Моделирование теплового и термонапряженного состояния критических узлов высокотемпературной части теплофикационных паровых турбин с целью повышения их надежности и маневренности

Теплофикационные турбины, установленные на ТЭС России, часто работают в переменной части графика электрических нагрузок, а также в режиме частых пусков и остановов. Это обусловлено тем, что маневренные возможности находящихся в эксплуатации конденсационных агрегатов исчерпаны и недостаточны для покрытия переменной части графика электрических нагрузок. К тому же в районах крупных промышленных центров, обычно обладающих повышенной неравномерностью энергопотребления, значительная часть общей мощности турбоагрегатов установлена на ТЭЦ. Все это ужесточает требования к маневренности теплофикационных турбин [1]. Однако повышение маневренности турбины ограничивается надежностью основных массивных деталей паровой турбины, таких как ротора, корпуса цилиндров, стопорных и регулирующих клапанов, температурные напряжения в которых ограничивают темп и продолжительность пусковых и переходных режимов, а также определяют ресурс эксплуатации. В условиях, когда наработка большинства турбин превысила проектный, а в некоторых случаях парковый и индивидуальный ресурсы, а значительная часть парка турбин типа Т-110/120−130 и Т-250/300−240 УТМЗ (в настоящее время УТЗ) превзошла нормативные наработки времени для высокотемпературных деталей ЦВД и ЦСД [2], вопрос о повышении надежности эксплуатации теплофикационных турбин, безусловно, актуален.

Приспособление теплофикационных турбин, проектировавшихся как базовые агрегаты, к работе в переменной части графика электрических нагрузок, а также в режиме частых пусков и остановов при удержании параметров, определяющих надежность в допустимых пределах, является важной и сложной задачей. Ее решение связано с внедрением ряда конструктивных мероприятий, а также с разработкой методов и средств контроля за термонапряженным состоянием турбины. Контроль температурного и, соответственно, термонапряженного состояния наиболее массивных высокотемпературных элементов турбины позволяет не допустить превышения допускаемых значений напряжений, а также осуществлять пусковые и переходные режимы по фактическому температурному состоянию турбины.

Однако для решения этой задачи необходимо для каждого конкретного типа турбины определить — какие именно узлы являются «критическими элементами», температурные напряжения в которых определяют темп и продолжительность пусковых операций, а так же зоны возникновения максимальных температурных напряжений в них [2]. Это позволит не только выработать рекомендации конструктивного и режимного характера, позволяющие снизить температурные напряжения в пусковых режимах и темп накопления повреж-денности в металле, но и разработать рациональные системы контроля за термонапряженным состоянием.

Актуальность работы. Считается, что для теплофикационных турбин средней мощности ЗАО УТЗ на докритические параметры пара с однокорпус-ной конструкцией ЦВД, к которым относится турбина Т-110/120−130, контроль прогрева статорных деталей, как правило, является гарантией того, что в роторах этих турбин не возникает чрезмерных температурных напряжений. Влияние ротора на режим пуска учитывается только через его относительное расширение. Однако необходимо отметить, что уже достаточно давно турбины Т-110/120−130 оснащаются штатной системой обогрева фланцев и шпилек с подачей пара в обнизку [3,4]. Это конструктивное мероприятие позволило не только эффективно воздействовать на такой параметр как относительное расширение ротора, но и снизить температурные напряжения, возникающие в массивных фланцах корпуса ЦВД. В этой связи актуальной является задача выявления «критических» элементов среди массивных высокотемпературных деталей турбины, температурные напряжения в которых ограничивают маневренность турбины в пусковых режимах.

Еще одним обстоятельством, определяющим актуальность данной работы, является то, что теплофикационные турбины, как правило, устанавливаются на ТЭЦ с поперечными связями, при этом во время пуска в зоне паровпуска ротор и корпус ЦВД омываются паром, температура которого лишь незначительно ниже температуры свежего. Условия, близкие к тепловому удару, могут вызвать значительные температурные напряжения (особенно в золе концентраторов) [5].

Исследованию термонапряженного состояния роторов мощных конденсационных установок с промежуточным перегревом пара посвящено множество работ. Расчетные и экспериментальные исследования позволяют утверждать, что в мощных конденсационных турбинах с промежуточным перегревом пара типа К-3 00−240, К-5 00−240, К-800−240 «критическими элементами» являются РСД. Это обусловлено тем, что, во-первых, металл РСД зоне паровпуска и ПКУ омывается паром, имеющим достаточно высокую температуру (близкую к температуре за промежуточным пароперегревателем), во-вторых, большими диаметрами РСД по сравнению с РВД, и, в-третьих, наличием ярко выраженного думмиса у РСД некоторых турбин с однопоточной конструкцией ЦСД. Все вышеперечисленные особенности турбин с промежуточным перегревом характерны и для теплофикационной турбины Т-25 0/3 00−240. Однако в некоторых работах, посвященных оптимизации пусковых режимов турбины путем моделирования ее термонапряженного состояния, в качестве критического элемента рассматривался РВД. Таким образом, является актуальной задача выявления «критических элементов» теплофикационной турбины Т-25 0/3 00−240, по которым должна осуществляться оптимизация пусковых режимов.

Массивные высокотемпературные детали турбин, такие как ротора, корпуса цилиндров и стопорных клапанов обладают сложной геометрией. Особенно это относится к статорным деталям — корпусам ЦВД, значительно отличающимся от тел вращения. Температурное поле корпусов в пусковых режимах характеризуется, как радиальной, так и окружной и осевой неравномерностями. Поэтому расчет полного температурного поля корпуса представляет собой весьма сложную проблему, требующую решения трехмерной задачи нестационарной теплопроводности, при переменных во времени и пространстве граничных условиях. При проектировании, а также при расчетных и расчетно-экспериментальных исследованиях турбин в эксплуатации вводят множество допущений, сводя задачу к двухмерной, а в некоторых случаях, и к одномерной. Еще более сложной задачей является определение температурных напряжений в корпусах турбин. Чаще всего, расчеты температурных напряжений выполняются по формулам для простейших геометрических тел, таких как пластина, бесконечный цилиндр и т. д., предполагая, что температурное поле неизменно в окружном и осевом направлениях. Однако такая расчетная схема далека от действительности. Поэтому задача определения НДС корпусов ЦВД турбин в пусковых режимах с учетом взаимного влияния максимально возможного количества факторов также является актуальной.

Цель работы. Основной целью работы является повышение надежности высокотемпературных узлов теплофикационных турбин Т-110/120−130 и Т-250/300−240 путем исследования их теплового и термонапряженного состояния при пусковых режимах и разработки рекомендаций, которые позволят повысить надежность и маневренность как уже находящихся в эксплуатации турбин, так и могут быть использованы при проектировании новых турбин, имеющих схожие конструктивные решения.

Для достижения поставленной цели в работе решены следующие задачи:

1. Выполнено расчетно-экспериментальное исследование теплового и термонапряженного состояний роторов, корпусов ЦВД и СК в пусковых режимах с учетом реальной геометрической конфигурации (с учетом влияния трехмерности температурного поля на термонапряженное состояние высокотемпературных элементов рассматриваемых турбин).

2. Определены «опасные зоны» роторов ЦВД и ЦСД, корпусов ЦВД и СК, характеризующиеся максимальными температурными напряжениями, накопленная поврежденность в которых может вызвать появление трещин малоцикловой усталости.

3. На основе численного решения обратной задачи нестационарной теплопроводности получены значения коэффициентов теплоотдачи, обеспечивающие воспроизводство расчетным путем экспериментальных значений температур в контрольных точках стопорного клапана. Полученные значения коэффициентов теплоотдачи обобщены в критериальной форме для расчета температурных полей применительно к стопорным клапанам турбин ЗАО «УТЗ» с докритическими параметрами пара.

4. Выяснены основные факторы, вызывающие появление в процессе эксплуатации трещин в корпусах ЦВД турбин Т-110/120−130 и Т-250/300−240.

5. Разработаны рекомендации конструктивного и режимного характера, позволяющие снизить уровень температурных напряжений и соответственно повысить надежность и маневренность турбин рассматриваемого типа.

Научная новизна состоит в следующем: получены значения коэффициентов теплоотдачи, которые обобщены в критериальной форме отдельно для паровой коробки и фланца стопорного клапана турбин ЗАО «УТЗ» с докритическими параметрами паравпервые выполнено комплексное исследование теплового и термонапряженного состояний высокотемпературных узлов (корпусов ЦВД и СК) турбин Т-110/120−130 и Т-250/300−240 с учетом их реальной (трехмерной) геометрической конфигурации на основе решения междисциплинарных задач нестационарной теплопроводности при переменных во времени и пространстве граничных условиях теплообмена и задачи определения НДС с учетом билинейного упруго-пластического поведения материалаполученные результаты комплексного исследования термонапряженного состояния высокотемпературных узлов (роторов, корпусов ЦВД и СК) турбин Т-110/120−130 и Т-250/300−240 позволили выявить среди них «критические» элементы и в каждом из них зоны, характеризующиеся максимальными температурными напряжениямиустановлены зоны роторов, в которых имеют место максимальные разности температур, но они не являются «критическими», что необходимо учитывать при разработке алгоритмов для программ контроля за термонапряженным состоянием и автоматизированных систем управления пусками по термонапряженному состояниюнаучно обоснованы рекомендации по изменению в конструкции корпусов ЦВД, что позволит снизить уровень температурных напряжений в них и исключить корпуса из числа «критических элементов» .

Практическая значимость определяется тем, что исследованные в данной работе высокотемпературные узлы турбины Т-110/120−130 практически полностью унифицированы с узлами большинства находящихся в эксплуатации и выпускаемых на сегодняшний день ЗАО УТЗ теплофикационных паровых турбин. Так, например, корпус СК унифицирован с корпусами СК турбин Т-50/60−130, ПТ-50/65−130, ГГГ-90/120−130/10, Тп-115/125−130, Т-175/210−130, ПТ-135/165−130/15. Эти же турбины (за исключением Т-175/210−130 и ПТ-140/165−130/15) имеют схожую с Т-110/120−130 конструкцию РВД и корпуса ЦВД. Поэтому результаты работы могут быть применены при проектировании и модернизации турбин указанных типов, а также при совершенствовании режимов эксплуатации ПТУ.

На сегодняшний день на ТЭЦ России находятся в эксплуатации 22 турбины Т-250/300−240 и 195 турбин Т-110/120−130 различных модификаций, а также еще около 130 турбин, имеющих унифицированную с турбиной Т-110/120−130 конструкцию высокотемпературных узлов. Исследование термонапряженного состояния высокотемпературных узлов столь большого парка турбин и разработка мероприятий по повышению их надежности и маневренности подтверждает практическую значимость данной работы.

Основная ценность работы состоит в том, что полученные результаты и разработанные рекомендации, а также использованные в работе подходы и методы могут быть применены при проектировании высокотемпературных узлов новых турбин, для оценки уровня температурных напряжений в пусковых режимах и оптимизации геометрии деталей с целью повышения надежности и маневренности турбин, построения оптимальных графиков пусков на этапе эскизного и технического проектов, а также для выбора рациональных систем контроля, построения автоматизированных систем управления пусками.

Результаты работы уже использованы на ЗАО УТЗ при проектировании новых турбин Т-53/67−8,0 для ПГУ-230 Минской ТЭЦ-3, К-63−8,8 Рудненской ТЭЦ, а также при проектировании ЦВД турбины т-120/130−130−5м0 с однове-нечной регулирующей ступенью.

Достоверность и обоснованность результатов обеспечиваются применением современных численных расчетных методов и сертифицированного, лицензионного программного комплекса ANSYS (лицензионное соглашение № 106 919), высокопроизводительной компьютерной техники, использованием конструкторской документации завода-изготовителя и максимальным соответствием геометрии расчетных моделей реальным объектам исследования, удовлетворительным совпадением расчетных и экспериментальных данных, использованием нормативной документации, в которой обобщены результаты исследования теплообмена на характерных поверхностях исследуемых узлов. Автор защищает: результаты исследования по определению значений коэффициентов теплоотдачи и обобщению их в критериальном виде для расчета температурных полей и напряжений в корпусе стопорного клапана паровой турбинырезультаты расчетного исследования теплового и термонапряженного состояния роторов теплофикационных турбин с учетом реальной геометрической конфигурации в зоне лабиринтовых уплотнений (без использования эмпирических коэффициентов концентрации напряжений) — результаты расчетного исследования теплового и термонапряженного состояния корпусов теплофикационных турбин с учетом их реальной геометрической конфигурациирезультаты исследований по выявлению «критических» элементов, ограничивающих маневренные возможности турбин рассматриваемых типов и определяющие их надежность, на основе анализа и сопоставления максимальных напряжений в узлах высокотемпературной части турбинпути снижения температурных напряжений в узлах высокотемпературной части с целью повышения их надежности и маневренных свойств турбин.

Апробация работы. Основные материалы и результаты диссертационной работы докладывались на VIII, X, XI и XII отчетных конференциях молодых ученых ГОУ ВПО «УГТУ-УПИ» (Екатеринбург, 2005;2007) — VII Всероссийской научно-технической конференции «Наука. Промышленность. Оборона» (Новосибирск, 2006) — IV Российской национальной конференции по теплообмену (Москва, 2006) — XXVI и XXVII Российских школах по проблемам науки и технологий (Миасс — Москва, 2006, 2007) — на международной экспертно-практической конференции «Энергетическое машиностроение России — новые решения» (Екатеринбург, 2007) — VII Международной научно-технической конференции «Совершенствование теплотехнического оборудования ТЭС, внедрение систем сервисного обслуживания, диагностирования и ремонта» (Екатеринбург, 2007) — XVI Школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А. И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках» (Санкт Петербург, 2007) — Международной научно-технической конференций «Состояние и перспективы развития электротехнологии», XIV Бенардосовские чтения (Иваново, 2007).

Публикации. Основные положения и результаты диссертационной работы опубликованы в 15-ти печатных изданиях, из них 5 по списку ВАК.

Структура и объем диссертации

Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы из 113 наименований. Весь материал изложен на 164 страницах, включая 59 рисунков и 9 таблиц.

4.3. Выводы.

В четвертой главе путем решения нелинейной задачи нестационарной теплопроводности на основе трехмерных геометрических моделей корпусов ЦВД турбин Т-110/120−130 получены температурные поля в них при пусках. На основе этих температурных полей проведены расчеты термонапряженного состояния корпусов с учетом их реальной геометрической конфигурации. Выявлены зоны, характеризующиеся наибольшими температурными напряжениями, и причины их возникновения. Определены основные факторы, обуславливающие появление трещин в корпусах этих турбин.

5. ПУТИ СНИЖЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ УЗЛАХ ТЕПЛОФИКАЦИОННЫХ ТУРБИН.

5.1. Критические узлы турбин Т-110/120−130 и Т-250/300−240.

Использование в представленных выше исследованиях МКЭ и расчетных моделей, максимально приближенных к реальной конфигурации деталей, дало возможность учесть влияние сложного двухмерного и трехмерного температурного поля на НДС. Проведенные расчетные и расчетно-экспериментальные исследования термонапряженого состояния высокотемпературных узлов турбин в пусковых режимах позволили выделить в каждом из них зоны, характеризующиеся максимальными температурными напряжениями. Для турбины Т-110/120−130 это: подфланцевая зона корпуса СК, примыкающая к паровпускному патрубку Ос*) — поверхность осевой расточки РВД под диском PC (<урвд) — зона за сопловыми коробками корпуса ЦВД (сгцвд).

На рис. 5.1 представлены кривые изменения температурных напряжений в узлах турбины Т-110/120−130 при моделируемых экспериментальных пусках.

Анализ результатов проведенных исследований показал, что критическими узлами в турбине Т-110/120−130 являются СК и корпус ЦВД, причем температурные напряжения, превышающие предел текучести, возникают в них на различных этапах пуска. В СК максимальные температурные напряжения наблюдаются при предварительном прогреве (<тск =244МПа — с учетом билинейного поведения материала- &-ск =367МПа — условно-упругие). В корпусе ЦВД температурные напряжения превышают предел текучести практически на протяжении всего пуска.

Рис. 5.1. Кривые изменения эквивалентных условно-упругих температурных напряжений в высокотемпературных узлах турбины Т-110/120−130 при пуске из холодного состояния: п — частота вращения ротораN — мощность турбины.

Необходимо отметить, что факторы, обуславливающие чрезмерный уровень напряжений в корпусах СК и ЦВД, принципиально различны.

В СК причина повышенного уровня температурных напряжений — не четкое регулирование давления свежего пара с помощью байпаса ГПЗ в процессе предварительного прогрева, а именно быстрое повышение давления в СК и, соответственно, быстрое возрастание температуры насыщения при рассматриваемом пуске из холодного состояния. Дано явление достаточно легко исключить путем внедрения системы контроля термонапряженного состояния СК [15,18]. Причем с учетом результатов, полученных в данной работе, существует возможность повысить точность существующих систем. В частности, зависимости между измеряемыми разностями температур металла в характерных точках корпуса СК и температурными напряжениями, используемые в работе [18], могут быть уточнены с учетом повышенного уровня напряжений в месте сочленения паровпускного патрубка и фланца.

Гораздо сложнее обстоит дело с корпусом ЦВД. Повышенный уровень температурных напряжений в нем обусловлен особенностью конструкции — увеличенной толщиной фланца и стенки в зоне за сопловыми коробками. Поэтому для повышения надежности и маневренности турбины необходимо оптимизировать конфигурацию корпуса в этой области. Причем в первую очередь необходимо снизить температурные напряжения в корпусе на стационарных режимах работы. Подробно данный вопрос будет рассмотрен ниже.

В высокотемпературных узлах турбины Т-250/300−240 можно выделить следующие зоны, характеризующиеся максимальными температурными напряжениями: расточка под прижимное кольцо в СК (<тск) — тепловые канавки РВД в зоне входа в ПУ и на его середине (сгрвд) четвертая и пятая тепловые канавки ПКУ РСД-1 (сгрсд,) — зона приварки направляющего козырька КРС во внутреннем корпусе ЦВД (^двд).

На рис. 5.2 представлены кривые изменения температурных напряжений в узлах турбины Т-250/300−240 при пуске из холодного состояния.

Анализ результатов исследования показал, что при пуске из холодного состояния только в корпусе СК температурные напряжения не превышают предел текучести. Таким образом, в существующей конструкции турбины критическими элементами являются РВД (сгрщ =50бМПа), РСД-1 (=518МПа) и внутренний корпус ЦВД (сгJJjf = 298 МПа).

Рис. 5.2. Кривые изменения эквивалентных условно-упругих температурных напряжений в высокотемпературных узлах турбины Т-250/300−240 при пуске из холодного состояния: п — частота вращения ротораN — мощность турбины.

Повышенный уровень температурных напряжений во внутреннем корпусе ЦВД наблюдается в месте приварки направляющего козырька КРС. Это обусловлено, во-первых, геометрической концентрацией напряжений в зоне корня шва, и, во-вторых, стеснением тепловых деформаций тонкого козырька относительно толстых стенок и фланцев корпуса, к которым он приварен.

Максимумы температурных напряжений в РВД и РСД-1 наблюдаются в различные моменты времени пуска (35 и 80 мин. соответственно). Толчок ротора турбины Т-250/300−240 осуществляется путем подачи пара в ЦВД при открытых стопорных и регулирующих клапанах высокого давления и закрытых СК среднего давления. Пар сбрасывается из горячих ниток промежуточного перегрева пара в конденсатор. На данном этапе разворота температурные напряжения в зоне тепловых канавок ПУ РВД достигают максимальных величин. По мере дальнейшего прогрева РВД, температурные напряжения в этих зонах резко снижаются и на протяжении всего дальнейшего пуска не превышают 160 МПа. Примерно через 40 минут после толчка ротора открываются клапана среднего давления и уже РСД-1 начинает достаточно быстро прогреваться. При этом в зоне тепловых канавок ПКУ возникают значительные напряжения, которые на протяжении всего дальнейшего пуска в 2,5−3 раза выше максимальных напряжений в РВД.

Таким образом, если удастся снизить уровень температурных напряжений в роторе ВД и внутреннем корпусе ЦВД, то задачу оптимизации пусковых режимах турбины можно решить путем осуществления контроля или внедрением систем автоматизированного управления пусками по термонапряженному состоянию РСД-1. Технологические основы автоматизации пусков турбины по термонапряженному состоянию РСД подробно описаны в работах [29,33,35,44]. Ниже будут представлены конструктивные и режимные мероприятия, позволяющие снизить уровень температурных напряжений в РВД и корпусе ЦВД и, таким образом, исключить их из числа критических элементов.

5.2. Совершенствование конструкции корпуса ЦВД турбины Т-110/120−130.

Как было показано в главе 2, в корпусе ЦВД турбины Т-110/120−130 при пусках из холодного состояния возникают наибольшие температурные напряжения, превышающие температурные напряжения в других элементах турбины. Поэтому для повышения маневренных качеств турбины, повышения надежности и ресурса необходимо в первую очередь пересмотреть конструкцию корпуса.

Максимальные напряжения в корпусе имеют место в зоне горизонтального разъема за сопловыми коробками, которая характеризуется значительными осевыми, окружными и радиальными неравномерностями температур, что вызывает сложное напряженно-деформированное состояние в этой зоне. Снижение напряжений в этой зоне возможно только существенным изменением конструкции корпуса, а именно уменьшением толщины детали в этой области. Необходимо отметить, что увеличенная толщина стенки за сопловыми коробками обусловлена не критериями прочности и плотности, а технологичностью конструкции при литье в землю. Однако современные технологии литья (литье по выплавляемым моделям) позволяют получать высокое качество отливки при достаточно сложной ее конфигурации.

Поэтому совершенствование конструкции корпуса может быть осуществлено двумя вариантами: доработкой существующей отливкиразработкой конструкции новой отливки.

Было рассмотрено два варианта совершенствования конструкции корпуса с целью снижения возникающих в нем температурных напряжений в пусковых режимах [108,112,113]. Первый вариант заключался в механической доработке внутренней поверхности существующей отливки таким образом, чтобы выровнять толщину стенки по меридиональному обводу корпуса, как показано на рис. 5.3. Для организации камеры отвода пара из первой камеры переднего концевого уплотнения и места установки обоймы уплотнений в верхнюю и нижнюю половины корпуса вваривались Г-образные полукольца. Такое конструктивное решение применено в паровой турбине Т-53/67−8,0 для ПГУ-230, в ЦВД которой использовалась отливка корпуса, унифицированная с отливками корпусов ЦВД турбин Т-110/120−130.

Рис. 5.3. Первый вариант реконструкции корпуса ЦВД турбины Т-110/120−130: а) механическая доработка существующей отливкиб) приварка полукольца.

Второй вариант заключался в изменении конфигурации отливки корпуса. Причем в отличие от первого варианта изменялась конфигурация не только внутренней поверхности, но и внешней поверхности корпуса, как показано на рис. 5.4. Кроме того, аналогично была изменена и конфигурация фланца горизонтального разъема.

Были проведены расчеты теплового и термонапряженного состояния для двух вариантов реконструкции корпуса при одинаковых графиках пуска, соответствующих рассмотренным выше пускам из холодного состояния.

Контур исходной отлиЬки.

Рис. 5.4. Изменение конфигурации отливки корпуса турбины Т-110/120−130.

Сравнение результатов расчетов при различных вариантах конструкции корпуса ЦВД турбины Т-110/120−130 показало следующее:

1. При первом варианте реконструкции корпуса максимальные температурные напряжения имеют место в зоне горизонтального разъема в месте приварки Г-образных полуколец. Температурные напряжения в этой зоне в различные моменты времени пуска на 10−20% больше, чем в исходном варианте конструкции. Причина этого заключалась в том, что омываемые как изнутри, так и снаружи, стенки полуколец в районе разъема достаточно быстро прогреваются в отличие от массивного фланца, к которым они приварены. В результате в сварном шве возникают значительные температурные напряжения, обусловленные стеснением теплового расширения полукольца.

2. При втором варианте реконструкции корпуса удалось снизить температурные напряжения в критической зоне корпуса — за сопловыми коробками на 25% по сравнению с исходной конструкцией.

Таким образом, анализ возможных вариантов совершенствования конструкции корпуса показал, что снижение температурных напряжений возможно только путем существенного изменения конструкции отливки корпуса, что является сложной, но выполнимой конструкторско-технологической задачей.

5.3. Организация контроля за термонапряженным состоянием СК.

Одним из способов повышения маневренности оборудования является организация контроля за термонапряженным состоянием «критических элементов». В данной работе на примере СК турбины Т-110/120−130 представлены принципы организации систем контроля за термонапряженным состоянием ста-торных деталей. Кроме того, на основе этих принципов могут быть построены автоматизированные системы управления пусками (АСУП), которые позволяют осуществлять пуски при минимальных затратах времени. При этом скорость нагружения определяется уровнем термическими напряжениями в «критических элементах». Термические напряжения поддерживаются в течение пуска на максимально возможном допустимом уровне. Необходимо отметить, что на различных этапах пуска скорость нагружения может ограничиваться не только термонапряженным состоянием, но и рядом других параметров, например, таких как относительные расширения роторов. Поэтому при проектировании АСУП должны учитывать все эти факторы применительно к конкретному оборудованию станции.

Для контроля термонапряженного состояния СК, определения накапливаемой циклической повреждаемости и остаточного ресурса необходимо иметь возможность оперативной оценки уровня максимальных напряжений в процессе переходных режимов. Детальные («точные») расчеты термонапряженного состояния СК, которые приведены во второй главе данной работы, требуют достаточно больших затрат времени на подготовку данных и проведение расчетов. Поэтому они не пригодны для систем контроля, управления и диагностики, которые должны работать в реальном времени, т. е. в темпе происходящих в контролируемых деталях физических процессов. Для таких систем необходимы упрощенные зависимости, идентифицированные с точными расчетами, устанавливающие связь между величинами температурных напряжений и температурами металла корпуса СК в характерных точках, в которых температура либо замеряется, либо может быть определена с помощью достаточно простых расчетных моделей, работающих в реальном времени.

В связи с этим возникает задача по определению минимально возможного числа характерных разностей температур по корпусу СК, оказывающих наиболее существенное влияние на уровень максимальных напряжений и получения регрессивных зависимостей (приближенных формул), устанавливающих связь между этими разностями и температурными напряжениями. Для решения этой задачи использовались результаты расчета температурных напряжений в корпусе СК, полученные с помощью МКЭ в главе 2.

Пуск из холодного состояния характеризуется значительными диапазонами изменения характерных разностей температур в процессе прогрева СК и поэтому является наиболее представительным для определения приближенных зависимостей, устанавливающих связь между разностями температур и температурными напряжениями.

Для математической обработки были использованы данные по максимальным температурным напряжениям в корпусе СК и значения температур в характерных точках СК в различные моменты времени пуска.

При построении алгоритмов программы управления температурой пара в качестве параметра, характеризующего термонапряженное состояние СК, удобнее использовать не величину напряжений, а величину, имеющую размерность температуры.

В качестве такого показателя, характеризующего термонапряженное состояние СК, было выбрано значение условной (эффективной) разности температур Д/Эф, пропорциональной максимальным эквивалентным термическим напряжениям СГ&trade-, которые возникают на обогреваемой поверхности паровой коробки СК ф р. Е ' 1 — где р — коэффициент линейного расширения металла корпуса СК;

Е — модуль упругостиv — коэффициент Пуассонаf +(°у ~Gof ~°xf (Pxy+Оув~ максимальные эквивалент.

V 2 ные температурные напряжения, возникающие в СК.

Для оценки величины эффективной разности температур использовалась приближенная формула.

5.2) 1 где к, — эмпирические коэффициенты, определяемые методом наименьших квадратов, по расчетным данным по температурному и термонапряженному состоянию СКА/, — характерные разности температур.

В качестве характерных разностей температур принимались следующие величины:

Д/фл = /, -/3 — разность температур по толщине фланцаAtoctAt3 — осевая разность температур, где tx — температура вблизи обогреваемой поверхности фланца паровой коробки СК,.

3 — температура изолированной поверхности фланца паровой коробки СК,.

4 — температура изолированной поверхности паровой коробки СК. Первоначально была получена зависимость, охватывающая весь этап пуска At^ = 0,614-А/+0,199-Atoc. Однако данная зависимость ведет к значительным отклонениям результатов расчета по данной формуле At3lj) от результатов, полученных с помощью МКЭ до 29%, что соответствует погрешности в пересчете на напряжения 104 МПа.

В связи с этим весь этап пуска был разбит на два этапа: предварительный прогрев (при конденсации пара на стенках корпуса СК) и нагружение (при конвективном теплообмене). В результате отдельного учета этих двух этапов были получены следующие зависимости для этапа предварительного прогрева эф = 0,698-A/^, -0,329(5.3) для этапа разворота и нагружения.

Моф = 1,522 • Дг ^ - 0,523 • Дtoc. (5.4).

Максимальные отклонения результатов расчетов At1ф по этим формулам и результатов, полученных с помощью МКЭ, не превысили 3,5°С, что соответствует погрешности в пересчете на напряжения 12,5 МПа.

Таким образом, для решения задачи контроля и управления прогревом СК необходимо определить осевую Atoc разность температур в корпусе СК и радиальную Atp во фланце. Соответственно, контроль термонапряженного состояния СК базируется на схеме замеров, показанной на рис. 5.5.

Полученные достаточно простые зависимости позволяют непрерывно контролировать эффективную разность температур Atэф, пропорциональную максимальным термическим напряжениям о-&trade-3*.

Рис. 5.5. Схема используемых параметров для контроля термонапряженного состояния СК турбины Т-110/120−240: г, — расчетная температура обогреваемой поверхности фланца паровой коробкиt2 — измеряемая температура в районе установки глубинной термопарыt3 — измеряемая температура изолированной поверхности фланца паровой коробкиt4 — измеряемая изолированной поверхности стенки паровой коробки- 0О — температура свежего пара в паровой коробке СК.

5.4. Оптимизация графика пуска турбины Т-250/300−240 по термонапряженному состоянию РВД на начальных этапах пуска.

Необходимо отметить, что высокие напряжения в РВД на начальном этапе пуска, определяемые начальной разностью температур пара и металла ротора, требуют внесения корректив в технологию пусковых операций.

Была проведена серия расчетов температурных полей и температурных напряжений при различных начальных температурах РВД — 120, 140, 160, 180 °C. На рис. 5.6 приведены кривые изменения напряжений на дне тепловой канавки на входе в ПУ при различных начальных температурах РВД. Результаты расчетов показали, что для того, чтобы напряжения не превысили предела текучести роторной стали, необходимо прогреть ротор минимум до 160 °C.

30 60 90 т, MUH.

— 100.

— 200.

— 300.

— 400.

— 500.

— 600.

— 700 а, Ша.

Рис. 5.6. Расчетные кривые изменения осевых температурных напряжений на дне тепловой канавке в зоне входа в ПКУ при различных начальных температурах РВД: exj — при t0 =100°С- <т2 — при t0 =120°Ссг3 — при /0 =140°Ссг4 — при /0 =160°Ссу j — при /0 = 180 °C /у// / у ///, и// /// f t / / /.

0>V iUjf / / / Т-тС.

V7//7 ~ 1 /Ш-Ог.

V/ /// / 1 / V/.

Согласно «типовой инструкции» толчок ротора осуществляется открытием регулирующих клапанов высокого давления, при этом частота вращения ротора повышается сначала до 800 об/мин и далее, после контрольного осмотра турбины до 1300−1400 об/мин. На этой частоте делается выдержка около 30−40 мин. При этом значительный расход пара (около 50 т/ч) обуславливает высокие значения коэффициентов теплоотдачи от пара к ротору на различных участках — 1500−2000 Вт/м2 С. Однако, существует возможность снижения коэффициентов теплоотдачи путем предварительного прогрева РВД при минимально возможной частоте вращения ротора (не более 500 об/мин). Этот прогрев осуществляется паром, проходящим через ЦВД и сбрасываемым из горячих ниток промежуточного перегрева в конденсатор при закрытых стопорных клапанах.

Рис. 5.7. Предложенный график пуска турбины из холодного состояния: /0 — температура свежего параtim — температура пара после промежуточного перегревап — частота вращения ротораN — мощность турбиныа — коэффициент теплоотдачи в ПУ ЦВД.

При повышении температуры свежего пара до 0,8−1,0 МПа открытием регулирующих клапанов осуществляется толчок ротора и повышение частоты вращения до 500 об/мин. На этой частоте вращения делается 40 минутная выдержка, после чего частота вращения повышается до 3000 об/мин. Такое мероприятие позволяет снизить температурные напряжения в критической зоне РВД — ПУ с610до510 МПа на входе в уплотнение и с 740 до 650 МПа в районе 9-ой канавки.

5.5. Совершенствование конструкции внутреннего корпуса ЦВД турбины Т-250/300−240.

Как было показано в главе 4 данной работы максимальные температурные напряжения во внутреннем корпусе ЦВД турбины Т-250/300−240 имеют место в зоне приварки направляющего козырька, который выполняет аэродинамическую функцию, к корпусу в КРС. Напряжения в этой зоне на некоторых этапах пуска превышают предел текучести, что является основной причиной появления в этой зоне трещин малоцикловой усталости.

Проведенный анализ температурных полей и напряжений при пуске из холодного состояния показал, что повышенный уровень напряжений обусловлен, во-первых, геометрической концентрацией напряжений в зоне корня шва, и, во-вторых, стеснением тепловых деформаций тонкого козырька относительно толстых стенок и фланцев корпуса, к которым он приварен.

Таким образом, для исключения внутреннего корпуса из числа «критических элементов» турбины Т-250/300−240 необходимо снизить температурные напряжения в этой зоне. Данная задача имеет достаточно простое решение, заключающееся в том, что козырек должен быть выполнен не приваренным к корпусу, а установленным отдельно. С конструктивной точки зрения установка отдельного козырька в КРС не представляет особых трудностей. Козырек может быть выполнен заодно с обоймой надбандажого уплотнения регулирующей ступени. В качестве примера, на рис. 5.8. представлена серийная (рис. 5.8-а) и усовершенствованная (рис. 5.8−6) конструкции КРС турбины Т-250/300−240.

Такое конструктивное решение может быть реализовано не только в новых турбинах типа Т-250/300−240, но и при модернизации находящихся в эксплуатации турбин. В последнем случае модернизация заключается в механической доработке внутреннего корпуса с целью удаления козырька и поставке новой обоймы надбандажного уплотнения PC. а) б).

Рис. 5.8. КРС турбины Т-250/300−240: а) серийная конструкция с приваренным к цилиндру направляющем козырькомб) с направляющим козырьком, выполненным заодно с обоймой уплотнения PC.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

.

1. Исследовано тепловое и термонапряженное состояние высокотемпературных узлов (роторов, корпусов ЦВД и СК) паровых турбин Т-110/120−130 и Т-250/300−240 при пусках из холодного состояния, на основе решения задачи нестационарной теплопроводности, с использованием МКЭ, что позволило получить трехмерное температурное поле и НДС рассматриваемых узлов с учетом их реальной геометрической формы, билинейного упруго-пластического поведения материала.

2. Получены критериальные уравнения теплообмена на внутренней поверхности СК турбин на докритические параметры пара, которые определены отдельно для паровой коробки и фланца, позволяющие определять коэффициенты теплоотдачи от пара к металлу при конвективном теплообмене в стопорных клапанах как ранее спроектированных, так и вновь проектируемых турбин.

3. Выявлены особенности температурного и термонапряженного состояния исследуемых узлов, определены «опасные зоны», характеризующиеся максимальными температурными напряжениями. В РВД турбины Т-250/300−240 впервые подробно исследована зона выхода из ПУ, в которой обнаружены наибольшие градиенты температур при пусковых режимах.

4. Комплексный анализ термонапряженного состояния высокотемпературных узлов теплофикационных турбин Т-110/120−130 и Т-250/300−240 при наиболее опасном режиме — пуске из холодного состояния позволил выявить среди них «критические» элементы, величина температурных напряжений в которых ограничивает скорость пусков и ресурс эксплуатации. Для турбины Т-110/120−130 — это СК и корпус ЦВД, для турбины Т-250/300−240 «критическими» являются РВД, РСД-1 и внутренний корпус ЦВД.

5. Установлено, что для рассматриваемых турбин, корпуса ЦВД являются «критическими» элементами. Анализ распределения и изменения в процессе пуска температурных полей и напряжений в них позволил объяснить причины трещинообразования, выявить конструктивные недостатки, предложить решения, позволяющие снизить уровень температурных напряжений и исключить их из числа «критических» .

6. Получены используемые для эксплуатационного контроля зависимости между измеряемыми разностями температур металла в характерных точках корпуса СК турбины Т-110/120−130 и температурными напряжениями с учетом особенностей термонапряженого состояния в зоне паровпускного патрубка.

7. Выявлено, что на различных этапах пуска в РВД и РСД-1 турбины Т-250/300−240 возникают напряжения, превышающие предел текучести, т. е., как РВД, так и РСД-1 являются «критическими» элементами. Предложены режимные мероприятия, позволяющие снизить температурные напряжения в РВД на начальном этапе пуска, что позволит оптимизировать пуск турбины только по термонапряженному состоянию РСД-1.