Влияние специфических свойств влажного пара на эксплуатационную надежность турбин

Орлик В. Г., канд. техн. наук, Аверкина Н. В., инж., Вайнштейн Л. Л., канд. техн. наук, Качуринер Ю. Я., инж.

В работах по повышению эксплуатационной надежности паровых турбин преобладают исследования высокотемпературных элементов, работающих в условиях ползучести и малоцикловой усталости, при больших статических перепадах температуры пара и ее динамических колебаниях. Указанные условия приводят к отказам деталей турбин из-за высоких температурных напряжений и деформаций, повышения вибрации роторов и др. В то же время отечественные и зарубежные статистические данные [1, 2] свидетельствуют о не менее частых отказах по аналогичным причинам и в низкотемпературных влажнопаровых цилиндрах [3 - 5].
В настоящей статье рассматриваются некоторые особенности рабочего процесса турбины в области влажного пара и в зоне фазового перехода с целью выяснения первопричин отказов.
Прежде всего обращают на себя внимание два существенных различия в поведении влажного и перегретого пара.
Первое различие в поведении влажного и перегретого пара в области умеренных и низких давлений проявляется при часто встречающемся в турбинах процессе дросселирования. Из i-s диаграммы, показанной на рис. 1, видно, что при дросселировании в одном и том же интервале давлений снижение температуры влажного пара 8^п оказывается в несколько раз больше, чем у перегретого


Сказанное подтверждается примерами таблицы, где представлены снижения температуры при дросселировании влажного и перегретого пара в характерных элементах конструкции турбины: в поршневых кольцах подводящих патрубков, по ширине фланца горизонтального разъема ЦВД, а также по внутренним отсекам концевых уплотнений (КУ).
Другое различие (также для области умеренных и низких давлений) вытекает из того обстоятельства, что у влажного пара каждому значению давления pt соответствует только одно значение температуры - температура насыщения (£вп = ^ас), тогда как у перегретого пара температура может принимать любое значение выше температуры насыщения при данном давлении (^пп > tH3c).
При омывании стенки с обеих сторон перегретым паром с температурами t1 и t2 теплообмен между ними [6] возможен лишь при наличии некоторого перепада температур А^-пс > 0 в прилегающем к поверхности слое (рис. 2, а ). Перепад температур (А^т)пп по толщине стенки, омываемой перегретым паром, с учетом перепадов в слоях, прилегающих к ее поверхностям (At1m > 0 и At2m > 0), будет равен

Рис. 2. Различие в характере изменения температуры при теплопередаче через стенку, разделяющую области 1 и 2, заполненные перегретым (------- ) (а ) и влажным (—) (б ) паром

Рис. 1. Процессы дросселирования в области перегретого ( ^ ) и влажного ( ^ ) пара в интервале давлений p1 - р2

Для влажного пара At1 - 2 » t1нас - t2нас. При попадании влажного пара на какую-либо поверхность с температурой ниже tнас начинается его конденсация с выделением скрытой теплоты и температура поверхности быстро приближается к t1Hac. При попадании на поверхность с температурой горячее tнас происходит ее орошение содержащимися во влажном паре каплями, которые, испаряясь, забирают от нее скрытую теплоту, пока температура поверхности практически не сравняется с температурой насыщения tнас. Участие скрытой теплоты парообразования обусловливает на порядок более высокую интенсивность теплообмена потока влажного пара со стенкой по сравнению с перегретым [7] и практическое отсутствие перепада температур в прилегающем слое.
Изменение температуры при дросселировании влажного и перегретого пара в одинаковых интервалах давлений

Если пренебречь перепадом температур в прилегающем слое (Аt-пс ^ 0), граничные условия первого рода, (см. рис. 2, б ), то очевидно, что и перепад температур по толщине стенки, омываемой влажным паром, также (согласно указанным граничным условиям) равен разности соответствующих температур насыщения
(2)
Сопоставляя выражения (1) и (2), имеем
(3)
Полученный качественный вывод в конкретных случаях находит количественное подтверждение. Расчет теплопередачи для металлической стенки, с двух сторон (полости 1 и 2) омываемой паром с разницей температур Аt-2 = 50°С и скоростями обтекания C1 = C2 = 100 м/с, сделан для двух вариантов: для влажного пара и для перегретого. При омывании влажным паром его температуры (насыщения) для полостей 1 и 2 принимались равными 150 и 100°С, чему соответствуют давления 4,85 и 1,0 кгс/см2. Коэффициенты теплоотдачи, оцененные согласно [6], составляют примерно 10 000 и 8000 ккал/(м2 • ч • °С). Расчетная разница температур пар - стенка (Аtпс) в этом случае для полостей 1 и 2, как и предполагалось, невелика и составляет соответственно 3 и 4°С. Перепад температур с поправками Аtпс следует рассчитывать по формуле (1) и для влажного пара
5СВ - фиктивный зазор при воображаемом свободном наложении крышки цилиндра на нижнюю половину; 5кр - фактический зазор при затянутом крепеже
При омывании перегретым паром принимались температуры пара t1 = 250°С, t2 = 200°С, давления такие же, как для влажного пара, т.е. 4,85 и 1,0 кгс/см2 соответственно. Для этих условий коэффициенты теплоотдачи составляют 476 и 160 ккал/(м2 • ч • °С). Полученные расчетные разницы температур Аtпс (пар - стенка) составляют 11 и 32°С соответственно для полостей 1 и 2. Перепад температур по стенке при омывании перегретым паром согласно формуле (1)

Рис. 3. Расчетное распределение температур t по камерам и стенке и зазоров 5 в горизонтальном разъеме влажнопарового двухпоточного ЦВД при номинальном режиме:

Рис. 4.
разъем
Расположение мест присоса через горизонтальный ЦНД

Таким образом, расчет подтверждает, что перепад температур по стенке, омываемой с обеих сторон влажным паром, в несколько раз (в данном случае в 6 раз) больше, чем при омывании перегретым паром. Это создает для элементов влажнопаровых цилиндров условия с более высокими температурными деформациями и напряжениями и с более высокими потоками тепла через стенку по сравнению с элементами цилиндров перегретого пара.
На практике обе рассмотренные особенности влажного пара накладываются друг на друга. Это еще более увеличивает упомянутые температурные перепады, деформации, напряжения и тепловые потоки в деталях.
Например, перепады температур по толщине работающих во влажнопаровой среде диафрагм последней (пятой) и предпоследней (четвертой) ступеней типичного ЦНД мощной турбины составили 36 и 24°С соответственно. Расчеты температурных деформаций при данном распределении температур и при условии плоского опирания по ободу показали, что диафрагмы практически сохраняют круглую форму расточки и обода и плоскую форму горизонтального разъема. Однако наличие перепада температур по толщине вызывает прогиб диафрагм против хода пара. Максимальный прогиб располагается на середине полудуги расточки и достигает 1,44 - 2,97 мм для диафрагм четвертой и пятой ступеней соответственно. У разъема и у корня направляющих лопаток прогибы несколько меньше. Полученные значения и направление температурного прогиба объясняют имевшие место в эксплуатации случаи осевых задеваний диафрагм о диски предшествующих ступеней в обратных потоках ЦНД [5].
Одним из следствий рассмотренного перепада температур по толщине диафрагм и стенок камер ступеней ЦНД является интенсивная конденсация пара на их входных сторонах. Образующаяся при этом “внепроцессная” влага ранее не принималась во внимание, хотя капли ее имеют большие диаметры и представляют эрозионную опасность для рабочих лопаток. Количество этой влаги может превышать количество эрозионно опасной влаги, выделяющейся и оседающей в направляющих каналах в процессе расширения влажного пара в ступенях [8, 9].
Другой иллюстрацией специфических особенностей влажного пара является рис. 3, где показано расчетное распределение температуры по длине стенки типового ЦВД влажнопаровой турбины АЭС, соответствующие этому распределению деформации горизонтального разъема, а также зоны его размыва вследствие щелевой эрозии. Как видно из рис. 3, температура стенки цилиндра в пределах каждой его камеры примерно постоянна и близка к температуре насыщения при давлении соответствующего отбора.

Рис. 5. Возникновение режима конденсационной нестационарности при околозвуковых скоростях переохлажденного пара в сужающемся канале

Резкое изменение температуры стенки от одного уровня к другому происходит вблизи расположения перегородок между камерами. В цилиндрах перегретого пара распределение температуры вдоль стенки имеет значительно более плавный характер [10]. Влияние такого ступенчатого характера изменения температуры на плотность горизонтального разъема можно выяснить, исходя из следующих рассуждений. Если представить, что упомянутое распределение температур имеет место при свободном наложении (индексы “СВ”) верхней половины цилиндра на нижнюю, то средние, наиболее нагретые части горизонтального разъема в пределах камеры первого отбора (0 < L < L1), имеющие температуру t1 = 212°С, оказались бы лежащими друг на друге без зазора (5св = 0). Менее нагретые участки разъема в пределах камеры третьего отбора, имеющие температуру t3 = 160°С, разошлись бы на

где а = 12 • 10 -6град 1 - коэффициент температурного расширения стали, а остальные обозначения на рис. 3.
Аналогично выполнена оценка фиктивного раскрытия разъема на соседних участках
Однако под воздействием крепежа разъем остается плотным на большей части своей протяженности, но в непосредственной близости от перегородок, где температура стенки резко меняется, даже при затянутом крепеже остаются щели с зазором 5кр. Об этом и свидетельствуют упомянутые эрозионные размывы металла.
В связи с изложенным необходимо обратить внимание на особенность протекания влажного пара через щели [11], способствующую развитию эрозии. При подходе к щели пар ускоряется, а капли влаги несколько отстают (скольжение фаз). В результате этого локальная влажность по мере приближения к щели возрастает по сравнению со средней влажностью в камере и со среднерасходной влажностью в щели. Это приводит к образованию водяных пробок, периодически загромождающих сечение щели (снарядное течение). В такие моменты скорость жидкой фазы резко возрастает, создаются условия для кавитации и разрушения оксидной пленки и самого металла. И хотя в настоящее время эрозионные размывы разъемов устранены наплавкой и плакированием нержавеющей сталью, протечки в местах неплотностей (см. рис. 3) остаются, что особенно опасно для одноконтурных АЭС. Это тем более важно, что в жидкой фазе сконцентрированы основные носители радиоактивности - соли и другие примеси [12].
Аналогичные температурные деформации с раскрытием горизонтального разъема имеют место и в ЦНД конденсационных турбин с влажным паром на выходе и в отборах. Неплотности горизонтального разъема ЦНД вызывают существенную часть присосов воздуха в вакуумную систему. Указанные неплотности располагаются (как и ЦВД влажнопаровых турбин АЭС) вблизи мест с резким изменением температуры стенки вдоль фланца. В ЦНД такими местами являются (рис. 4) стыки холодных выхлопных частей (омываемых влажным паром с температурой примерно 30°С) с горячими элементами - средней частью цилиндра и каминами концевых уплотнений (КУ). Разность температур между соседними элементами может достичь 130 - 200°С. Это оказывается достаточным для преодоления сопротивления крепежа на близлежащих участках горизонтального разъема. А высокий уровень температур делает нестойкими применяемые герметики. На большое значение температурных усилий, раскрывающих горизонтальный разъем, указывает наблюдаемая при ревизиях коленчатость штифтов вертикального стыка отъемных каминов КУ.
Взаимное влияние упомянутых горячих и холодных частей ЦНД так велико, что в камере подачи КУ под влиянием теплоотвода от камина к выхлопу при работе турбины конденсируется большое количество влаги, вызывающей эрозию выходных кромок рабочих лопаток последней ступени и балансировочных грузов ее диска: только из дренажного отверстия камина в сторону рабочего колеса поступило около 5 л влаги в час [13].
Упомянутая жесткая связь между давлением и температурой влажного пара позволяет дать объяснение известному феномену повышения вибрации турбины на полных оборотах при попадании в нее воды или переувлажненного пара, например, на вход в ЦВД турбины АЭС при повышении уровня воды в парогенераторе. Столь же известный эксперимент с выливанием воды на свободный участок вала приводил к его искривлению лишь при вращении на валоповороте, а при полных оборотах вибрации не возникало. Объяснение феномена связано с существованием в уплотнениях, особенно прямоточных, так называемого, центрирующего эффекта [14], создающего при эксцентричном положении вала повышенное давление со стороны меньших зазоров.
Если эксцентриситет вызван начальным прогибом (биением) вала, то при протекании влажного пара искривление увеличивается из-за нагрева поверхности с выпуклой стороны, т.е. со стороны меньших зазоров, где давление, а значит, и температура пара выше. Этот процесс искривления должен прогрессировать с усилением вибрации. Приведенное объяснение подтверждается наблюдением Ю. И. Моногарова (ЦКТИ) на одной из турбин АЭС. При поисках причины постепенного (в течение примерно 2 ч) нарастания вибрации турбины им было обнаружено вытекание воды из КУ по валу в сторону подшипника. После уменьшения впрыска охлаждающей воды в пар, подаваемый на уплотнения, рост вибрации был приостановлен, а затем она стала снижаться и (также примерно через 2 ч) пришла в норму.
Еще одной специфической особенностью влажного пара является закон распределения водорастворимых примесей [12], обусловливающий практически полный их переход из паровой в жидкую фазу. В совокупности с рассмотренным ранее интенсивным теплообменом через детали, разделяющие полости влажного пара с различными давлениями, приводящим к испарению влаги со стороны более низкого давления, эта особенность вызывает дальнейшую концентрацию примесей вплоть до выпадения в осадок [8]. В частности, поток тепла от вогнутой к выпуклой поверхности лопаточного профиля приводит к типичному отложению солей со стороны спинки.
Конечным результатом концентрации агрессивных примесей является развитие коррозионномеханических повреждений рабочих колес зоны фазового перехода: трещины в лопатках начинаются на спинках от выходных кромок, а в дисках - у обода и у разгрузочных отверстий со стороны выхода пара. О важности рассматриваемой особенности влажного пара свидетельствует статистика, согласно которой примерно 80% отказов наиболее повреждаемого элемента паровых турбин (рабочих лопаток) приходится на ЦНД, особенно на лопатки зоны фазового перехода (примерно 65%). Остальные 15% приходятся на долю наиболее напряженных лопаток последних ступеней, которые все чаще эксплуатируются вблизи линии насыщения в связи с разуплотнением диспетчерского графика и снижением средней нагрузки.
Важнейшей особенностью течения влажного пара в турбине является неравновесность процесса начальной конденсации в зоне фазового перехода, заключающаяся в достаточно глубоком переохлаждении пара (в пределе примерно на 38°С) и в наступлении момента спонтанной конденсации лишь по достижении диаграммной влажности около 3%. Эти данные рассчитаны теоретически [15] и подтверждены исследованиями на многоступенчатых экспериментальных паровых турбинах [16]. Следствием неравновесности расширения является практически одномоментное выделение при спонтанной конденсации большого количества скрытой теплоты, что сопровождается локальным повышением температуры, т.е. тепловым воздействием на поток, аналогичным геометрическому изменению сечения канала, влияющему на скорость и давление пара.
Поскольку в расчет геометрии проточной части закладывается равновесный процесс, то ясно, что эффективность ее в действительности будет несколько ниже расчетной. Однако более серьезные последствия неравновесного расширения возникают, если скорость потока перед скачком конденсации близка к звуковой, а в процессе скачка достигает звукового барьера до узкого сечения сужающегося канала (или после узкого сечения - у расширяющегося). Как показал теоретический анализ и подтвердили измерения на модельных и натурных турбинах [16, 17], в этих условиях возможно возникновение автоколебаний потока (конденсационная нестационарность) с пульсацией давления на 20 - 30% среднего значения с частотой в диапазоне от 300 до 2000 Гц, что приводит к возрастанию динамических напряжений в лопатках в 1,5 - 2 раза.
Физически возникновение этих автоколебаний может быть объяснено на примере анализа изменения параметров влажного пара по длине L сужающегося канала при расширении до околозвуковой скорости (рис. 5). На оси ординат отложено число M = с/с* (где с - локальное значение скорости, с* - скорость звука) и относительное переохлаждение At = At/Att, где At - локальное значение переохлаждения, А4р * 38°С - критическое значение переохлаждения, при котором начинается спонтанная конденсация. Цифрой 1 обозначен процесс расширения с околозвуковой скоростью в конце канала, при котором в его пределах переохлаждение не достигает критического значения.
Если начальная температура пара перед каналом снизится, то из-за снижения удельного объема расход пара может несколько возрасти. Но при снижении начальной температуры возрастет и переохлаждение, и, если в некотором сечении канала (пунктир) оно достигнет критического значения, то вблизи этого сечения произойдет спонтанная конденсация с выделением скрытой теплоты. Температура и удельный объем пара при этом резко возрастут, что вызовет резкое ускорение потока дополнительно к ускорению от сужения канала (эффект “теплового сопла”). При определенных соотношениях геометрических и термодинамических параметров скорость пара вблизи сечения спонтанной конденсации может достичь скорости звука (процесс помечен цифрой 2 на рис. 5).
Поскольку далее канал сужается (а при этом увеличение скорости выше звуковой оказывается невозможным), он не сможет пропустить установившийся в нем расход пара, т.е. вблизи упомянутого сечения расход пара локально уменьшится. Но под действием инерционности потока произойдет повышение давления в рассматриваемом сечении и вверх по потоку и снижение давления вниз по потоку. При повышении давления уменьшится переохлаждение, прекратится конденсация и восстановится дозвуковой поток с прежним переохлаждением и вновь начнется спонтанная конденсация. Иными словами, налицо все признаки периодического автоколебательного процесса.
Аналогичные рассуждения могут быть проведены и для сверхзвукового потока в расширяющемся канале.
Как показали измерения [18], рассмотренные автоколебания сопровождаются миграцией фронта конденсации вдоль канала, что вызывает периодическое увлажнение и пересыхание профиля вблизи горла. Учитывая сказанное ранее о повышенной концентрации примесей в начальном конденсате [14] и о подводе тепла к спинке от вогнутой части профиля [8], можно констатировать, что к динамическому воздействию конденсационной нестационарности присоединяется коррозионный фактор. К этому следует добавить, что типичный диагноз при упомянутых повреждениях рабочих лопаток зоны фазового перехода - коррозионная усталость.
Учитывая изложенный анализ специфических свойств важного пара, ЦКТИ разработал ряд (режимных и конструкторских) мероприятий по повышению эксплуатационной надежности турбомашин:
построены диаграммы наиболее благоприятных значений начальных параметров пара, обеспечивающих отсутствие конденсационной нестационарности в широком диапазоне нагрузок [19];
разработаны конструктивные мероприятия по снижению перепадов температур в деталях влажнопаровых турбин, уменьшающих их температурные деформации и напряжения и повышающие паровую плотность разъемов [8];
разработаны мероприятия по снижению количества внепроцессной эрозионно опасной влаги в турбинах и ее отводу из проточной части [8];
разработаны конструкции лабиринтовых уплотнений, нечувствительные к расцентровкам при переувлажнении попадающего в них пара [20].

Список литературы

1. Обзор работы энергоблоков. Ежегодное издание. М., ОРГРЭС.
2. Чернецкий Н. С. Повреждения лопаток паровых турбин. - Энергохозяйство за рубежом, 1983, № 1.
3. Трояновский Б. М. Турбины для атомных электростанций. М.: Энергия, 1978.
4. Орлик В. Г. О вибрационном состоянии роторов с насадными дисками. - Энергомашиностроение, 1972, № 7.
5. Сафонов Л. П., Орлик В. Г. Статистический анализ зазоров в уплотнениях паровых турбин СКД. - Электрические станции, 1993, № 1.
6. Михеев М. А., Михеева И. М. Основы теплопередачи. М.: Энергия, 1977.
7. Зысина-Моложен Л. М., Зысин Л. В., Поляк М. П. Теплообмен в турбомашинах. Л: Машиностроение, 1974.
8. Влияние теплоотвода через металлические детали на интенсивность эрозионных и коррозионных процессов в проточной части ЦНД паровых турбин / Аверкина Н. В., Долгоплоск Е. Б., Качуринер Ю. Я. и др. - Электрические станции, 1999, № 12.
9. Совершенствование систем влагоулавливания в ЦНД паровых турбин ЛМЗ / Аверкина Н. В., Бакурадзе М. В., Гудков Н. Н. и др. - Энергетик, 1998, № 8.
10. Сафонов Л. П., Селезнев К. П., Коваленко А. Н. Тепловое состояние высокоманевренных паровых турбин. Л.: Машиностроение, 1983.
11. Перельман Р. Г., Пряхин В. В. Эрозия элементов паровых турбин. М.: Энергоатомиздат, 1986.
12. Василенко Г. В. Водно-химические факторы коррозионных повреждений рабочих лопаток и дисков турбин. - Теплоэнергетика, 1991, № 11.
13. Подсос пара из концевых уплотнений на рабочие лопатки турбин / Орлик В. Г., Михайлов С. Я., Новиков Б. Б., Резник Л. Б. - Теплоэнергетика, 1982, № 12.
14. Орлик В. Г., Розенберг С. Ш., Сорокин Н. А. Центрирующий эффект в лабиринтовых уплотнениях и его влияние на низкочастотную вибрацию турбомашин. - Энергомашиностроение, 1975, № 10.
15. Филиппов Г. А., Поваров О. А., Пряхин В. В. Исследования и расчеты турбин влажного пара. М.: Энергия, 1973.
16. Параметры жидкой фазы в ЦНД паровых турбин / Антошин В. И., Качуринер Ю. Я., Нахман Ю. В. и др. - Теплоэнергетика, 1982, № 2.
17. Конденсационная нестационарность в проточных частях влажнопаровых турбин / Бенсман Л. Г., Дикарева Г. Н.,
18. Качуринер Ю. Я., Яблоник Р. М. - Тр. ЦКТИ, 1982, вып. 196.
19. Сафонов Л. П., Яблоник Р. М., Качуринер Ю. Я. Расчетноэкспериментальные исследования неравновесных течений влажного пара в многоступенчатых турбинах. - Тр. ЦКТИ, 1988, вып. 241.
20. Качуринер Ю. Я. Опыт использования программ ПГШ “Влажный пар” при проектировании и отладке энергетического оборудования. - Труды ЦКТИ, 1997, № 281.
21. Орлик В. Г. Гибкие уплотнения роторов паровых турбин. - Тяжелое машиностроение, 1991, № 5.