автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.12, диссертация на тему:Моделирование теплового и термонапряженного состояния критических узлов высокотемпературной части теплофикационных паровых турбин с целью повышения их надежности и маневренности

На правах рукописи

ИВАНОВСКИМ Александр Александрович

МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛОВОГО И ТЕРМОНАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ КРИТИЧЕСКИХ УЗЛОВ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОЙ ЧАСТИ ТЕПЛОФИКАЦИОННЫХ ПАРОВЫХ ТУРБИН С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ ИХ НАДЕЖНОСТИ И МАНЕВРЕННОСТИ

Специальность 05.04.12 - Турбомашины и комбинированные турбоустановки

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

.I и IIII

Екатеринбург - 2008

003449872

Работа выполнена в ГОУ ВПО "Уральский государственный технический университет -УПИ" имени первого Президента России Б.Н Ельцина на кафедре "Турбины и двигатели" и ЗАО "Уральский турбинный завод"

Научный руководитель-

кандидат технических наук, доцент Похорилер Валентин Леонидович

Научный консультант:

кандидат технических наук, доцент Голошумова Вера Николаевна

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор,

Лауреат Государственной премии РФ Хоменок Леонид Арсеньевич

кандидат технических наук Сосновский Андрей Юрьевич

Ведущая организация: ОАО "Всероссийский научно-

исследовательский теплотехнический

институт"

Защита состоится 6 ноября 2008 г. в 15.30 на заседании диссертационного совета Д 212.285.07 при ГОУ ВПО "Уральский государственный технический университет - УПИ" имени первого Президента России Б.Н.Ельцина по адресу, г. Екатеринбург, ул. С. Ковалевской, 5, ауд Т-703.

С диссертацией можно ознакомиться в читальном зале библиотеки ГОУ ВПО "Уральский государственный технический университет - УПИ" имени первого Президента России Б.Н.Ельцина.

Ваши отзывы в двух экземплярах, заверенные печатью организации, просим направлять по адресу: 620002, г. Екатеринбург, ул. Мира, 19, ГОУ ВПО УГ'ГУ-УПИ, ученому секретарю университета. Телефон (8-343) 375-45-74, факс (8-343) 334-67-82, e-mailIta untu@mail ru или skbt@utz.ru .

Автореферат разослан " /" октября 2008 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

К.Э. Аронсон

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Надежность и маневренность паровых турбин в значительной степени определяются уровнем температурных напряжений, которые возникают при пусковых режимах в массивных узлах, таких как ротора, корпуса цилиндров, стопорных и регулирующих клапанов Тепловое и термонапряженное состояние этих узлов ограничивает темп и продолжительность пусковых и переходных режимов, а также определяет ресурс эксплуатации.

На сегодцяшний 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 теплового и термонапряженного состояния высокотемпературных узлов столь большого парка турбин и разработка мероприятий по повышению их надежности при одновременном сокращении продолжительности пусковых и переходных режимов, безусловно, актуальны как на стадии проектирования, так и для турбин, находящихся в эксплуатации.

Кроме того, в условиях, когда наработка большинства турбин превысила проектный, а в некоторых случаях парковый и индивидуальный ресурс, а значительная часть парка турбин типа Т-110/120-130 и Т-250/300-240 УТМЗ (в настоящее время ЗАО "УТЗ") превзошла нормативные наработки времени для высокотемпературных деталей ЦВД и ЦСД, вопрос о повышении надежности длительно эксплуатирующихся теплофикационных турбин при их модернизации также актуален.

Цель и задачи исследования. 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 как находящихся в эксплуатации, так и вновь проектируемых турбин. Для достижения поставленной цели в работе решены следующие задачи:

1. Выполнено расчетно-экспериментальное исследование теплового и термонапряженного состояний роторов, корпусов ЦВД и стопорных клапанов 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 стопорных клапанов, характеризующиеся максимальными температурными напряжениями, накопленная поврежденность в которых может вызвать появление трещин малоцикловой усталости.

а

V

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 работы 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 пара;

- впервые выполнено комплексное исследование теплового и термонапряженного состояний высокотемпературных узлов (корпусов ЦВД и стопорных клапанов) 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 напряженно-деформированного состояния (НДС) с учетом билинейного упруго-пластического поведения материала,

- полученные результаты комплексного исследования термонапряженного состояния высокотемпературных узлов (роторов, корпусов ЦВД и стопорных клапанов) 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 напряжениями;

- установлены 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 состоянию;

- научно 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 стопорного клапана

унифицирован с корпусами стопорных клапанов турбин Т-50/60-130, ПТ-50/65-130, ПТ-90/120-130/10, Тп-115/125-130, Т-175/210-130, ПТ-135/165-130/15. Эта же турбины (за исключением Т-175/210-130 и ПТ-140/165-130/15) имеют схожую с Т-110/120-130 конструкцию корпуса ЦВД и ротора ВД. Поэтому результаты работы могут быть применены при проектировании и модернизации турбин указанных типов, а также при совершенствовании режимов эксплуатации ПТУ.

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 одновенечной регулирующей ступенью.

Достоверность и обоснованность результатов обеспечивается применением современных численных расчетных методов и сертифицированного, лицензионного программного комплекса АЭДвУБ (лиц. согл. №00106919), 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:

1. Результаты исследования по определению значений коэффициентов теплоотдачи и обобщению их в критериальном виде для расчета температурных полей и напряжений в корпусе стопорного клапана паровой турбины,

2. Результаты исследования теплового и термонапряженного состояния роторов теплофикационных турбин с учетом их реальной геометрической конфигурации в зоне лабиринтовых уплотнений (без использования эмпирических коэффициентов концентрации напряжений).

3. Результаты исследования теплового и термонапряженного состояния корпусов теплофикационных турбин с учетом их реальной трехмерной геометрической конфигурации.

4. Результаты исследований по выявлению "критических" элементов, ограничивающих маневренные возможности турбин рассматриваемых типов и

определяющих надежность, на основе анализа и сопоставления максимальных напряжений в узлах высокотемпературной части турбин.

5. Пути 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, 2006, 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 Школа-семинар 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 печатных изданиях, из них 5 по списку ВАК

Структура и объем диссертации. Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, заключения и библиографического списка (113 наименований) Весь материал изложен на 164 страницах, включая 59 рисунков и 9 таблиц

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ Во введении представлена тема исследования и обоснована ее актуальность, определены основная цель и задачи, решаемые для ее достижения, показана научная новизна и практическая значимость исследуемых вопросов, приведены основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе представлен обзор литературы, посвященный вопросам исследования теплового и термонапряженного состояния узлов турбин, повреждаемости вследствие малоцикловой усталости и маневренным характеристикам турбин. Рассмотрены как расчетные, так и экспериментальные методики определения температурных полей и температурных напряжений.

Проведен анализ расчетных и экспериментальных работ, касающихся исследования теплового и термонапряженого состояния стопорных клапанов (СК) паровых турбин, который показал, что наиболее существенной проблемой является вопрос об определении

граничных условий прогрева, а именно коэффициентов теплоотдачи от пара к металлу в корпусах СК. Также практически не изучался вопрос влияния трехмерности формы СК, вызванной наличием патрубков подвода и отвода пара, на их термонапряженпое состояние в пусковых режимах.

Проведен анализ работ по изучению термонапряженого состояния роторов паровых турбин, который показал, что вопрос исследования термонапряженого состояния роторов теплофикационных турбин типа Т-110/120-130 и Т-250/300-240 изучен недостаточно подробно. Так, например, в некоторых работах, посвященных оптимизации пусковых режимов турбины Т-250/300-240 путем моделирования термонапряженного состояния, в качестве критического элемента был выбран ротор ВД В то время как расчетные и экспериментальные исследования, проведенные на мощных конденсационных турбинах, позволяют утверждать, что в турбинах с промежуточным перегревом пара "критическим элементом" является ротор СД

Проведен анализ работ, посвященных изучению теплового и термонапряженого состояний корпусов ЦВД паровых турбин. Обзор литературных источников показал, что вследствие сложной геометрической формы корпусов определение температурных полей в них выполняется либо с помощью одномерных и двухмерных расчетных моделей, либо путем натурного термометрирования и последующего получения температурных полей методами аппроксимации и интерполяции.

Однако в первом случае практически не учитывается влияние патрубков и фланцев, которое особенно существенно при наличии системы обогрева фланцев и шпилек (СОФШ). Второй подход для получения подробного температурного поля требует большого количества термопар, установленных по толщине стенок и фланцев в различных меридиональных и поперечных сечениях. Практически единственные подобные экспериментальные исследования были проведены В.И. Берляндом на турбине К-160-130, конструкция корпуса ЦВД которой существенно отличается от исследуемых в данной работе турбин.

Также значительную сложность представляет оценка температурных напряжений в корпусах ЦВД. В ряде работ для оценки температурных напряжений в зоне образования наибольших разностей температур фланец корпуса представлялся в виде бесконечной пластины, а стенка в виде полого цилиндра Однако по другим источникам такая схема далека от действительности и может привести к ошибке в 2-3 раза. Усовершенствованные расчетные схемы, разработанные В.И. Берляндом, позволяют учесть наличие фланцев в конструкции корпусов, однако не позволяют учесть сложность температурного поля фланца, а также наличие концентрации напряжений, вызванной проточками под диафрагмы, обоймы и т. д. на внутренней поверхности корпуса и фланца.

Кроме того, отсутствуют работы по изучению термонапряженого состояния ЦВД теплофикационных турбин, таких как Т-110/120-130 и Т-250/300-240. В корпусах ЦВД

турбин этого типа часто обнаруживаются трещины, о причинах образования которых не сложилось однозначного мнения.

На основе проведенного обзора литературы были сформулированы основные цели и задачи исследования.

Во второй главе приведены результаты исследования теплового и термонапряженного состояния стопорных клапанов теплофикационных паровых турбин Т-110/120-130 и Т-250/300-240. По экспериментальным данным УТЗ уточнены коэффициенты теплоотдачи от пара к металлу в стопорном клапане турбины Т-110/120-130. При расчете теплового состояния стопорного клапана турбины Т-250/300-240 использовались данные по теплообмену, полученные в ЦКТИ.

Известно критериальное уравнение для расчета коэффициентов теплоотдачи № = 0,046 Де08 У'г043, которое было получено Е.Р Плоткиным для стопорного клапана турбины ВКВ-22. Данное критериальное уравнение отличается от зависимости Ш = 0,021 •Ле08'Рг0,43, которая используется для определения коэффициентов теплоотдачи при турбулентном движении пара в гладкой трубе. Конфигурация стопорных клапанов турбин УТЗ отличается от конфигурации стопорного клапана турбины ВКВ-22 и, естественно, от гладкой трубы, поэтому использование приведенных зависимостей для моделирования прогрева стопорного клапана, например, турбины Т-110/120-130 УТЗ не является бесспорным.

Для определения коэффициентов теплоотдачи были использованы экспериментальные данные термометрирования стопорного клапана, полученные при пуске из холодного состояния турбины Т-110/120-130 на Ново-Свердловской ТЭЦ.

Как известно, стенка и фланец паровой коробки СК изнутри омываются паром, имеющим одну и .ту же температуру. Однако интенсивность теплообмена между паром и стенкой может быть гораздо выше, чем в области фланца. Это обусловлено тем, что расход и скорость пара, омывающего фланец, незначительны, поэтому коэффициенты теплоотдачи в области стенки и фланца существенно различаются.

В результате возникают три основных разности температур, определяющих тепловое состояние стопорного клапана при пуске: разность температур по толщине стенки, разность температур по толщине фланца, осевая разность температур стенки и фланца. Последняя разность температур определяется, во-первых, более массивной геометрией фланца по сравнению со стенкой паровой коробки и, во-вторых, быстрым прогревом стенки вследствие значительных коэффициентов теплоотдачи Таким образом, схема замеров температур металла корпуса стопорного клапана и расчетная схема, представленная на рис. 1, полностью охватывает основные разности температур, которые имеют место в наиболее термнапряженной зоне корпуса.

В данной работе коэффициенты теплоотдачи определялись моделированием прогрева стопорного клапана путем решения задачи нестационарной теплопроводности в

программном комплексе АЫвУЭ и сопоставления получаемых при этом данных по температурам в контрольных точках с температурами, замеренными в эксперименте. Для моделирования использовалась осесимметричная конечно-элементная модель СК. При расчетах производилось варьирование коэффициентов теплоотдачи для достижения максимального совпадения расчетных и экспериментальных значений температур. Для первой итерации граничными условиями были коэффициенты теплоотдачи, рассчитанные по критериальному уравнению для трубы. Материал СК -сталь 15Х1М1ФЛ.

На рис. 2 приведены расчетные кривые изменения температур в некоторых контрольных точках стопорного клапана, замеренные в эксперименте значения температур в этих же точках, графики изменения коэффициентов теплоотдачи, соответствующие данному расчетному распределению температур. При этом максимальная разность расчетных и экспериментальных температур по всем контрольным точкам не превысила 15 °С.

- точки замера температур

Рис. 1. Расчетная схема стопорного клапана для моделирования температурного поля и схема экспериментальных замеров температур: осфл, а пк - коэффициенты теплоотдачи от пара к фланцу и паровой коробке;

^к - температура пара; 1кр - температура крышки;

*з> ^ - точки замера

темперагур

Рис. 2. Кривые изменения температур в контрольных точках на изолированной поверхности СК турбины Т-110/120-130 НовоСвердловской ТЭЦ при пуске из холодного состояния: температура изолированной поверхности паровой коробки; 12 - температура изолированной поверхности верхней части фланца; ¡^ - температура изолированной поверхности нижней части фланца; апк - коэффициент теплоотдачи от пара к металлу на поверхности паровой коробки; ос^ - коэффициент теплоотдачи от пара к металлу на поверхности фланца; ¡ск - замеряемая температура пара в СК; N - мощность турбины; п - частота вращения ротора; Рек - давление в СК

Результаты расчета коэффициентов теплоотдачи при конвективном теплообмене в СК были аппроксимированы отдельно для корпуса и фланца стопорного клапана критериальными уравнениями вида Nu = k-Re°'■ Рг0АЗ.

За определяющий размер и скорость в данных зависимостях были приняты внутренний диаметр паровпускного патрубка (d = 285 мм) и скорость пара в нем. Таким образом, были получены следующие уравнения:

для корпуса СК Nu = 0,027 ■ Re0 >■ Рг0АЗ;

ДЛЯ фланца СК Nu = 0,006 ■ й?0'8 ■ Pr0A).

Для верификации расчетов и эксперимента были проведены расчеты теплового состояния корпуса СК турбины Т-110/120-130 на основе экспериментальных данных других пусков на Ново-Свердловской ТЭЦ. Максимальная разность расчетных и экспериментальных температур в контрольных точках не превысила 18 °С.

Используемый для расчетных исследований метод конечных элементов (МКЭ) и уточненные граничные условия позволили получить полное температурное поле корпуса СК, в отличие температур в определенных точках и их разностей, полученных расчетным и экспериментальным путем в известных работах. Данное обстоятельство позволило получить достаточно точную картину распределения напряжений в корпусе стопорного клапана. При расчете термонапряженного состояния корпуса СК данные по температурам в узлах конечно-элементной сетки из температурного анализа использовались в качестве нагрузки в задаче определения НДС. Как показали результаты расчетов температурных напряжений по осесимметричной модели СК, максимальные напряжения наблюдаются в зоне радиусного перехода фланца в паровую коробку.

Как известно, осесимметричная модель стопорного

клапана не является достаточно точной, так как реальный

стопорный клапан имеет патрубки подвода и отвода пара.

Вследствие этого температурные поля также не являются

осесимметричными. Кроме того, наличие патрубков может

вызывать дополнительное местное увеличение

напряжений в зонах переходов от патрубков к паровым

коробкам. Поэтому были проведены расчеты

температурных напряжений на основе трехмерной модели

стопорного клапана. В программном комплексе ANSYS

была построена трехмерная модель стопорного клапана,

показанная на рис. 3. На основе этой модели были

рассчитаны температурные поля и температурные

напряжения в корпусе стопорного клапана при пуске из „ , „

Рис. 3. Трехмерная конечно-элементная

холодного состояния. модель стопорного клапана

На рис. 4. представлен график изменения максимальных эквивалентных температурных напряжений при двухмерной и трехмерной моделях стопорного клапана

Рис 4 Эквивалентные температурные напряжения в подфланцевой зоне СК при пуске из холодного состояния а - напряжения с учетом билинейного поведения материала, ст1 - условно-упругие напряжения, ст, - напряжения в подфланцевой зоне напротив паровпускного патрубка,

Оз" напряжения в подфлан-иевой зоне, примыкающей к паровпускному патрубку; 1[к- замеряемая температура пара в СК; N - мощность турбины, п - частота вращения ротора

Из сравнения результатов расчета температурных напряжений при осесимметричной и трехмерной моделях стопорного клапана турбины Т-110/120-130 можно сделать следующие выводы:

1. Температурные напряжения в стенке корпуса стопорного клапана напротив паровпускного патрубка, как и следовало ожидать, практически не отличаются от температурных напряжений, полученных при расчете с использованием осесимметричной модели.

2. На начальном этапе прогрева при конденсации пара на стенках корпуса максимальные температурные напряжения в двухмерной и трехмерной моделях наблюдаются на обогреваемой поверхности фланца стопорного клапана и практически не отличаются по величине.

3. При дальнейшем прогреве (при конвективном теплообмене) по мере роста температуры свежего пара максимальные напряжения в подфланцевой области, примыкающей к паровпускному патрубку, возрастают по сравнению с напряжениями в подфланцевой области при осесимметричной модели. Эти напряжения достигают максимальной величины (ст2 =244 МПа - с учетом билинейного поведения материала, о'2 = 367 МПа - условно-упругие) примерно через 60 мин после начала пуска и превышают максимальные напряжения, рассчитанные с использованием осесимметричной модели (ст, =226 МПа; а', =308 МПа) на 19 % при условно-упругой постановке задачи и на 8 % при условии билинейного поведения материала Данное явление объясняется тем, что подфланцевая зона, примыкающая к патрубку, обогревается как со стороны фланца

стопорного клапана, так и со стороны паровпускного патрубка, что приводит к градиентам температур как в осевом, так и в радиальном направлении и вызывает сложное НДС в этой зоне. Но вследствие "двустороннего" обогрева в этой зоне она быстро и равномерно прогревается и в дальнейшем разница между напряжениями в рассматриваемых зонах уменьшается. Причем напряжения в зоне, противоположной патрубку, становятся несколько выше напряжений в подфланцевой зоне со стороны патрубка

Также было проведено расчетное исследование теплового и термонапряженого состояния СК турбины Т-250/300-240 на основе его трехмерной расчетной КЭ модели. При этом расчет теплообмена на обогреваемых поверхностях клапана проводился по критериальным уравнениям, которые были верифицированы в ЦКТИ для данного СК. Анализ результатов показал, что особенностью температурного поля СК турбины Т-250/300-250 является значительная неравномерность по высоте фланца - от паровой коробки до крышки (рис. 5) Большие градиенты температур по высоте фланца (до 120 °С) наблюдаются практически на протяжении всего пуска за исключением начальных этапов предварительного прогрева.

Наибольшие температурные напряжения в корпусе СК имеют место не на обогреваемой поверхности паровой коробки, а в расточке корпуса под прижимное кольцо (в зоне геометрического пуске из "холодного состояния через концентратора напряжений), находящейся в области 60 мин после подачи паРа значительных градиентов температур (рис. 6). Они достигают своего максимального значения (af** =281 МПа) на завершающем этапе предварительного прогрева клапана примерно через 25 минут после подачи пара в СК Однако эти напряжения не превышают предел текучести материала корпуса СК а'0 2 = 295 МПа при температуре металла в зоне

максимума напряжений / = 180 °С.

Температурные напряжения на обогреваемой поверхности паровой коробки (а'2<ЛХ = 270 МПа; ст3лш'=221 МПа) лишь на начальном этапе прогрева превышают напряжения в зоне расточки корпуса под прижимное кольцо. Причем вследствие достаточной удаленности паровпускного патрубка от фланца его наличие практически не вызывает увеличения температурных напряжений на обогреваемой поверхности корпуса в зоне сочленения. Растягивающие температурные напряжения на изолированной поверхности - {<тилх =108 МПа) по величине меньше сжимающих на обогреваемой поверхности примерно в 2,5 раза.

Рис 5 Температурное поле стопорного клапана турбины Т-250/300-240 при

N. МВт

Рис. 6. Эквивалентные температурные напряжения в корпусе СК турбины 'Г-250/300-240 при пуске из холодного состояния: сг1 - напряжения в расточке под прижимное кольцо; ег2- температурные напряжения на обогреваемой поверхности паровой коробки; а\ - температурные напряжения в зоне, примыкающей к паровпускному патрубку; п - частота вращения ротора; N - мощность турбины

С точки зрения возникновения значительных температурных напряжений в корпусе СК (близких к пределу текучести сг02 стали 15Х1М1Ф) наиболее опасным является этап предварительного прогрева. Однако расчет пуска из холодного состояния показал, что при соблюдении графика-задания по температуре и давлению свежего пара в СК не возникают температурные напряжения, превышающие предел текучести. Таким образом СК турбины Т-250/300-240 бьи исключен их числа "критических" элементов.

В третьей главе приведены результаты моделирования теплового и термонапряженного состояния ротора ВД турбины Т-110/120-130 и роторов ВД и СД-1 турбины Т-250/300-240.

Расчет температурных полей производился в программном комплексе А№У5 методом конечных элементов для наиболее опасного с точки зрения возникновения чрезмерных температурных напряжений режима - пуска из холодного состояния. Моделировались как пуски в соответствии с "типовыми инструкциями" и инструкциями по эксплуатации, так и реальные пуски на ТЭС.

Вследствие практически полной осевой симметрии роторов для расчета использовались

геометрии тепловых канавок и придисковых галтелей. Это дало возможность использовать данные по температурам в узлах конечно-элементной сетки, полученные в результате решения задачи нестационарной теплопроводности для расчета температурных напряжений в роторе с учетом зон концентрации без трудоемкого изменения и доработки конечно-элементной сетки. Таким образом, для расчетов не использовались коэффициенты концентрации напряжений, так как концентрация напряжений уже учтена в расчетной конечно-элементной модели.

На обогреваемых поверхностях роторов задавались граничные условия третьего рода при вынужденной конвекции (температура греющего пара /я и коэффициент теплоотдачи от пара к металлу ап). Коэффициенты теплоотдачи от пара к металлу на различных участках роторов рассчитывались в соответствии с приведенными в руководящих материалах по моделированию температурных полей критериальными уравнениями и задавались переменными во времени в зависимости от частоты вращения и расхода пара. Температуры греющего пара также задавались переменными во времени в соответствии с графиком пуска и проведенным расчетом турбины на переменный режим Для турбины Т-110/120-130 были использованы экспериментальные данные замеров температур пара в КРС и на входе в ПКУ. При расчете температурных полей учитывалась зависимость теплофизических свойств стали 25Х1М1ФА (Р2МА), из которой изготовлены ротора, от температуры При расчете температурных напряжений использовалась билинейная модель поведения материала ротора (кусочно-линейная аппроксимация упруго-пластических свойств стали 25Х1М1ФА).

Анализ результатов показал, что в роторе ВД турбины Т-110/120-130 при пусках имеет место явление, не характерное для большинства роторов паровых турбин. Оно заключается в том, что практически на протяжении всего пуска (за исключением начального этапа) максимум температурных напряжений наблюдается не на обогреваемой, а на условно изолированной поверхности - внутренней расточке под цельнокованым диском регулирующей ступени (РС) (а$АХ =280 МПа - растягивающие тангенциальные напряжения) Данное явление обусловлено обширным так называемым "холодным пятном" под массивным диском РС. Причем зоны максимума температурных напряжений и напряжений от ЦБС совпадают. Уровень суммарных напряжений в этой зоне составляет 390 МПа. Это объясняется применением в турбине двухвенечной РС, вследствие чего диск РС имеет массивную геометрию. Результаты расчетного исследования ротора ВД турбины Т-110/120-130 при пуске из холодного состояния показали, что эквивалентные температурные напряжения в роторе достигают максимальных величин ашх = 347 МПа на начальном этапе пуска, при этом они не превышают предела текучести материала ротора ст'0 2 = 475 МПа при температуре металла в зоне максимума напряжений / = 300 °С. После выхода на номинальную частоту вращения и синхронизации генератора существуют достаточно большие резервы в повышении скорости нагружения по термонапряженному состоянию ротора. Однако при этом необходимо учитывать термонапряженное состояние корпуса ЦВД, результаты исследования которого будут представлены ниже.

Анализ результатов моделирования теплового и термонапряженного состояния роторов ВД и СД-1 турбины Т-250/300-240 показал, что практически на протяжении всего пуска "критическим" элементом является ротор СД-1. На рис. 7 представлены расчетные кривые изменения температурных напряжений в роторе СД-1 при пуске из холодного состояния в соответсвии с типовой инструкцией. Наибольшие напряжения, значительно превосходящие

напряжения в других зонах, возникают на дне четвертой по ходу пара тепловой канавки переднего концевого уплотнения (ПКУ) Напряжения в этой зоне достигают своего максимума (осевые напряжения а?** =-753 МПа, тангенциальные напряжения аШХ __352 МПа) примерно через 12 мин после подачи пара в ЦСД-1. Напряжения на дне тепловой канавки в зоне входа в ПКУ (в сечении возникновения наибольшей разности температур по радиусу ротора) - невелики (осевые напряжения ОгАХ =-314 МПа, тангенциальные напряжения а$4Х = -257 МПа). Это объясняется наличием "разгружающей" проточки на торцевой поверхности думмиса

г' "ц" Рис 7. Расчетные кривые изменения осевых температурных напряжений в роторе СД турбины Т-250/300-240 <7, • температурные напряжения на дне тепловой канаски в зоне выхода из первого отсека ПКУ; ет2 - температурные напряжения на дне тепловой канавки в середине первого отсека ПКУ, С73 - температурные напряжения на дне тепловой канавки в зоне входа в первый отсек ПКУ, <Х4 - температурные напряжения на дне тепловой канавки диафраг-менного уплотнения 14-ой ступени

Необходимо отметить, что на начальном этапе пуска значительные напряжения имеют место и в роторе ВД (осевые напряжения <з?ЛХ = -732 МПа, тангенциальные напряжения СТдШ = -354 МПа) Кроме того, на модели ротора ВД турбины Т-250/300-240 впервые была подробно исследована зона выхода из промежуточного уплотнения, характерная для всех турбин с петлевой схемой течения пара в проточной части ЦВД.

Расчетный анализ показал, что максимальные температурные напряжения в роторе ВД при пуске возникают в следующих сечениях: в зоне диафрагменного уплотнения 2-ой ступени (осевые напряжения а^^ = -443 МПа, тангенциальные напряжения <3qAX =-268 МПа), в зоне входа пара в промежуточное уплотнение (r¡2ÁX =-607 МПа, OqAX =-326 МПа), в зоне 9-ой канавки, находящейся примерно посередине промежуточного уплотнения (вгАХ =-732 МПа, а"ЛХ =-354 МПа) и в зоне выхода пара

из промежуточного уплотнения (a¿AX =-529 МПа, с$АХ =-304 МПа).

Во всех указанных зонах разности температур по радиусу ротора и температурные напряжения достигают своего максимального значения примерно через 5 мин после подачи пара в турбину При дальнейшем прогреве эти разности резко уменьшаются. При этом при последующем нагружении максимальная радиальная неравномерность температур наблюдается в зоне выхода пара из промежуточного уплотнения, и она значительно превышает температурные разности в других зонах. Причина этого явления заключается в следующем. Пар, омывающий ротор в промежуточном уплотнении, имеет температуру лишь на 10...50 °С ниже температуры пара перед соплами регулирующей ступени. Это снижение происходит вследствие теплообмена с менее прогретыми на начальных стадиях пуска участками ротора и статора

Дросселирование пара при его движении по уплотнению приводит к незначительному снижению температуры пара на выходе из промежуточного уплотнения. Таким образом, поверхность ротора в зоне выхода из промежуточного уплотнения омывается паром с достаточно высокой температурой при значительных коэффициентах теплоотдачи, а в зоне, непосредственно примыкающей к указанной, - значительно более холодным паром с температурой, соответствующей выходу из 6-ой ступени В результате в зоне выхода из промежуточного уплотнения устанавливается существенно двухмерное температурное поле (рис. 8). Интенсивный прогрев наружной поверхности ротора, с одной стороны, и перетоки тепла в глубинных слоях металла в сторону более холодного сечения, с другой стороны, обуславливают формирование значительных радиальных температурных разностей в этом сечении-до 100 °С.

Рис. 8. Температурное поле ротора ВД турбины Т-250/300-240 при пуске из холодного состояния через 50 мин после "толчка" ротора

Примерно через 1 ч с момента подачи пара в турбину максимальные напряжения в роторе наблюдаются в зоне выхода из промежуточного уплотнения. Причем осевая составляющая этих напряжений невелика, но тангенциальные напряжения более чем в 2 раза превышают напряжения в других критических зонах.

На рис. 9 приведены расчетные поля осевых и тангенциальных температурных напряжений в зоне выхода из промежуточного уплотнения. Необходимо отметить, что на начальном этапе пуска максимальные тангенциальные и осевые температурные напряжения в этой зоне наблюдаются на дне тепловой канавки. При дальнейшем нагружении осевые

температурные напряжения а2 резко снижаются и даже меняют знак (возникают напряжения растяжения), однако место их максимума остается прежним. В то же время зона максимума тангенциальных напряжений ов смещается на поверхность ротора Тангенциальные напряжения в этой зоне достигают максимума 09 = -220 МПа через 3,5 ч после толчка ротора.

-ггап -гть

ЧЧМГЬ 52,1b

Рис. 9. Изолинии а) осевых и б) тангенциальных температурных напряжений в роторе ВД турбины Т-250/300-240 в зоне выхода из промежуточного уплотнения

а) 6)

С целью детального исследования зоны выхода из промежуточного уплотнения были проведены расчеты термонапряженного состояния ротора ВД при увеличенной скорости набора нагрузки и повышения температуры пара после того, как турбина уже набрала 180 МВт. Расчеты показали, что при увеличении скорости повышения температуры греющего пара напряжения в зоне выхода из промежуточного уплотнения сначала незначительно повышаются, после чего резко снижаются. При этом напряжения в других зонах резко возрастают. Таким образом, был сделан вывод, что зона выхода из промежуточного уплотнения не является критической, а высокие напряжения в ней на завершающем этапе набора нагрузки определяются, главным образом, осевым градиентом температур в этой зоне.

В четвертой главе приведены результаты расчетного исследования корпусов ЦВД турбин Т-110/120-130 и Т-250/300-240. Вследствие того, что расчеты проводились на основе трехмерной геометрической модели по чертежам УТЗ, была учтена такая особенность, как трехмерность температурного поля корпусов и влияние этой трехмерности на термонапряженное состояние корпусов в пусковых режимах. Данное обстоятельство позволило получить максимально приближенную к реальной картину НДС корпусов, что, в свою очередь, позволило объяснить причины появления трещин, обнаруживаемых при ремонтах находящихся в эксплуатации турбин. Допущением при расчетах было отсутствие в расчетной модели крепежа горизонтального разъема. Также предполагалось, что тепловой поток через опорные пояски горизонтального разъема равен нулю. На первом этапе выполнялся расчет температурных полей корпусов в пусковых режимах. На втором этапе на основе полученных температурных полей производился расчет НДС с учетом

упругопластических свойств металла корпусов 15Х1М1ФЛ. Упруго-пластические свойства задавались в виде билинейной модели поведения материала.

Максимальные температурные напряжения в корпусе ЦВД турбины Т-110/120-130 имеют место в зоне горизонтального разъема за сопловой коробкой (а = 275 МПа - с учетом билинейного поведения материала; а' =581 МПа - условно-упругие). Они практически на протяжении всего пуска превышают предел текучести материала корпуса, соответствующий температуре поверхности металла корпуса в этой области (рис. 10). В этой же зоне имеют место значительные температурные напряжения (а = 192 МПа), соответствующие установившемуся температурному полю (т. е. работе на номинальной

нагрузке), которые ниже предела текучести ст'0 2 =210 МПа, однако превышают предел

длительной прочности материала корпуса <з'дП = 180 МПа.

п.Шт рцС. ю. Кривые изменения температурных напряжений в различных зонах корпуса <-*> турбины Т-110/120-130 при пуске из холодного состояния в соответствии с типовой ииструк-т цией: (7 - напряжения с учетом билинейного поведения материала; с' - условно-упругие напряжения; <7] - в зоне горизонтального разъема за сопловой коробкой; СУ^ - перед первой обоймой ПКУ; <т3 - перед диафрагмой второй ступени; ст4 - в зоне горизонтального разъема перед обоймой направляющего аппарата; N - мощность турбины; п - частота вращения ротора

Анализ температурных полей в корпусе показал, что зона горизонтального разъема за сопловыми коробками характеризуется значительными осевыми, окружными и радиальными неравномерностями температур, которые обусловлены массивностью корпуса в этой области. Данное обстоятельство вызывает сложное НДС в этой зоне и максимальный уровень напряжений на протяжении всего пуска и на стационарном режиме. Необходимо отметить, что увеличенная толщина стенки за сопловыми коробками в существующей отливке корпуса обусловлена не критериями прочности и плотности, а технологичностью конструкции при литье и возникает необходимость в усовершенствовании конструкции корпуса.

Анализ результатов расчетного исследования термонапряженного состояния внутреннего корпуса ЦВД турбины Т-250/300-240 показал, что наибольшие температурные

напряжения во внутреннем корпусе ЦВД турбины Т-250/300-240 возникают на внутренней поверхности в зоне за козырьком в камере регулирующей ступени по оси паровпуска (<зтах = 297 МПа). На рис. 11 показаны кривые изменения температурных напряжений в этой зоне.

Рис. 11. Расчетные кривые изменения эквивалентных температурных напряжений во внутреннем корпусе ЦВД турбины Т-250/300-240 при пуске из холодного состояния: (7, - в зоне горизонтального разъема фланца; <т2 - за козырьком КРС в вертикальной плоскости; а3 - за козырьком КРС в зоне горизонтального разъема фланца; /0 - температура свежего пара; п - частота вращения ротора; N - мощность турбины

На начальном этапе пуска напряжения в корпусе незначительны и даже несколько снижаются после первоначально быстрого их увеличения. Однако уже через 120 мин после подачи пара в турбину (что соответствует мощности турбины N - 60 МВт) температурные напряжения в "критических зонах" превышают предел текучести материала корпуса. Максимальные напряжения в корпусе имеют место на завершающем этапе пуска, когда температура обогреваемой поверхности уже достаточно высока и предел текучести материала корпуса значительно ниже этих напряжений. Так, например, максимальные температурные напряжения на внутренней поверхности фланца за козырьком в камере регулирующей ступени итах = 297 МПа возникают через 230 мин после подачи пара в турбину, когда температура внутренней поверхности металла в этой зоне достигает 465 °С. Предел текучести материала корпуса при этой температуре ст{, 2 равен 225 МПа.

В зоне за козырьком и камере регулирующей ступни имеется существенная как псепяя так и радиальная неравномерность температурного поля, что вызывает в этой зоне значительные температурные напряжения на различных этапах пуска. Тонкий козырек быстро прогревается в отличие от толстых стенок и фланцев, к которым он приварен. Полученные в результате напряжения, превышающие предел текучести, в области корня шва приварки козырька обусловлены, во-первых, геометрической концентрацией напряжений и, во-вторых, стеснением тепловых деформаций тонкого козырька относительно толстых стенок и фланцев корпуса, к которым он приварен.

В пятой главе приведено сопоставление температурных напряжений в высокотемпературных узлах турбин рассматриваемого типа при пуске из холодного состояния.

Анализ результатов проведенных исследований показал, что критическими узлами в турбине Т-110/120-130 являются стопорный клапан и корпус ЦВД, причем температурные напряжения, превышающие предел текучести, возникают в них на различных этапах пуска. В стопорном клапане они имеют место при предварительном прогреве. В корпусе ЦВД температурные напряжения превышают предел текучести практически на протяжении всего пуска.

Необходимо отметить, что факторы, обуславливающие чрезмерный уровень напряжений в корпусах СК и ЦВД, принципиально различны В СК причина повышенного уровня температурных напряжений в исследуемом экспериментальном пуске - не четкое регулирование давления свежего пара с помощью байпаса ГПЗ в процессе предварительного прогрева, а именно быстрое повышение давления в стопорном клапане и соответственно быстрое возрастание температуры насыщения. Данное явление достаточно легко исключить путем внедрения системы контроля термонапряженного состояния стопорного клапана. Причем с учетом результатов, полученных в данной работе, существует возможность повысить точность таких систем В частности, зависимости между измеряемыми разностями температур металла в характерных точках корпуса СК и температурными напряжениями были уточнены с учетом повышенного уровня напряжений в месте сочленения

паровпускного патрубка и фланца Нами были получены зависимости вида = ^ ■ Дг,, где д 13ф - условная (эффективная) разность температур, пропорциональная максимальным эквивалентным термическим напряжениям <хтах; к, - эмпирические коэффициенты,

определяемые методом наименьших квадратов в результате обработки данных по температурному и термонапряженному состоянию СК; лг, - разности температур в характерных точках.

В результате были получены следующие зависимости:

- для этапа предварительного прогрева

М,ф =0,698 Ыф„ - 0,329 Мос.

- для этапа разворота и нагружения

М,ф =1,522 - 0,523 .&1К,

где Ыфл - радиальная разность температур по ширине фланца;

д,о; -"осевая разность температур изолированной поверхности паровой коробки 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 пересмотреть .конфигурацию корпуса в этой области

Был проведен анализ возможных вариантов совершенствования конструкции корпуса, который показал, что снижение температурных напряжений возможно только путем изменения существующей конструкции отливки корпуса. Изменение конфигурации внешнего обвода корпуса, как показано на рис. 12, позволило снизить температурные напряжения в критической зоне корпуса - за сопловыми коробками на 25 % по сравнению с

Анализ результатов исследования высокотемпературных узлов турбины Т-250/300-240 показал, что при пуске из холодного состояния только в корпусе CK температурные напряжения не превышают предел текучести. Таким образом, в существующей конструкции турбины критическими элементами являются РВД, РСД-1 и внутренний корпус ЦВД.

Следовательно, если удастся снизить уровень температурных напряжений в роторе ВД и внутреннем корпусе ЦВД, то задачу оптимизации пусковых режимов турбины можно решить путем осуществления контроля и/или внедрением систем автоматизированного управления пусками по термонапряженному состоянию ротора СД-1 Технологические основы автоматизации пусков турбины по термонапряженному состоянию роторов среднею давления подробно описаны в ряде известных работ.

Для исключения внутреннего корпуса из числа "критических элементов" турбины Т-250/300-240 предложено достаточно простое решение, заключающееся в том, что аэродинамический козырек в КРС 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 заолно с обоймой надбандажого уплотнения регулирующей ступени. В качестве примера на рис 13 представлена серийная и усовершенствованная конструкция КРС турбины Т-250/300-240.

Для снижения уровня температурных напряжений в роторе ВД на начальном этапе пуска были предложены коррективы в режим пуска, заключающиеся в том, что при повышении давления свежего пара до 0,8-1,0 МПа открытием регулирующих клапанов осуществляется толчок ротора и повышение частоты вращения до 500 об/мин, а не до 1400 об/мин как в "типовой инструкции". На этой частоте вращения делается выдержка 40 мин, после чего частота вращения повышается до 3000 об/мин Такое мероприятие

исходной конструкцией.

Рис 12 Изменение конфигурации отливки корпуса турбины T-110/120-130

позволяет на 20 % снизить температурные напряжения в критической зоне ротора ВД -промежуточном уплотнении.

В заключении сформулированы основные результаты и выводы по работе-

1. Исследовано тепловое и термонапряженное состояние высокотемпературных узлов (роторов, корпусов ЦВД и стопорных клапанов) паровых турбин Т-110/120-130 и Т-250/3 00-240 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 роторе ВД турбины Т-250/300-240 впервые подробно исследована зона выхода из промежуточного уплотнения, 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 стопорный клапан 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,

Рис 13 Камера регулирующей ступени турбины Т-250/300-240

а) серийная конструкция с приваренным к цилиндру направляющим козырьком,

б) с направляющим козырьком выполненным заодно с обоймой уплотнения регулирующей ступени

о)

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 CK 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 роторах ВД и СД-1 турбины Т-250/300-240 возникают напряжения, превышающие предел текучести, т. е. как ротор ВД, так и ротор СД-1 являются "критическими" элементами. Предложены режимные мероприятия, позволяющие снизить температурные напряжения в роторе ВД на начальном этапе пуска, что позволит оптимизировать пуск турбины только по термонапряженному состоянию ротора СД-1.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Ивановский А А Исследование термонапряженного состояния роторов теплофикационных турбин ЗАО УТЗ при различных типах парораспределения /

A.А Ивановский, В.Л. Похорилер // Научные труды VIII отчетной конференции молодых ученых; сб статей Екатеринбург: ГОУ УГТУ-УПИ, 2005. Ч 1. C.424-425.

2 Ивановский А А. Применение дроссельного парораспределения для теплофикационных турбин ЗАО УТЗ / А А Ивановский, В Л. Похорилер // Научные труды X отчетной конференции молодых ученых; сб. статей Екатеринбург: ГОУ УГТУ-УПИ, 2006. 4 2 С 209-211.

3. Ивановский A.A. Определение условий теплообмена в стопорных клапанах гурбин УТЗ с давлением свежего пара 12,8 МПа / A.A. Ивановский, В.Л. Похорилер // Труды РНКТ- IV. М.- Издательский дом МЭИ, 2006. C.66-68

4 Ивановский A.A. Определение температурных напряжений в стопорных клапанах турбин УТЗ с давлением свежего пара 12,8 МПа / A.A. Ивановский, В.Л. Похорилер // Наука. Промышленность. Оборона: Труды VII Всероссийской научно - технической конференции Новосибирск: НГТУ, 2006. С. 176-180.

5. Ивановский A.A. Исследование термонапряженного состояния роторов высокого и среднего давлений турбины Т-250/300-240 / A.A. Ивановский, В Л. Похорилер // Наука и технологии Том 1. Труды XXVI Российской школы. - М . РАН, 2006. С. 261-268

6. Ивановский A.A. Исследование маневренных характеристик теплофикационных турбин / А А Ивановский, В Л. Похорилер // Научные труды XI отчетной конференции милидых ученых, си шней. Ексиеринбур). ГОУ УГТУ-УПИ, 2007 Ч 3. C.7S-S1.

7 Ивановский A.A. Совершенствование конструкции корпуса ЦВД паровой турбины с целью повышения надежности маневренности / A.A. Ивановский, В.Л. Похорилер,

B.Н. Голошумова // Наука и технологии Том 1. Труды XXVI Российской школы. - М.: РАН, 2007. С 261-268

8. Ивановский A.A. Исследование термонапряженного состояния корпусов цилиндров высокого давления теплофикационных паровых турбин / А А. Ивановский, В.Л Похорилер, В.Н. Голошумова// Тяжелое машиностроение. 2007. №8 С. 17-20.

9. Ивановский A.A. Определение условий теплообмена и температурных напряжений в стопорных клапанах турбин УТЗ с давлением свежего пара 12,8 МПа / A.A. Ивановский,

B.Л. Похорилер, А.Ю. Култьпиев // Труды XVI Школы-семинара молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках». (21-22 мая, г. Санкт-Петербург). М.: Издательский дом МЭИ, 2007. Т 2. С. 132-135

10. Валамин А Е. Особенности конструкции турбины Т-53/67-8,0 для ПГУ-230 / А.Е. Валамин, ЮА. Сахнин, A.A. Ивановский, В.Л Похорилер, В.Н. Голошумова // Совершенствование теплотехнического оборудования ТЭС, внедрение систем сервисного обслуживания, диагностирования и ремонта- Мат. 5-ой межд. науч.-практ. конф. Екатеринбург: УГТУ-УПИ. 2008. С.57-66.

11. Ивановский A.A. Расчет термонапряженного состояния роторов высокого и среднего давления турбины Т-250/300-240 в зоне лабиринтовых уплотнений /

A.A. Ивановский, В.Л. Похорилер, ВН. Голошумова // Электрические станции. 2008. №1.

C.32-37.

12. Ивановский A.A. Термонапряженное состояние корпуса паровой турбины / А А. Ивановский, В.Л. Похорилер // Научные труды XII отчетной конференции молодых ученых; сб статей. Екатеринбург: ГОУ УГТУ-УПИ, 2007. Ч 3. С.414-416.

13 Похорилер В.Л. Исследование термонапряженного состояния высокотемпературных узлов паровых турбин ЗАО УТЗ / В.Л. Похорилер, A.A. Ивановский, В.Н. Голошумова // Совершенствование теплотехнического оборудования ТЭС, внедрение систем сервисного обслуживания, диагностирования и ремонта: Мат. 5-ой межд. науч.-практ. конф Екатеринбург: УГТУ-УПИ. 2008. С.114-120.

14. Баринберг ГД Теплофикационная паровая турбина Т-53/67-8,0 для ПГУ-230 Минской ТЭЦ-3 / Г.Д. Баринберг, А.Е. Валамин, А А. Гольдберг, А А. Ивановский [и др.] // Теплоэнергетика. 2008. №8. С. 13-24.

15. Голошумова В.Н. САЕ-технологии инженерного анализа при проектировании паровых турбин ЗАО "Уральский турбинный завод" / В.Н. Голошумова, В В Кортенко,

B.Л Похорилер, А.Ю. Култышев, А.А Ивановский // Теплоэнергетика 2008. №8 С 48-50

Подписано в печать 23.09.2008 Формат 60x84 1/16

Бумага писчая Плоская печать " Усл. печ. л 1,4

Уч-изд. л. 1,0 Тираж 120 Заказ 4

Редакционно-издательский отдел ГОУ ВПО УГТУ-УПИ 620002, Екатеринбург, ул. Мира, 19 Ризография НИЧ ГОУ ВПО УГТУ-УПИ 620002, Екатеринбург, ул. Мира, 19

ПЕРЕЧЕНЬ СОКРАЩЕНИЙ.

ВВЕДЕНИЕ.

1. АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ.'.

1.1. Термонапряженное состояние стопорных и регулирующих клапанов паровых турбин в переменных режимах.

1.1.1. Особенности температурных полей корпусов СК в пусковых режимах.

1.1.2. Расчет температурных напряжений в корпусах стопорных и регулирующих клапанов.

1.2. Термонапряженное состояние роторов паровых турбин в переменных режимах.

1.2.1. Расчет температурных полей роторов паровых турбин в пусковых режимах.

1.2.2. Расчет температурных напряжений в роторах паровых турбин

1.2.3. Термонапряженное состояние роторов теплофикационных турбин.

1.3. Термонапряженное состояние корпусов ЦВД паровых турбин в переменных режимах.

1.3.1. Определение температурных полей в корпусах ЦВД паровых турбин.

1.3.2. Расчет температурных напряжений в корпусах цилиндров паровых турбин.

1.4. Выводы. Постановка задач исследования.

2. АНАЛИЗ ТЕРМОНАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ СТОПОРНЫХ КЛАПАНОВ ТЕПЛОФИКАЦИОНЫХ ПАРОВЫХ ТУРБИН ЗАО "УТЗ".

2.1. Анализ термонапряженного состояния СК турбины Т-110/120-130 в пусковых режимах.

2.1.1. Определение условий теплообмена на основе двухмерной модели СК турбины Т-110/120-130 по опытным данным.

2.1.2. Уточнение критериальных уравнений для определения коэффициентов теплоотдачи в СК турбин УТЗ на дохритические параметры пара.

2.1.3. Определение температурных напряжений на основании осесимметричной модели СК.

2.1.4. Определение температурных полей и температурных напряжений на основе трехмерной модели СК.

2.1.5. Сравнение результатов расчетов при двухмерной осесимметричной и трехмерной моделях.

2.1.6. Верификация граничных условий прогрева СК.

2.2. Анализ термонапряженнсго состояния СК турбины Т-250/300-240 в пусковых режимах.

2.2.1. Граничные условия прогрева СК турбины Т-250/300-240.

2.2.2. Определение температурных полей и температурных напряжений в СК.

2.3. Выводы.

3. ОСОБЕННОСТИ ТЕРМОНАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ РОТОРОВ ТЕПЛОФИКАЦИОННЫХ ТУРБИН Т-110/120-130 И Т-250/300-240 В ПУСКОВЫХ РЕЖИМАХ.

3.1. Анализ термонапряженного состояния РВД турбины Т-110/120-130.

3.1.1. Определение коэффициентов теплоотдачи на различных участках ротора.

3.1.2. Определение температуры греющего пара на различных участках ротора.

3.1.3. Расчет температурных полей в РВД при пуске из холодного состояния.

3.1.4. Расчет температурных напряжений в РВД при пуске из холодного состояния.

3.1.5. Расчет температурных напряжений в РВД при пуске из холодного состояния в соответствии с экспериментальными данными.

3.2. Анализ тёрмонапряженного состояния РВД и РСД-1 турбины Т-250/300-240.

3.2.1. Определение коэффициентов теплоотдачи и температуры греющего пара на различных участках ротора.

3.2.2. Расчет температурных полей РВД и РСД-1 при пуске из холодного состояния.

3.2.3. Расчет температурных напряжений в РВД и РСД-1 при пуске из холодного состояния.

3.3. Выводы.

4. РАСЧЕТНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В КОРПУСАХ ЦВД В ПУСКОВЫХ РЕЖИМАХ.

4.1. Анализ термонапряженного состояния корпуса ЦВД турбины

Т-110/120-130 в пусковых режимах.

4.1.1. Граничные условия прогрева корпуса ЦВД при пусках.

4.1.2. Расчет температурных полей и температурных напряжений в корпусе ЦВД.

4.2. Анализ термонапряженного состояния внутреннего корпуса ЦВД турбины Т-250/3 00-240.

4.2.1. Граничные условия прогрева внутреннего корпуса ЦВД турбины Т-250/300-240.

4.2.2. Расчет температурных полей и температурных напряжений во внутреннем корпусе ЦВД турбины Т-250/300-240.

4.3. Выводы.

5. ПУТИ СНИЖЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ УЗЛАХ ТЕПЛОФИКАЦИОННЫХ

ТУРБИН.

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

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

5.3. Организация контроля за термонапряженным состоянием СК.

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

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

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 пара; впервые 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 материала; полученные 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 напряжениями; установлены 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 состоянию; научно 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 №00106919), 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 турбины; результаты 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 конфигурации; результаты 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 турбин; пути 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 ротора; N - 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 ротора; N - 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 отливки; разработкой 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 отливки; б) 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.

141

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™, которые возникают на обогреваемой поверхности паровой коробки СК ф р.Е ' 1 ; где р - коэффициент линейного расширения металла корпуса СК;

Е - модуль упругости; v - коэффициент Пуассона; f +(°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 СК; А/, - характерные разности температур.

В качестве характерных разностей температур принимались следующие величины:

Д/фл = /, -/3 - разность температур по толщине фланца; Atoc -tA -t3 - 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-™3*.

Рис. 5.5. Схема используемых параметров для контроля термонапряженного состояния СК турбины Т-110/120-240: г,- расчетная температура обогреваемой поверхности фланца паровой коробки; t2 - измеряемая температура в районе установки глубинной термопары; t3 - измеряемая температура изолированной поверхности фланца паровой коробки; t4 - 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 °С. 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°С.

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°С; сг3 - при /0 =140°С; сг4 - при /0 =160°С; су j - при /0 = 180°С /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 пара; tim - температура пара после промежуточного перегрева; п - частота вращения ротора; N - мощность турбины; а - 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 козырьком; б) 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.

1. Продление ресурса турбин Т-250/300-240 УТМЗ в ОАО "Мосэнерго" /

2. B.Ф. Резинских, Г.Д. Авруцкий, М.В. Федоров, С.А. Быков // Электрические станции. 2006. №6. С.4-8.

3. Куличихин В.В. Совершенствование систем обогрева фланцев и шпилек ЦВД теплофикационных турбин / В.В. Куличихин, Э.И. Тажиев, О.В. Соловьева // Сборник научных трудов под ред. Е.Р. Плоткина. 1983.1. C. 17-22.

4. Куличихин В.В. Рациональное выполнение системы обогрева одно-стенных ЦВД паровых турбин / В.В. Куличихин, Э.И. Тажиев // Электрические станции. 1981. №12. С.35-40.

5. Трухний А.Д. Совершенствование пусковых графиков турбин неблочного типа / А.Д. Трухний, К. Шредер, А.А. Кочетов // Электрические станции. 1981. №12. С.28-32.

6. Плоткин Е.Р. Пусковые режимы паровых турбин энергоблоков / Е.Р. Плоткин, А.Ш. Лейзерович. М.: Энергия, 1980. 192 с.

7. Бененсон Е.И. Теплофикационные паровые турбины / Е. И. Бененсон, Л. С. Иоффе; под ред. Д. П. Бузина. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Энергоатомиздат, 1986. 272 с.

8. Зарянкин А.Е. Регулирующие и стопорно-регулирующие клапаны паровых турбин / А.Е. Зарянкин, Б.П. Симонов. М.: Издательство МЭИ, 2005. 360 с.

9. Дроздов А.П. Исследование температурных режимов деталей паровпускных органов головного образца турбины К-300-240 ЛМЗ в натурныхусловиях / А.П. Дроздов, Э.М. Рабинович // Теплоэнергетика. 1966. №11. С.30-34.

10. Лейзерович А.Ш. Температурные напряжения в шпильках стопорного клапана ВК-100-2 / А.Ш. Лейзерович, М.А. Трубилов // Электрические станции. 1967. №4. С.34-37.

11. Температурные напряжения в паровых коробках регулирующих клапанов турбины К-200-130 / Е.Р. Плоткин, Г.Х. Листвинский,

12. A.Ш. Лейзерович, В.П. Складчиков // Электрические станции. 1971. №9. С.38-41.

13. Исследование теплового и напряженного состояния корпусов регулирующих клапанов турбины К-300-240 ЛМЗ при нестационарных режимах / Н.Н. Бровицын, А.И. Левченко, Э.М. Рабинович, Л.П. Сафонов // Труды ЦКТИ.1972. Вып. 115. С. 3-11.

14. Температурное и напряженное состояние блоков клапанов парораспределения турбин К-300-240 при сбросах нагрузки / В.А. Палей, Е.Р. Плоткин, Л.В. Поволоцкий, В.Г. Солнышкин // Теплоэнергетика. 1973. №3. С.27-31.

15. Плоткин Е.Р. Теплоотдача в паровпускных узлах при пуске турбины / Е.Р. Плоткин, А.А. Голынкин, Ю.В. Мясников // Теплофизика и теплотехника.1973. Вып. 25. С. 125-129.

16. Контроль и управление термонапряженным состоянием стопорного клапана при пуске турбины ПТ-135/165-130 / В.Л. Похорилер, В.И. Левченко,

17. B.М. Пашнин, Л.Д. Забежинский // Энергомашиностроение. 1982. №9. С. 33-36.

18. Переверзев Д.А. Температурное поле клапана паровой турбины при резком сбросе номинальной нагрузки / Д.А. Переверзев, Н.Б. Чиркин // Энергомашиностроение. 1969. №2. С. 15-19.

19. Похорилер В.Л. Управление тепловым состоянием стопорного клапана при автоматизированном пуске турбины К-800-240-5 / В.Л. Похорилер, Н.Ю. Попкова // Энергетическое машиностроение: респ. науч. техн. сб.; Харьков: Вища школа, 1986. вып. 42. С.64-71.

20. Шевченко Т.Г. Контроль и управление термонапряженого состояния стопорного клапана при пуске турбины Т-110/120-130 // Межвузовский сборник научных трудов. Екатеринбург, 1993. С.51-61.

21. Исследование режимов пуска головного образца турбины К-500-240-2 / В.Л. Похорилер, В.А. Палей, В.Ю. Иоффе и др. // Теплоэнергетика. 1980. №9. С.22-27.

22. Волков Б.И. Исследование термического состояния стопорного клапана турбины ПВК-150 ХТГЗ / Б.И. Волков, Г.И. Павловский, А.А. Шевелев // В кн.: Энергетическое машиностроение, 1970, вып.10. С.37-41.

23. Похорилер В.Л. Прогрев паровпускных органов турбины К-200-130 при пуске блока с прямоточным котлом // Электрические станции. 1968. №1. С.22-27.

24. Лейзерович А.Ш. Прогрев корпуса стопорного клапана турбина К-200-130 ЛМЗ / А.Ш. Лейзерович, Е.Р. Плоткин // Электрические станции. 1968. №4. С.29-32.

25. Похорилер В.Л. Температурное состояние стопорных клапанов турбины К-500-240 при пусках и остановах / В.Л. Похорилер, А.Ш. Шакиров,

26. B.Ю. Иоффе // Электрические станции. 1976. №2. С.27-31.

27. Лейзерович А.Ш. Методика расчета температурных напряжений в стенке корпуса стопорного клапана / А.Ш. Лейзерович, Е.Р. Плоткин // В кн.: Доклады на III конференции НТОЭиЭП при ВТИ. М.: ВТИ, 1969. С. 193-206.

28. Плоткин Е.Р. Температурные напряжения в паровых коробках регулирующих клапанов турбины К-200-130 / Е.Р. Плоткин, Г.Х. Лисвинский, А.Ш. Лейзерович, В.П. Складчиков // Электрические станции. 1971. №9.1. C.38-41.

29. Розенберг С.Ш. Исследование мощных паровых турбин на электростанциях / С.Ш. Розенберг, Л.П. Сафонов, Л.А. Хоменок. М.: Энергоатомиздат, 1994. 272 с.

30. Похорилер B.JI. Корректировка режимов пуска турбины К-500-240-2 с учетом термонапряженого состояния стопорного клапана / В.Л. Похорилер, Ю.В. Тюрин // Теплоэнергетика. 1980. №4. С.28-31.

31. Выбор показателей прогрева стопорных клапанов паровых турбин К-500-240-2 / В.Л. Похорилер, В.А. Палей, Е.Э. Вульфов, А.И. Шкляр // Теплоэнергетика. 1982. №7. С.51-53.

32. Лейзерович А.Ш. Технологические основы автоматизации пусков паровых турбин. М.: Энергоатомиздат, 1983. 176 с.

33. Сафонов Л.П. Тепловое состояние высокоманевренных паровых турбин / Л.П. Сафонов, К.П. Селезнев, А.Н. Коваленко. Л.: Машиностроение, Ленингр. отд-ние, 1983. 295 с.

34. Межлумов М.М. Исследование маневренных характеристик мощных паротурбинных агрегатов на моделях их теплового состояния / М.М. Межлумов, Д.А. Переверзев, В.А. Палей // Теплоэнергетика. 1981. №2. С.67-69.

35. Похорилер В.Л. Особенности прогрева ротора турбины Р-100-130 при пусках / В.Л. Похорилер, Э.Э. Фискинд // Теплоэнергетика. 1975. №11. С.62-64.

36. Контроль за прогревом роторов мощных паровых турбин ТЭС с помощью аналоговой модели / А.Ш. Лейзерович, В.Н. Козлов, В.Д. Миронов и др. // Теплоэнергетика. 1977. № 8. С.10-13.

37. Лейзерович А.Ш. Управление пуском турбины типа К-800-240 по термонапряженному состоянию роторов // Теплоэнергетика. 1975. №8. С.24-29.

38. Термонапряженное состояние роторов турбины К-800-240-3 / Г.Д. Авруцкий, Д.Х. Краковский, В.И. Нахимов и др. // Теплоэнергетика. 1982. №4. С. 17-20.

39. Третьяков П.Г. Расчет температурных полей и напряжений роторов паровых турбин на ЭВМ / П.Г.Третьяков, Д.Х. Краковский, А.Н. Коваленко // Теплоэнергетика. 1978. №5. С. 20-24.

40. Плоткин Е.Р. К расчету нестационарного температурного поля ротора паровой турбины / Е.Р. Плоткин, А.А. Голынкин, И.В. Муратова // Теплоэнергетика. 1978. №5. С. 24-28.

41. Плоткин Е.Р. Расчет температурных напряжений в системе тепловых канавок на поверхности роторов паровых турбин // Теплоэнергетика. 1983. №6. С. 18-23.

42. Плоткин Е.Р. О расчете температурных напряжений в цельнокованых роторах паровых турбин // Теплоэнергетика. 1972. №5. С.67-70.

43. Плоткин Е.Р. Термонапряженнное состояние цельнокованого дискового ротора / Е.Р. Плоткин, М.Н. Зингер // Теплоэнергетика. 1984. №4. С.52-54.

44. Левит И.Г. Исследование теплового состояния ротора среднего давления турбины К-200-130 ПОТ ЛМЗ в пусковых режимах / И.Г. Левит, P.M. Фурман, Г.Д. Авруцкий // Теплоэнергетика. 1984. №2. С.20-24.

45. Кочетов А.А. Оптимизация переходных режимов паровой турбины на основе имитационного моделирования // Теплоэнергетика. 2005. №6. С.29-33.

46. Прохоров С.А. Методика расчета и исследование температурного состояния ротора ЦСД турбины 300 МВт при переходных режимах / С.А. Прохоров, В.А. Трубиков, Б.Н. Людомирский // Теплоэнергетика. 1974. №6. С.55-60.

47. Левченко Б.Л. Температурные испытания ротора высокого давления турбины К-300-240 / Б.Л. Левченко, B.C. Шаргородский, В.А. Пахомов // Энергомашиностроение. 1978. №4. С. 10-14.

48. Зингер М.Н. Концентрация температурных напряжений на поверхности роторов в зоне диафрагменных уплотнений / Зингер М.Н., Плоткин Е.Р. // Теплоэнергетика. 1987. №3. С.61-63.

49. Исследование напряженно-деформированного состояния ротора среднего давления турбины К-200-130 ЛМЗ при различных режимах работы / Л.К. Белевцева, В.И. Берлянд, Г.А. Цыплятев и др. // Теплоэнергетика. 1984. №6. С.27-30.

50. Малоцикловая надежность роторов турбин К-200-130 при различных способах их вывода в ночной резерв / А.Д. Трухний, Л.Н. Кобзаренко, А.А. Мадоян и др. // Теплоэнергетика. 1982. №10. С.50-54.

51. Методика расчета и исследование температурного состояния ротора ЦСД турбины 300 МВт при переменных режимах работы / С.А. Прохоров, М.А. Трубилов, В.А. Поляков, и др. // Теплоэнергетика. 1974. №6. С.55-60.

52. Малоцикловая долговечность и ресурс ротора среднего давления турбины типа К-200-130 ЛМЗ при работе в маневренном режиме /

53. A.Д. Трухний, Д.Д. Корж, B.C. Балина, В.И. Берлянд, Л.К. Белевцева, Г.А. Цыплятев // Теплоэнергетика. 1987. №7. С.5-9.

54. Исследование термонапряженного состояния ротора турбины ПТ-135/165-130/15 при пусках / В.Л. Похорилер, М. Пашнин, Н.Н. Галимулин,

55. B.М. Марковский // Электрические станции. 1983. №3. С.28-31.

56. Пашнин В.М. Режимы пуска и остановки новой теплофикационной турбины ПТ-135/165-130/15 / В.М. Пашнин, В.Л. Похорилер, Э.Э. Фискинд // Электрические станции. 1981. №2.- С.30-34.

57. Температурные испытания ротора высокого давления турбины К-300-240 / Б.Л. Левченко, B.C. Шаргородский, В.А. Пахомов, А.А. Михайлов и др. // Энергомашиностроение. 1978. №4. С. 10-14.

58. Шаргородский B.C. Расчетно-экспериментальные исследования различных вариантов охлаждения роторов среднего давления турбин К-300-240 ЛМЗ / B.C. Шаргородский, С.Ш. Розенберг, JI.A. Хоменок и др. // Труды ЦКТИ. 1989. Вып. 257.

59. Шаргородский B.C. Повышение технического уровня паровых турбин при внедрении систем принудительного парового охлаждения роторов /

60. B.C. Шаргородский, А.Н. Коваленко, JI.A. Хоменок, С.Ш. Розенберг и др. // Электрические станции. 1999. № 1.

61. Шаргородский B.C. Повышение ремонтопригодности, ресурса и надежности РСД мощных паровых турбин / B.C. Шаргородский, JI.A. Хоменок,

62. C.Ш. Розенберг, И.С. Козлов, А.Н. Ремезов // Труды ЦКТИ. 2002. Вып. 283. С.151-158.

63. Тихомиров М. Д. Основные аспекты решения тепловой задачи при моделировании литейных процессов. Тепловая задача // Литейное производство. 1998. № 4. С.30-34.

64. Тихомиров М. Д. Основы моделирования литейных процессов. Сравнение метода конечных элементов и метода конечных разностей. Что лучше? / М.Д. Тихомиров, И.А. Комаров // Литейное производство. 2002. №5. С.22-28.

65. Тихомиров М. Д. Основы моделирования литейных процессов. Важные особенности систем моделирования // Литейное производство. 2004. №5. С.24-30.

66. Басов К. A. ANSYS: Справочник пользователя. М.: ДМК Пресс, 2005.640 с.

67. Чигарев А.В. ANSYS для инженеров: Справ. Пособие / А.В. Чигарев, А.С. Кравчук, А.Ф. Смалюк. М.: Машиностроение-1, 2004. 512с.

68. Каплун А.Б. ANSYS в руках инженера: Практическое руководство /

69. A.Б. Каплун, Е.М. Морозов, М.А. Олферова. М.:Едиториал УРСС, 2003. 272с.

70. Зарубин B.C. Расчет теплонапряженных конструкций /

71. B.C. Зарубин, И.В. Станкевич. М.: Машиностроение, 2005. 352с.

72. Турбины тепловых и атомных электрических станций: Учебник для вузов. 2-е изд., перераб. и доп. / А.Г. Костюк, В.В. Фролов, А.Е. Булкин,

73. A.Д. Трухний; Под ред. А.Г. Костюка, В.В. Фролова. М.: Издательство МЭИ, 2001.488 с.

74. Ермолаев В.В. Влияние температурного перекоса на фланцах горизонтального разъема турбины на усилия на продольных шпонках /

75. Берлянд В.И. Исследование теплового и напряженного состояний наружного корпуса ЦВД турбины К-160-130 при различных режимах /

76. B.И. Берлянд, В.Ф. Гуторов, Н.Г. Левина // Теплоэнергетика. 1976. №1.1. C.23-28.

77. Берлянд В.И. К оценке циклической прочности наружного корпуса ЦВД турбины К-160-130 / В.И. Берлянд, В.Ф. Гуторов, А.В. Пожидаев // Теплоэнергетика. 1979. №6. С.39-42.

78. Исследование упругих напряжений в корпусе турбины при переходных режимах / В.И. Берлянд, А.В. Пожидаев, В.П. Складчиков и др. // Теплоэнергетика. 1981. №11. С.20-23.

79. Расчетная оценка напряженного состояния и циклической прочности корпусов ЦВД и ЦСД турбины К-300-240 ХТГЗ / В.И. Берлянд, А.В. Пожидаев,

80. B.А. Палей и др. // Теплоэнергетика. 1983. №2. С.38-42.

81. Берлянд В.И. Приближенный расчет напряжений в стенках корпусов паровых турбин, вызванных влиянием фланцев горизонтального разъема при неравномерном нагреве // В кн.: Энергетическое машиностроение, 1970, вып. 10.1. C.82-91.

82. Берлянд В.И. К расчету напряженного состояния корпусов турбин с учетом влияния фланцев горизонтального разъема // Динамика и прочность машин. 1972. Вып. 15. С. 11-19.

83. Берлянд В.И. Расчет составных обол очечных конструкций с мере-диональными ребрами / В.И. Берлянд, С.С. Соколовская // Динамика и прочность машин. 1986. Вып. 44. С. 29-40.

84. Циклическая прочность корпуса ЦВД при различных способах ночного резервирования блоков с турбинами К-210-130-3 ЛМЗ / В.И. Берлянд, А.А. Глядя, А.В. Пожидаев, А.Д. Трухний и др. // Теплоэнергетика. 1987. №8. С.26-31.

85. Берлянд В.И. Обобщение результатов исследований циклической прочности паровых турбин мощностью 160, 200 и 300 МВт при переменных режимах / В.И. Берлянд, Е.Р. Плоткин // Теплоэнергетика. 1992. №6. С. 23-29.

86. Берлянд В.И. Пути повышения циклической прочности и ресурса наружного корпуса ЦВД турбины К-160-130 / В.И. Берлянд, В.Ф. Гуторов,

87. A.В. Пожидаев // Теплоэнергетика. 1984. №9. С. 38-41.

88. Коэффициенты концентрации механических и температурных напряжений в кольцевых пазах опорных выступов в корпусах паровых турбин /

89. B.И. Берлянд, А.А. Глядя, Т.А. Гирская, А.В. Пожидаев // Теплоэнергетика. 1990. №6. С. 63-68.

90. Тензометрические и термометрические исследования модернизированного корпуса ЦВД турбины К-200-130-3 при переменных режимах работы / B.C. Сенин, Г.Х. Хуршудов, Г.Д. Авруцкий, В.П. Складчиков // Теплоэнергетика. 1988. №5. С. 47-50.

91. Экранирование внутренней поверхности корпуса турбины К-160-130 в зоне выхлопа ЧВД для повышения его надежности / В.И. Берлянд, И.Г. Левит, А.Н. Вольвенкина, А.В. Пожидаев, А.А. Глядя, Л.Б. Дульман // Электрические станции. 1982. №3. С.46-49.

92. Кириллов В.Б. Характеристики маневренности влажнопаровых турбин АЭС / В.Б. Кириллов, А.Ш. Лейзерович // Теплоэнергетика. 1985. №7. С. 21-24.

93. Трухний А.Д. Теплофикационные паровые турбины и турбоустанов-ки / А.Д. Трухний, Б.В. Ломакин. М.: Издательство МЭИ, 2002. 540 с.

94. Марочник сталей и сплавов / М.М. Колосков, Е.Т. Долбенко, Ю.В. Каширский и др.; Под общей ред. А.С. Зубченко М.: Машиностроении, 2001. 672 с.

95. РТМ 108.021.103-85. Детали паровых стационарных турбин. Расчет на малоцикловую усталость. М.: Минэнергомаш, 1986.

96. Зысина-Моложен JI.M. Теплообмен в турбомашинах / Л.М. Зысина-Моложен, Л.В. Зысин, М.П. Поляк. Л.: Машиностроение, 1974. 335 с.

97. Коклюев Г.А. К расчету тепловых напряжений в корпусах энергетической арматуры / Теплоэнергетика. 1987. №7. С. 62-64.

98. Ивановский А.А. Определение условий теплообмена в стопорных клапанах турбин УТЗ с давлением свежего пара 12,8 МПа / А.А. Ивановский, В.Л. Похорилер // Труды РНКТ- IV. М.: Издательский дом МЭИ, 2006. С.66-68.

99. РТМ 108.020.16-83. Расчет температурных полей роторов и корпусов паровых турбин. М.: Минэнергомаш, 1983.

100. РТМ 124.020.16-73. Турбины паровые стационарные. Расчет температурных полей роторов и цилиндров паровых турбин. М.: Металлургия, 1973.

101. Типовая инструкция по пуску из различных тепловых состояний и останову моноблока мощностью 250 МВт с турбиной Т-250/300-240 и газомазутными котлами. М.: ОРГРЭС, ВТИ, 1997.

102. Ивановский А.А. Исследование маневренных характеристик теплофикационных турбин / А.А. Ивановский, В.Л. Похорилер // Научные труды XI отчетной конференции молодых ученых сб. статей. Екатеринбург: ГОУ УГТУ-УПИ, 2007.4 3. С.78-81.

103. Щегляев А. В. Паровые турбины. Теория теплового процесса и конструкция турбин: Учеб. Для вузов: В 2 кн. Кн. 2. 6-е изд., перераб., доп. и подгот. печати Б. М. Трояновским. М.: Энергоатомиздат. 1993. 416 с.

104. Турбина паровая Т-110/120-130-3 номинальной мощностью 110 МВт. Тепловые расчеты. ТМТ-111787. 85 с.

105. Турбоустановка Т-110/120-130-5. Инструкция по эксплуатации. МТ-220800-1ИЭ. 216с.

106. Расчеты регулирующей ступени паровой турбины на переменные режимы работы / В.Л. Похорилер, Свердловск: УПИ им.Кирова, 1987. 37с.

107. Ивановский А.А. Применение дроссельного парораспределения для теплофикационных турбин ЗАО УТЗ. Научные труды X отчетной конференции молодых ученых ГОУ ВПО УГТУ-УПИ. Сборник статей в 2 ч. Екатеринбург: ГОУ ВПО УГТУ-УПИ, 2006. Ч 2. С. 209-211.

108. Турбина паровая Т-250/300-240 номинальной мощностью 250 МВт. Тепловые расчет. ТМТ-109036. 128 с.

109. Турбина паровая Т-250/300-240 номинальной мощностью 250 МВт. Расчеты парораспределения. ТМТ-107928. 76 с.

110. Ивановский А.А. Исследование термонапряженного состояния роторов высокого и среднего давлений турбины Т-250/300-240 / А.А. Ивановский, В.Л. Похорилер // Наука и технологии. Том 1. Труды XXVI Российской школы. М.: РАН, 2006. С. 261-268.

111. Ивановский А.А. Расчет термонапряженного состояния роторов высокого и среднего давления турбины Т-250/300-240 в зоне лабиринтовых уплотнений / А.А. Ивановский, В.Л. Похорилер, В.Н. Голошумова // Электрические станции. 2008. №1. С.32-37.

112. Ивановский А.А. Исследование термонапряженного состояния корпусов цилиндров высокого давления теплофикационных паровых турбин / А.А. Ивановский, В.Л. Похорилер, В.Н. Голошумова // Тяжелое машиностроение. 2007. №8. С.2-5.

113. Ивановский А.А. Совершенствование конструкции корпуса ЦВД паровой турбины с целью повышения надежности маневренности /

114. A.А. Ивановский, В.Л. Похорилер, В.Н. Голошумова // Наука и технологии. Том 1. Труды XXVI Российской школы. -М.: РАН, 2007. С. 261-268.

115. Ивановский А.А. Термонапряженное состояние корпуса паровой турбины / В.Л. Похорилер, А.А. Ивановский // Научные труды XII отчетной конференции молодых ученых сб. статей. Екатеринбург: ГОУ УГТУ-УПИ, 2007. Ч 3. С.414-416.

116. Голошумова В.Н. CAE-технологии инженерного анализа при проектировании паровых турбин ЗАО "Уральский турбинный завод" Текст. /

117. B.Н. Голошумова, В.В. Кортенко, В.Л. Похорилер, А.Ю. Култышев,

118. A.А. Ивановский // 2008. №8. С.48-50.

119. Валамин А.Е. Особенности конструкции турбины Т-53/67-8,0 для ПГУ-230 / А.Е. Валамин, Ю.А. Сахнин, А.А. Ивановский, В.Л. Похорилер,

120. B.Н. Голошумова // Совершенствование теплотехнического оборудования ТЭС, внедрение систем сервисного обслуживания, диагностирования и ремонта: Мат. 5-ой межд. науч.-практ. конф. Екатеринбург: УГТУ-УПИ. 2008. С.57-66.

121. Баринберг Г.Д. Теплофикационная паровая турбина Т-53/67-8,0 для ПГУ-230 Минской ТЭЦ-3 / Г.Д. Баринберг, А.Е. Валамин, А.А. Гольдберг, А.А. Ивановский и др. // Теплоэнергетика. 2008. №8. С. 13-24.