементов энергоблока, работающего по циклу Аллама, является высокотемпературная углекислотная турбина. На данный момент существует опытный образец углекислотной турбины для цикла Аллама мощностью 50 МВт, разработанный японской фирмой Toshiba [6]. Турбина состоит из 7 ступеней, форма проточной части с постоянным корневым диаметром, выполнена в двухкорпусном исполнении, внутренний корпус служит для снижения перепада давлений, а также для увеличения скорость прогрева и остывания корпусных деталей. Камера сгорания находиться в одном корпусе с турбиной

В работе [8,9] представлены результаты разработки углекислотной турбины для цикла Аллама мощностью 335 МВт, которая имеет семь ступеней. Давление и температура на входе в данную турбину составляют 1083 °С и 30 МПа. Высота лопатки первой ступени турбины составила 30 мм, длина последней лопатки – 170 мм. Проточная часть турбин при значении корневого диаметра – 870 мм.

В работе [7] представлен эскиз проточной части углекислотной турбины мощностью 400 МВт для цикла Аллама. Данная турбина имеет 9 ступеней и ротор с уваливающимся корневым диаметром. Высота рабочей лопатки первой ступени составила 45 мм, последней – 136 мм, корневой диаметр первой ступени составил 0.9 м, корневой диаметр последней ступени – 1.2 м. Больше открытых работ в которых представлены результаты разработки турбины цикла Алаама нет.

На данный момент существуют множество работ посвященных разработке турбин для других кислородно-топливных энергетических циклов, рабочим телом которых являются сверхкритический диоксид углерода. В [10,11] проведено проектирование проточной части газовой турбины мощностью 156 МВт для кислородного-топливного цикла SCOC-CC. Были предложены два варианта исполнения проточной части – одновальная и двухвальная. Оба варианта выполнены с уменьшением корневого диаметра. При одновальном исполнении проточная часть содержит 5 ступеней, ротор вращается с частотой 5200 об/мин. Высота лопаток первой ступени равна 45 мм, длина лопаток последней ступени составила около 350 мм. Первые 3 ступени выполнены с охлаждением, поскольку начальная температура СО₂ перед турбиной равна 1400°С. Второй вариант проточной части представляет из себя двухвальную конструкцию. Первый вал содержит две рабочих решетки, вращается со скоростью 7200 об/мин и предназначен для привода компрессора. Корневой диаметр первого вала составляет 1000 мм, высота первой лопатки – 60 мм. Второй вал включает в себя 3 ступени, вращается со скоростью 4500 об/мин и предназначен для привода электрогенератора.

В работе [12] представлена проточная часть углекислотной турбины для электростанции, работающей по циклу GRAZ. Мощность газовой турбины составляет 618 МВт. Конструкция турбины двухвальная. Частота вращения первого ротора 8500 об/мин, это обусловлено тем, что он служит для привода компрессора СО₂. Второй ротор подключен к электрогенератору и вращается с частотой 3000 об/мин. Высота первой ступени составляет 100 мм при значении корневого диаметра 1066 мм. Корневой диаметр последней ступени составил 2600 мм, высота лопатки – 750 мм.

Авторы в [13,14] проводят разработку четырехступенчатой углекислотной осевой турбины для рекомперссионного СО₂ цикла Брайтона мощностью 10 МВт с частотой вращения 27000 об/мин. Начальная температура потока перед турбиной – 700°С, начальное давление – 250 бар, давление за турбиной – 80 бар. Турбина состоит из 4 ступеней, ротор выполнен с постоянным корневым диаметром. КПД турбины находится на уровне 85%.

В [15] описаны результаты проектирования трехступенчатой осевой углекислотной турбины мощностью 10 МВт для цикла Брайтона со сверхкритическим СО₂. Начальное давление перед турбиной равно 10 МПа, начальная температура – 500°С, давление за турбиной – 9,5 МПа. Расчет профилей сопловых и рабочих решеток турбины S-CO2 выполнен при помощи программного обеспечения ANSYS-BladeGen. Средний диаметр от первой ступени к последний изменялся от 212 мм до 249 мм. Авторам удалось достичь значения относительного внутреннего КПД турбины равного 91,6%.

В [16] представлена конфигурация турбины, состоящая из двух частей: турбины компрессора и силовой турбины, для the oxy-fuel combined cycle. Изоэнтропический общий КПД двухступенчатой компрессорной турбины составил 86.7%, мощность на валу 86.5 МВТ, частота вращения 5700 об/мин. Силовая турбина состоит из 4-х ступеней. Радиусы на входе в силовую турбину составляют 622 мм и 740 мм, а на выходе - 766 мм и 1195 мм. Общая длина составляет 980 мм, частота вращения 3000 об/мин.

В [17] представлена конструкция осевой турбины мощностью 450 МВт для сверхкритического углекислотного цикла Ренкина. Турбина разделена на части высокого и низкого давления, при этом обе части выполнены двухпоточными. Частота вращения ротора составляет 3600 об/мин. Средний диаметр ротора составляет 660.4 мм, высота первой лопатки части высокого давления – 71.12 мм, длина последней лопатки части низкого давления равна 137.16 мм.

На основе проведенного обзора литературы было выявлено, что работ посвященных разработке турбины цикла Аллама довольно мало, в основном авторы исследуют турбины для кислородно-топливных циклов, рекомпрессионных циклов Брайтона и сверхкритических циклов Ренкина. Для турбины цикла Аллама авторы не проводили многофакторных исследований влияния параметров проточной части таких как: степень реактивности, частота вращения ротора, средний диаметр первой ступени на эффективности проточных частей турбин и их габариты. В данной работе представлены результаты исследований проведенных для углекислотной турбины энергетической установки, работающей по циклу Аллама. Анализируя параметры, которые представляют в своих работах исследователи, можно сказать, что по перепаду давлений, количеству ступеней и форме проточной части углекислотные турбины ближе к паровой турбине, чем к газовой, однако температура на входе в турбину ближе к газовой.

Данная статья посвящена определению влияния степени реактивности, частоты вращения и среднего диаметра на эффективность и конструктивные параметры проточной части углекислотных турбин.

Методика

Одномерный расчет производился на основе методики расчета паровых турбин. Алгоритм данного расчета показан на Рисунок 2. Расчет производился для разных частот вращения (50, 75, 100 Гц), формы проточной части (постоянный корневой, средний и периферийный диаметр), среднего диаметра (0.7; 0.8; 1; 1.2 м) и степени реактивности (от 0.1 до 0.7).

Начальные параметры тепловой схемы энергоустановки на базе цикла Аллама, представлены в Таблица 1.
Таблица 1. Параметры для одномерного расчета газовой турбины

Начальное давление p0, МПа	Конечное давление pk, МПа	Начальная температура t0, K	Электрическая мощность Nэ, МВт	Степень реактивности (для первого этапа)	Средний диаметр, м (для второго этапа)
30	3	1373,15	300	0,3	1,1

При одномерном расчете газовой турбины были приняты следующие допущения:

1. 
   Потери в лопаточных аппаратах ступеней определяли по эмпирическим зависимостям для потерь, полученных для профилей паровых турбин [18];
   
2. 
   Не учитывались потери с охлаждением лопаток высокотемпературных ступеней;
   
3. 
   Напряжения от изгиба и растяжения оценивались для лопатки без внутренних каналов охлаждения;
   
4. 
   Рабочее тело полностью состоит из диоксида углерода.
   

Рисунок 2 – Алгоритм проектирования углекислотной турбомашины
При проектировании были выполнены следующие ограничения:

1. 
   количество ступеней не должно превышать 10;
   
2. 
   высота первой сопловой лопатки должна быть не менее 20 мм;
   
3. 
   числа Маха в сопловом аппарате последней ступени не более 0.85;
   
4. 
   минимальный корневой диаметр 0.6 мм.
   

Одномерный расчет различных вариантов турбины производится исходя сохранения соотношения u/с_ф оптимальным. Соотношение u/с_ф определяется по формуле 1:

(1)

где, – коэффициент скорости в сопловой решетке, ρ – степень, – угол выхода из сопловой решетки.

C увеличением среднего диаметра первой ступени происходит уменьшение количества ступеней. Это обусловлено тем, что с увеличением среднего диаметра увеличивается окружная скорость вращения ротора. Для поддержания параметра u/с_ф неизменным требуется увеличивать срабатываемый теплоперепад на ступень, что и приводит к уменьшению количества ступеней.

Ограничение, связанное с высотой лопатки, обосновывается тем, что при слишком малых высотах лопатки значительно возрастают концевые потери энергии. Высота лопатки может быть определена по формуле 2:

((2)

где, G – расход рабочей среды, – теоретический удельный объем среды, – коэффициент скорости в решетке, – абсолютная теоретическая скорость выхода из сопл, – средний диаметр, – угол выхода из сопловой решетки.

Результаты

Исследование влияния среднего диаметра на КПД проточной части и габариты углекислотной турбины в диапазоне частот вращения от 50 Гц до 100 Гц.

Одномерный расчет проводился при постоянном корневом диаметре. Это связано с тем, что в турбине с постоянным средним диаметром всегда больше ступеней, чем в турбине с постоянным корневым диаметром при одинаковых средних диаметрах первой ступени. Это связано с тем, что в турбине с постоянным корневым диаметром от первой ступени к последней средний диаметр увеличивается, что позволяет сработать больший теплоперепад в каждой последующей ступени даже при не большом росте значения (u/сф)_опт из-за роста реактивности. В турбине с постоянным средним диаметром располагаемый теплоперепад от ступени к ступени уменьшается, поскольку окружная скорость постоянная, а значение (u/сф)_опт увеличивается из-за роста реактивности.

На рисунках 3 и 4 представлены, соответственно, результаты исследования влияния среднего диаметра на конструктивные и газодинамические характеристики при различных частотах вращения ротора и зависимость КПД проточной части от среднего диаметра и частоты вращения ротора.

Анализ влияния среднего диаметра (рисунок 3 и 4) на различные параметры проточной части с различными частотами показывает, что при частоте вращения турбины 50 Гц обеспечить количество ступеней менее 10, высоту сопловой лопатки первой ступени более 20 мм и число Маха в последней ступени менее 0,85 возможно при среднем диаметре первой ступени, лежащем в диапазоне 1.1-1.2 м. При этом внутренний относительный КПД проточной части составит 85-85.2%, а ее осевой габарит 0.76-0.95 м.

При частоте вращения турбины 75 Гц обеспечить количество ступеней менее 10, высоту сопловой лопатки первой ступени более 20 мм и число Маха в последней ступени менее 0.85 возможно при среднем диаметре первой ступени, лежащем в диапазоне 0.75-1.0 м. При этом внутренний относительный КПД проточной части составит 84.7-85.2%, а ее осевой габарит 0.578-1.24 м.

При частоте вращения турбины 100 Гц обеспечить количество ступеней менее 10, высоту сопловой лопатки первой ступени более 20 мм и число Маха в последней ступени менее 0.85 возможно при среднем диаметре первой ступени, лежащем в диапазоне 0.7-0.75 м. При этом внутренний относительный КПД проточной части составит 83.7-84.5%, а ее осевой габарит 0.75-0.876 м.

a) Зависимость числа ступеней от среднего диаметра	b) Зависимость числа Маха на выходе из последней ступени от среднего диаметра
c) Зависимость высоты первой сопловой лопатки от среднего диаметра	d ) Зависимость осевых размеров от среднего диаметра
Рисунок 3 – Результаты исследования влияния среднего диаметра на конструктиные и газодинамические характеристики при различных частотах вращения ротора

Рисунок 3 – Зависимость КПД проточной части от среднего диаметра и частоты вращения ротора

Результаты проведенного исследования показывают, проектирование углекислотной турбины с частотой 100 Гц не целесообразно, поскольку внутренний относительный КПД проточной части будет на 0.7-1.0% меньше по сравнению с турбиной с частотой 50 и 75 Гц. КПД проточной части турбины для ветвей 50 и 75 Гц находится примерно на одинаковом уровне равный 85.2%. Однако, при частоте вращения 75 Гц осевой размер проточной части турбины будет на 30% меньше, чем у турбины с частотой вращения 50 Гц при равных КПД. Исходя из выше перечисленных фактов можно сделать вывод, что проектирование углекислотной турбины с частотой вращения при 75 Гц обеспечит максимальный уровень газодинамической эффективности при наименьших массогабаритных характеристиках.

Исследование влияния степени реактивности на КПД проточной части углекислотной турбины в диапазоне частот вращения от 50 Гц до 100 Гц.

На рисунках 5 и 6 представлены, соответственно, результаты исследования влияния степени реактивности на конструктивные и газодинамические характеристики при различных частотах вращения ротора при среднем диаметре равном 1,1 м и зависимость изменения КПД проточной части от степени реактивности при среднем диаметре равном 1,1 м.

Анализ влияния среднего диаметра (рисунок 5 и 6) на различные параметры проточной части с различными частотами показывает, что при частоте вращения турбины 50 Гц обеспечить количество ступеней менее 10, высоту сопловой лопатки первой ступени более 20 мм и число Маха в последней ступени менее 0.85 возможно при степени реактивности, лежащей в диапазоне 0.1-0.25. При этом внутренний относительный КПД проточной части составит 83.9-85.0%, а ее осевой габарит 0,75-0,94 м.

При частоте вращения турбины 75 Гц обеспечить количество ступеней менее 10, высоту сопловой лопатки первой ступени более 20 мм и число Маха в последней ступени менее 0.85 возможно при степени реактивности, лежащей в диапазоне 0.35-0.65. При этом внутренний относительный КПД проточной части составит 84.5-85.2%, а ее осевой габарит 0.524-0.922 м.

При частоте вращения турбины 100 Гц обеспечить количество ступеней менее 10, высоту сопловой лопатки первой ступени более 20 мм и число Маха в последней ступени менее 0.85 возможно при степени реактивности, лежащей в диапазоне 0.475-0.7. При этом внутренний относительный КПД проточной части составит 84.3-82.2%, а ее осевой габарит 0.426-0.593 м.

a) Зависимость числа ступеней от степени реактивности	b) Зависимость числа Маха на выходе из последней ступени от степени реактивности
c) Зависимость высоты первой сопловой лопатки от степени реактивности	d)Зависимость осевых размеров от степени реактивности
Рисунок 5 – Результаты исследования влияния степени реактивности на конструктиные и газодинамические характеристики при различных частотах вращения ротора при среднем диаметре равном 1,1 м

Рисунок 6 – Зависимость изменения КПД проточной части от степени реактивности при среднем диаметре равном 1,1 м

В таблице 2 представлены предварительные рекомендации для проектирования углекислотной турбины для различных частот вращения.
Таблица 2. Рекомендации к проектированию углекислотных турбин КТЭ цикла Аллама

Конструктивная характеристика	Параметр
Частота вращения, Гц	50	75	100
Форма проточной части	Постоянный корневой диаметр
Высота первой лопатки соплового аппарата, мм	20	25	23
Средний диаметр, м	1.1	1.1	1.1
Степень реактивности	0.25	0.5	0.525
Осевые размеры, м	0.968	0.614	0.383
Радиальные размеры	1.17	1.17	1.17
КПД проточной части турбины, %	85	85.1	84.4

Выводы
На основе результатов одномерных расчетов проточной части углекислотной турбины цикла Аллама были получены зависимости, позволяющие оценить влияние частоты вращения, среднего диаметра и степени реактивности турбины на газодинамическую эффективность проточной части и количество ступеней углекислотной турбины.

Установлено, что для обеспечения максимального КПД равного 85,1% рекомендуется выбирать проточную часть с постоянным корневым диаметром, с частотой вращения 75 Гц, со степенью реактивности 0,5 и значением среднего диаметра 1,1 м. Осевой размер при данных параметрах проточной части составит 0,614 м, при количестве ступеней z = 7.

Также разработаны рекомендации для проектирования турбин с частотой вращения 50 и 100 Гц. Для турбины с частотой 50 Гц рекомендуется выбирать средний диаметр равным 1,1, среднюю степень реактивность 0,25, что обеспечит КПД проточной части 85%, осевой размер 0,968 м при количестве ступеней равны 10. Для турбины с частотой 100 Гц рекомендуется выбирать средний диаметр равным 1,1, среднюю степень реактивность 0,525, что обеспечит КПД проточной части 84,4%, осевой размер 0,383 м при количестве ступеней равным 4.

Выявленные рекомендации являются предварительными, поскольку были получены с помощью существующей методики расчета паровой турбины. Следующие исследования будут связаны с модернизацией методики расчета под условия работы углекислотной турбины в части:

1) Учета влияния многокомпонентности состава рабочей среды и наличия потоков хладагента на термодинамические особенности процесса расширения и теплогидравлические характеристики межлопаточных каналов.

2) Расчетно-экспериментальных исследований разработать поправки к зависимостям газодинамических потерь решеток профилей от основных конструктивных характеристик элементов проточной части.

Acknowledgment

This study conducted by the Moscow Power Engineering Institute was financially supported by the Ministry of Science and Higher Education of the Russian Federation (project no.FSWF-2020-0020).

Список литературы

1. Perera F. Pollution from Fossil-Fuel Combustion is the Leading Environmental Threat to Global Pediatric Health and Equity: Solutions Exist // IJERPH. — 2017. — Vol. 15. — № 1. — p. 16.

2. Ekwurzel B., Boneham J., Dalton M.W., Heede R., Mera R.J., Allen M.R., Frumhoff P.C. The rise in global atmospheric CO2, surface temperature, and sea level from emissions traced to major carbon producers // Climatic Change. — 2017. — Vol. 144. — № 4. — p. 579–590.

3. Anderson T.R., Hawkins E., Jones P.D. CO2, the greenhouse effect and global warming: from the pioneering work of Arrhenius and Callendar to today’s Earth System Models // Endeavour. — 2016. — Vol. 40. — № 3. — p. 178–187.

4. Rogalev A., Rogalev N., Kindra V., Komarov I., Zlyvko O. Research and Development of the Oxy-Fuel Combustion Power Cycles with CO2 Recirculation // Energies. Multidisciplinary Digital Publishing Institute. — 2021. — Vol. 14. — № 10. — p. 2927.

5. Kindra V., Rogalev A., Zlyvko O., Zonov A., Smirnov M., Kaplanovich I. Research on oxy-fuel combustion power cycle using nitrogen for turbine cooling // Archives of Thermodynamics. — 2020. — p. 191–202.

6. Sasaki T., Itoh M., Maeda H., Tominaga J., Saito D., Niizeki Y. Development of Turbine and Combustor for a Semi-Closed Recuperated Brayton Cycle of Supercritical Carbon Dioxide // Volume 1: Boilers and Heat Recovery Steam Generator; Combustion Turbines; Energy Water Sustainability; Fuels, Combustion and Material Handling; Heat Exchangers, Condensers, Cooling Systems, and Balance-of-Plant. Charlotte, North Carolina, USA:American Society of Mechanical Engineers. — 2017. — p. V001T02A008.

7. Zaryankin A., Rogalev A., Osipov S., Kindra V. Supercritical carbon dioxide gas turbines for high-power generation. Pilsen, Czech Republic. — 2018. — p. 020026.

8. Rogalev A., Grigoriev E., Kindra V., Rogalev N. Thermodynamic optimization and equipment development for a high efficient fossil fuel power plant with zero emissions // Journal of Cleaner Production. — 2019. — Vol. 236. — p. 117592.

9. Rogalev A., Rogalev N., Kindra V., Grigoriev E., Makhmutov B. The flow path characteristics analysis for supercritical carbon dioxide gas turbines // E3S Web of Conferences. EDP Sciences. — 2019. — Vol. 124. — p. 01006.

10. Sammak M., Jonshagen K., Thern M., Genrup M., Thorbergsson E., Gro¨nstedt T., Dahlquist A. Conceptual Design of a Mid-Sized Semi-Closed Oxy-Fuel Combustion Combined Cycle // Volume 4: Cycle Innovations; Fans and Blowers; Industrial and Cogeneration; Manufacturing Materials and Metallurgy; Marine; Oil and Gas Applications. Vancouver, British Columbia, Canada:ASMEDC. — 2011. — p. 253–261.

11. Sammak M., Genrup M., Thorbergsson E., Grönstedt T. Conceptual Mean-Line Design of Single and Twin-Shaft Oxy-Fuel Gas Turbine in a Semi-Closed Oxy-Fuel Combustion Combined Cycle // Volume 3: Cycle Innovations; Education; Electric Power; Fans and Blowers; Industrial and Cogeneration. Copenhagen, Denmark:American Society of Mechanical Engineers. — 2012. — p. 289–297.

12. Jericha H., Sanz W., Go¨ttlich E. Design Concept for Large Output Graz Cycle Gas Turbines // Volume 4: Cycle Innovations; Electric Power; Industrial and Cogeneration; Manufacturing Materials and Metallurgy. Barcelona, Spain:ASMEDC. — 2006. — p. 1–14.

13. Moore J., Day M., Cich S., Hofer D., others. Testing of a 10 MWe supercritical CO2 turbine // Proceedings of the 47th Turbomachinery Symposium. Turbomachinery Laboratory, Texas A&M Engineering Experiment Station. — 2018.

14. Kalra C., Hofer D., Sevincer E., Moore J., Brun K. Development of high efficiency hot gas turbo-expander for optimized csp supercritical co2 power block operation. — p. 11.

15. Shi D., Zhang L., Xie Y., Zhang D. Aerodynamic Design and Off-design Performance Analysis of a Multi-Stage S-CO2 Axial Turbine Based on Solar Power Generation System // Applied Sciences. — 2019. — Vol. 9. — № 4. — p. 714.

16. Dahlquist A., Genrup M. Aerodynamic Turbine Design for an Oxy-Fuel Combined Cycle // Volume 2B: Turbomachinery. Seoul, South Korea:American Society of Mechanical Engineers. — 2016. — p. V02BT38A016.

17. Bidkar R.A. et al. Conceptual designs of 50 MWe and 450 MWe supercritical CO2 turbomachinery trains for power generation from coal. Part 1: cycle and turbine // 5th International Symposium-Supercritical CO. — 2016. — Vol. 2. — p. 28–31.

18. Дейч М. Е. Атлас профилей решеток осевых турбин / М. Е. Дейч, Г. А. Филиппов, Л. Я. Лазарев. – М.: Издательство «Машиностроение», 1965. – 96 с