книги из ГПНТБ / Глебов, И. А. Научные проблемы турбогенераторостроения

чтобы не успела нагреться бочка ротора. В результате происходит удлинение стяжки на 16 мм, которое контролируется и является критерием нагрева ее до нужной температуры. Перед нагревом

на стяжку навинчивают вплотную к бочке ротора концевые части, в процессе нагрева ее появляется возможность дополнительного наворачивания концевых частей. Так как одностороннее удлинение стяжки составляет 8 мм, то каждая концевая часть должна быть

повернута на угол, равный 8∕36×360=80o. При этом выбираются зазоры во всех стыках вдоль ротора. При охлаждении стяжки со­ здается натяг, а следовательно, и сжатие по всем плоскостям сты­

ков. При фрезеровании ротора получается некоторая дополнитель­ ная его усадка. В конечном счете окончательное удлинение стяжки составляет 11.2 мм. Это создает силу сжатия в 6750 т. В результате на всех плоскостях стыков (рис. 6-9, жирные линии) возникают напряжения сжатия. Следует заметить, что удлинение стяжки при

нагреве до величины 16.ми выбрано исходя из необходимости иметь указанную силу сжатия.

Основным критерием для оценки составной конструкции ро­

тора является отношение напряжения сжатия к напряжению от изгиба в зоне нижней наружной кромки поверхности соприкосно­ вения. Это отношение в фирме «Броун Бовери» называется «на­

Для получения достаточно высокого удельного давления на поверхности стыков площадь их была уменьшена приблизительно

до 20Q0 см2.

Согласно имеющимся данным фирмы «Броун Бовери», надеж­ ность стыковки для четырехполюсных машин составляет 4.5— 6.0, а для двухполюсных машин — 6.0—8.0. Исходя из этого, имеется достаточный запас на дополнительные изгибные напряще-

120

ния от динамической нагрузки и вследствие неравномерного

удлинения по осям полюсов и между полюсами от нагрева во время работы машины. Как следует из табл. 6-3, отношение к, равное 6.55 и 5.7, находится в пределах рекомендуемого диапазона зна­ чений.

Аксиальное давление, создаваемое стержнем, обеспечивает

жесткость ротора, близкую к жесткости цельного ротора. Но оно

недостаточно для получения необходимого запаса при внезапных

коротких замыканиях на выводах генератора. Для повышения за­

паса в этом режиме на стыках в районе больших зубьев устанавли­

ваются шпонки, которые особенно нужны на стыке между конце­ вой частью и бочкой ротора, а также на первом стыке самой бочки

со стороны турбины. Следует заметить, что благодаря эластичности роторов крутящий момент при внезапном коротком замыкании

получается не чрезмерно большим, примерно составляя 4.4-крат­

ную величину от номинального момента для турбогенератора мощ­ ностью 1333 MBA.

Напряжения в резьбе стяжной шпильки и концевых частей по расчету составляют примерно 60% от предела текучести мате­

риала. Размеры ротора: диаметр бочки 1755 мм, длина бочки 8165 м,

общая длина 17 008 мм (рис. 6-10). Первая критическая скорость

ротора равна приблизительно 30%, а вторая — 80% рабочей ско­ рости.

По мнению специалистов фирмы, рассмотренная конструкция составного ротора применима для турбогенераторов мощностью до 1500 MBA или даже несколько выше. Для машин мощностью

2000 МВт потребуются другие конструктивные решения: а) сварно­

кованое исполнение, б) одна половина ротора со стороны турбины цельная, а вторая — составная.

Перейдем к рассмотрению сборных роторов отечественной про­ мышленности. Сборный ротор весом около 160 T (рис. 6-11) состоит из двух хвостовин, средней части и центральной стяжки. Жест­ кость конструкции, как и в роторе фирмы «Броун Бовери», дости­

гается за счет усилия, создаваемого стяжкой и равного приблизиlтельно 5600 т.

В ЦНИИТМАШе были проведены обстоятельные исследования

сборных роторов с целью разработки конструкции роторов, допу­ сков на обработку, создания методов контроля и непосредственно измерительной аппаратуры, необходимой при изготовлении и

сборке роторов. Указанные исследования проводились на моделях с диаметрами 180 и 350 мм. Особенно подробно были изучены про­ блемы влияния точности обработки и тепловых деформаций на

жесткость и усталостную прочность роторов.

Опыты и расчеты применительно к турбогенератору мощно­ стью 500 МВт показали, что предварительный натяг около 20 кГ/мм2 создает приблизительно 10-кратный запас по отношению к изгибающим напряжениям, В этих условиях жесткость сборного

121

SSZte

ротора мало отличается от цельного ротора. В результате испыта­ ний было установлено, что длительные циклические изгибные на­ грузки, в несколько раз превышающие реальные, а также тепловые

деформации не оказывают влияния на усилие натяга и жесткость ротора. Особое внимание было уделено определению точности обработки сопрягаемых поверхностей с целью достижения необ­ ходимой жесткости ротора.

Усталостные испытания проводились с моделью диаметром 380 мм (масштаб 1:5) на вибростенде. Несмотря на знакопере­ менные изгибные напряжения на бочке ротора -—10 кГ/мм2, ко­

торые в 6 раз больше напряжений в роторе турбогенератора

500 МВт, в процессе испытаний не было обнаружено никаких при­ знаков разрушений ни в бочке ротора, ни в стяжной шпильке.

C целью отработки технологии, проверки влияния механической обработки и испытаний с реальными тепловыми циклами и с не­ симметричной нагрузкой ЦНИИТМАШем и Ижорским заводом был разработан и создан опытный ротор, состоящий из трех ча­ стей и центральной стяжки, диаметром бочки 1340 мм, общей дли­ ной вала около 9 м и весом приблизительно 60 т.

Одной из важнейших проблем в обеспечении надежной работы сборных роторов является тщательное обследование их работы

в несимметричных режимах, когда в бочке ротора протекают боль­ шие токи. Стыки не должны создавать заметных электрических

сопротивлений, иначе могут быть большие местные нагревы в не­ симметричных режимах и в результате этого ослабление натяга

вдоль ротора. Поэтому опытный ротор должен быть тщательно

испытан в режимах с повышенными токами обратной последова­

тельности. Следует иметь в виду, что токи в массиве ротора могут быть существенно уменьшены за счет демпферной обмотки, приме­ нение которой в четырехполюсных роторах значительно проще,

чем в двухполюсных. Это объясняется большими размерами ро­ тора, а следовательно, меньшими трудностями при увеличении высоты пазов ротора для размещения демпферной обмотки. Фирма «Броун Бовери», например, для мощных четырехполюсных турбо­ генераторов применяет демпферные стержни с водяным охла­ ждением.

Как уже отмечено выше, сборные роторы имеют определенный предел применения (в турбогенераторах около 1500 MBA или

несколько выше), который вызван ограничением передачи вращаю­ щего момента через стыки сборного ротора. Предел мощности

турбогенераторов может быть повышен, если перейти на сварно­ сборное исполнение роторов.

Сварно-сборные поковки. Этот способ изготов­

ления поковок разработан ЦНИИТМАШем совместно с заводом

«Электротяжмаш» (г. Харьков). По оценке разработчиков, таким

способом возможно изготовление поковок для четырехполюс­ ных турбогенераторов очень больших мощностей, например

123

до 4000 МВт. При этом отпадает необходимость иметь крупные слитки.

Идея этого способа заключается в том, что наиболее нагружен­

ные стыки соединяются сваркой. При этом центральная стяжка создает в сварных швах постоянные напряжения сжатия. Экспе­ риментальная проверка показала, что наличие таких напряжений повышает усталостную прочность сварных швов в 2—3 раза и ком­ пенсирует снижение пластичности в околошовной зоне.

Особенно важно отметить, что сварно-сборные роторы можно выполнять со сравнительно неглубокими сварными швами. Это обстоятельство позволяет существенно улучшить качество свар­ ных соединений, применив такой прогрессивный вид сварки, как

электронно-лучевая, и, наконец, металл электрошлакового пере­

плава.

В ЦНИИТМАШе .ведутся исследования на крупномасштабных образцах и на моделях роторов с диаметром 175, 380 и 600 мм по изучению прочностных характеристик и технологических процес­ сов сварно-сборных поковок. К настоящему времени создана на­ дежная основа для разработки и производства сварно-сборных ро­ торов для турбогенераторов мощностью 2000 МВт.

Кпреимуществам сварно-сборной поковки следует отнести наличие внутреннего резервирования: при разрушении сварного шва ротор будет удерживаться центральной стяжкой и наоборот.

Косновным недостаткам сварно-сборной поковки по сравнению

сцельной поковкой следует отнести ее высокую стоимость и, по­ видимому, несколько меньшую надежность.

64-. БАНДАЖНЫЕ КОЛЬЦА

Как известно, бандажные кольца предназначены для удержания лобовых частей обмотки ротора, поэтому они должны обладать

высокими прочностными свойствами. Кроме того, во избежание добавочных потерь от потоков рассеяния в районе бандажного кольца они должны изготовляться из немагнитной стали.

Для бандажных колец используется немагнитная аустенитная сталь на основе у-железа с присадками никеля, марганца или и того и другого металла вместе [6, 30]. При обычных комнатных тем­ пературах такие немагнитные стали обладают высокими пласти­ ческими свойствами, необходимыми для обеспечения надежной

их работы в связи с широким диапазоном скоростей вращения роторов при пусках, нормальном режиме и разгонах при аварий­ ных сбросах нагрузки. Кроме того, высокая пластичность таких

сталей позволяет проводить их упрочнение путем холодной де­ формации (наклепа), что имеет решающее значение для возможности

создания высокопрочных бандажных колец.

Хорошая аустенитная немагнитная структура стали получа­

ется, например, при 4—7% никеля и 9% марганца при опредѳлец-

124

ном содержании углерода. В исходном состоянии (до проведения холодной деформации) такая сталь имеет предел текучести около

30 кГ/мм2. Путем холодной деформации этот предел может быть увеличен до 110 кГ/мм2, т. е. в 3 и даже в 4 раза. При этом разница

между пределом прочности и пределом текучести уменьшается до 10 кГ/мм2. Обычно рекомендуемая разница 5 кГ/мм2. Важно отметить то обстоятельство, что несмотря на деформацию пластич­ ность стали остается на достаточно высоком уровне (относительное удлинение при разрыве около 20%).

Производство поковок бандажных колец представляет трудную задачу, особенно затруднительно выполнение такой ответственной операции, как холодная деформация.

Для изготовления поковок бандажных колец нужны слитки из аустенитной стали сравнительно большого веса. Так, например,

для бандажных колец турбогенератора мощностью 1200 МВт при скорости вращения 3000 об./мин. требуется слиток весом 16— 18 т. Для получения наиболее высоких свойств слитка разлив важно проводить в вакууме или использовать при этом сталь элек-

трошлакового переплава.

Холодная деформация, или наклеп, может достигаться гидрав­ лическим прессованием слитка или несколькими взрывами. Взрыв­ ной метод реализуется путем установки слитка торцом на мощную стальную плиту с заливкой воды во внутреннюю полость слитка и подрывом взрывчатки, помещенной приблизительно в центре этой внутренней полости. Такая операция повторяется несколько

раз. В результате этого достигается необходимое упрочнение

стали. При гидравлическом прессовании растяжение изнутри

происходит постепенно, поэтому могут быть достигнуты лучшие результаты по упрочнению стали. Однако для выполнения таких работ требуется гидравлический пресс до 30 000 т, а также приспо­ собления для ограничения внутренней полости с торцов с тем, чтобы

при подаче воды во внутреннюю полость под большим давлением обеспечить растяжение и наклеп стали.

В процессе обработки слитка (отрезание торцовых частей, сня­ тие металла снаружи и изнутри) происходит значительное умень­ шение веса. Поэтому вес поковки бандажного кольца бывает су­ щественно ниже веса слитка. Так, для приведенного выше примера турбогенератора мощностью 1200 МВт вес поковки составляет около 3.5 т. Следует заметить, что вес каждой из поковок для на­

иболее мощных турбогенераторов, введенных в эксплуатацию,

равен 2.4 т для машины 800 МВт и 1.5 т для машины мощностью

более высокие требования, чем к поковкам четырехполюсных ма­ шин.

125

Предел текучести стали, применяемой для изготовления бан­ дажных колец, достигает величины 100—110 кГ/мм2. В бандаж­ ных кольцах отечественного производства запас прочности по максимальным тангенциальным напряжениям при разгонной ско­ рости принимается равным 1.6. Опыт эксплуатации отечественных турбогенераторов показывает, что такой запас является вполне

достаточным для обеспечения надежной работы машин. Следует заметить, что радиальные и осевые напряжения в кольце невелики

ине оказывают заметного влияния на работу бандажных колец.

Внастоящее время для крупных турбогенераторов практически используется только однопосадочное (на бочку ротора) исполнение.

Рис. 6-12. Бандажное кольцо с однопосадочной (на бочку ротора)

конструкцией и накидной гайкой.

При этом применяется напряженная посадка колец с их фиксацией накидной гайкой или кольцевой шпонкой. В этих условиях центри­ рующее кольцо на противоположном конце бандажа на вал не на­ саживается (рис. 6-12), а служит для распора обмотки, размеще­ ния балансировочных грузов и придания жесткости свободному концу бандажа [29]. Бандажные кольца надеваются на бочку ротора в нагретом состоянии с таким натягом, чтобы разъединитель­ ная скорость находилась в пределах 3200—3600 об./мин. В прак­

тике отечественного турбогенераторостроения такая скорость принимается для всех мощных турбогенераторов. При расчете посадки на эту разъединительную скорость не требуется разогрева колец перед посадкой, и, кроме того, не возникает чрезмерно вы­ соких напряжений в бандажном кольце при неподвижном со­ стоянии.

Наибольшие поковки, выпускавшиеся нашей промышлен­ ностью в 1965—1972 гг., имели вес 1.5 т, наружный диаметр 1220 мм,

внутренний диаметр 1045 мм, длину 700 мм. После механической обработки эти поковки используются для роторов турбогенерато­ ров мощностью 500 МВт со скоростью вращения 3000 об./мин. Диаметр бочки роторов таких турбогенераторов в исполнении

126

ЛЭО «Электросила» равен 1125 мм, а в исполнении Харьковского

завода «Электротяжмаш» 1120 мм. Бандажные кольца, изготов­ ляемые заводом «Уралмаш», имеют следующие показатели [41]:

предел текучести на внутренней поверхности, где напряжения получаются наибольшими, равен 100 кГ/мм2; предел прочности

105 кГ/мм2, а относительное удлинение 20%. Расчетное напряже­ ние в месте посадки бандажного кольца в исполнении ЛЭО «Электросила» при разгонной скорости вращения 120% от номи­ нальной составляет 63.6 кГ/мм2. Таким образом, запас прочности

равен 1.6, т. е. рекомендуемой величине.

При разработке и выпуске турбогенераторов мощностью

800 МВт со скоростью вращения 3000 об./мин. потребовались по­ ковки с большими размерами и весом, чем для турбогенераторов мощностью 500 МВт: вес 2.4 т, наружный диаметр 1330 мм, внут­ ренний диаметр 1142 мм, длина 820 мм, предел текучести на внут­ ренней поверхности бандажного кольца 105 кГ/мм2, относительное удлинение 18%. Бочка ротора турбогенератора мощностью

800 МВт имеет диаметр 1200 мм. Первый турбогенератор такого класса был введен в эксплуатацию на Славянской ГРЭС в 1972 г.

Еще большие трудности возникают при создании бандажных колец турбогенераторов мощностью 1200 МВт со скоростью вра­

щения 3000 об./мин. Вес поковок должен быть 3.4 т, наружный

диаметр 1370 мм, внутренний диаметр 1180 мм, длина 1100 мм,

предел текучести 115 кГ/мм2, относительное удлинение 18%.

При создании таких поковок необходимо решение комплекса

сталей и совершенствования уровня технологического процесса. Вопросы создания бандажных колец для турбогенераторов

мощностью порядка 2000 МВт со скоростью вращения 3000 об. /мин.

являются решающими в общей проблеме разработки и выпуска машин такого класса. Предел текучести здесь должен возрасти приблизительно до 130 кГ/мм2 при относительном удлинении около 16%'. В этих условиях, наряду с изучением механических и пластических свойств бандажных колец из немагнитной стали, необходимо исследование бандажных колец из других более легких материалов, например из титановых сплавов, имеющих близкие

к стали прочностные свойства.

Применение более легких, но одновременно и высокопрочных материалов базируется на следующих соображениях. Силы, растя­

гивающие бандажное кольцо, складываются из двух составляющих, одна из которых вызывается центробежными силами самого бан­ дажного кольца, а вторая — центробежными силами лобовых частей обмотки ротора. В бандажных кольцах из немагнитной стали первая составляющая приблизительно равна 2/3, а вторая — около 1/3 от полной растягивающей силы. Если принять во вни­ мание, что титановые сплавы могут быть в 1.7 раза легче стали,

127

128