Сборник 70 студ конференции БГТУ

691

существующие крепления лабиринтного уплотнения устанавливаются сотоблоки. Конструкция сегмента сотового концевого уплотнения ЦНД вместе с бандажом изображена на рисунке 3. Зазор между сотовым уплотнением и демпфером вала принят равным существующему (0,7 мм), но рассматривалась возможность уменьшить радиальный зазор до 0,5 мм, т.к. по результатам испытаний концевых уплотнений сотового типа ЦНД турбины К-500-65/3000 на Смоленской АЭС допускается назначение величины радиального зазора 0,5 мм.

Основным преимуществом сотовых уплотнений перед лабиринтовыми с гребнями является надежность. Сотовые уплотнения в процессе эксплуатации подвергаются значительно меньшему износу: касание (задевание) валом уплотняющих поверхностей не наносит ущерба работоспособности конструкции уплотнения и валу турбины, т. к. задевание вала происходит с развитой поверхностью ячеистой структуры, изготовленной из никелесодержащей фольги ХН70ЮШ. Благодаря этому, в частности, обеспечивается интенсивный теплоотвод от пятна контакта вала с ячейками, что исключает возможность нанесения валу термических повреждений.

Рисунок 1– Концевые уплотнений ЦНД а – лабиринтного типа, б – сотового типа

Применение сотовых уплотнений возможно на всех действующих турбинах.

Внедрение сотовых уплотнений стабилизирует зазоры, сокращает утечки теплоносителя, а также снижает подсосы воздуха в конденсатор и сводит к минимуму обводнение масла в подшипниках турбомашин, расположенных в области концевых уплотнений. Применение сотовых уплотнений упрощает технологический процесс ремонта как самих уплотнений, так и роторов паровых турбин. Следует учесть, что внедрение сотовых уплотнений не требует коренного изменения их конструкции и может осуществляться доработкой уплотнительных узлов эксплуатируемых турбин при очередном капитальном ремонте. Замена сотоблоков в случае необходимости не представляет больших трудностей.

692

Выполнено сравнение эффективности лабиринтного и сотового концевого уплотнения на расчетных моделях с помощью профессионального программного комплекса ANSYS.

Следовательно:

-при одинаковой ширине уплотнения и одинаковых зазорах расход пара через сотовое уплотнение на 22 % меньше расхода через лабиринтное уплотнение;

-при одинаковой ширине уплотнения расход пара при зазоре 0,5 мм через сотовое уплотнение на 46 % меньше расхода через лабиринтное уплотнение при зазоре 0,7 мм;

-учитывая, что в процессе эксплуатации между плановыми капитальными ремонтами расход пара через сотовое уплотнение возрастает в среднем на 4 %, а через лабиринтное - на 16 %, эффект от замены лабиринтных уплотнений на сотовые будет больше вышеприведенных значений.

Работа выполнена под руководством доц. каф. «Тепловые двигатели» В.Т. Перевезенцева.

М.В. Кукатов, А.В. Романенко СПОСОБЫ ПРОИЗВОДСТВА И ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЛОПАТОК

МОНОКОЛЕС В КОМПРЕССОРАХ ГТД

Объект исследования: способы восстановления лопаток компрессора газотурбинного двигателя.

Результат, полученный лично авторами: Анализ нижеперечисленных способов восстановления моноколес ГТД из жаропрочных титановых сплавов. Все они являются достаточно сложными, дорогостоящими способами и требуют разработки технологического процесса, специального сварочного оборудования, приспособлений и сложной механической обработки для обеспечения расчетных геометрических размеров моноколеса.

Повреждения лопаток компрессора ГТД в процессе эксплуатации посторонними предметами является основной причиной досрочного снятия большого числа двигателей. Причинами повреждения лопаток при эксплуатации являются засасывание с поверхности аэродрома посторонних предметов, попадание птиц, камней, льда. Велика вероятность появления дефектов и в процессе изготовления моноколеса.

Одними из эффективных методов исправления указанных дефектов, позволяющими восстанавливать профиль поверхности, входных и выходных кромок лопаток, геометрию контактных полок, устранять термические трещины, являются сварка, наплавка и пайка.

Зарубежные фирмы накопили большой опыт по ремонту лопаток компрессора, в том числе и моноколес ГТД. Одним из наиболее часто применяемых методов ремонта является сварка трением. Фирмой United Technologies Corporation (США) предложена материалосберегающая

693

технология изготовления рабочих колес блисковой конструкции, в которой предложено выполнять рабочее колесо типа "блиск" соединением отдельно изготовленных диска и лопаток сваркой трением.

Фирма General Electric Company (USA) предложила другую разновидность материалосберегающей технологии изготовления рабочих колес блисковой конструкции. В соответствии с этой технологией для соединения отдельно изготавливаемых диска и лопаток сваркой трением предложено на ободе диска выполнять в местах размещения лопаток выступы, напоминающие гребень волны, в которых прорезаются продольные канавки с прямоугольным поперечным сечением.

В патенте фирмы Rolls Royce PLC предложена еще одна разновидность материалосберегающей технологии изготовления рабочих колес блисковой конструкции. В соответствии с этой технологией предложен способ сваривания линейным трением лопаток и диска для случая, когда диск имеет высокий втулочный обвод сложной формы.

Существует способ изготовления или ремонта рабочих лопаток или изготовления роторов блисковой конструкции, запатентованный компанией MTU AERO ENGINES GMBH. В патенте предложена материалосберегающая технология изготовления рабочих колес в варианте "блиск". Соединение лопатки и привтулочной части диска выполняется с использованием лазерного порошкового оборудования, и затем полученное соединение подвергается чистовой фрезерной обработке.

Как показал анализ вышеперечисленных способов восстановления моноколес ГТД из жаропрочных титановых сплавов, все они являются достаточно сложными, дорогостоящими способами и требуют разработки технологического процесса, специального сварочного оборудования, приспособлений и сложной механической обработки для обеспечения расчетных геометрических размеров моноколеса.

Используя последние достижения в сварочном оборудовании, механические станки с СПУ, современные методы контроля были разработаны технологические процессы и отработаны технологии ЭЛС для ремонта моноколес, позволяющие заменять одну или несколько дефектных лопаток, или их отдельные участки, поврежденные при изготовлении и последующей эксплуатации, а также восстанавливать повреждения на поверхностях с помощью аргонодуговой наплавки, что дало большой экономический эффект.

Работа выполнена под руководством асс. каф. «Тепловые двигатели» Е.И. Светляевой.

694

А.И. Лазарева СИСТЕМА АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ УРОВНЕМ

ОСЕВОГО УСИЛИЯ РОТОРА ТУРБОМАШИНЫ

Объект исследования: система компенсации аксиального аэродинамического усилия на ротор турбомашины, основным звеном которой является регулирующий электромагнитный думмис.

Результаты, полученные лично автором: проведен анализ литературных источников; изучены конструкция и условия применения электромагнитного думмиса, проработаны отдельные конструктивные элементы.

Использование системы автоматического управления уровнем осевого усилия ротора турбомашины позволяет существенно повысить надежность турбинных установок в широком диапазоне режимов и условий эксплуатации.

Основным звеном ее является регулирующий электромагнитный думмис (ЭМД), питание которого осуществляется от источника тока, получающего электрический сигнал через следящий контур от датчиков давления, установленных в колодках упорного подшипника и регистрирующих изменение гидродинамических характеристик масляного клина.

Главные элементы ЭМД – электрический магнит кольцевого типа, размещаемый в статоре установки, и якорь (диск), расположенный на валу.

Разработанная система автоматического управления представляет собой двухконтурную систему подчиненного регулирования, содержащую два контура регулирования: тока и осевого усилия.

Регулятор тока настраивается таким образом, чтобы компенсировать постоянную времени ЭМД, обеспечивая заданное быстродействие контура питания.

Регулятор осевого усилия поддерживает постоянную величину осевого давления, сравнивая сигнал датчика осевого усилия с заданием U3, формирующим приращение усилия на подшипник.

Подчиненный контур регулирования тока, состоящий из регулятора тока, преобразователя напряжения, датчика тока и электрической цепи электромагнита, обеспечивает динамические свойства последнего.

Спроектированная двухконтурная система регулирования вполне может обеспечить стабилизацию действующего на упорный подшипник осевого усилия в энергоблоках, обладает достаточной надежностью и высоким быстродействием. Оснащение такими системами автоматического управления турбомашин стационарного и транспортного типов позволит значительно повысить их работоспособность и долговечность, улучшит маневренность энергоустановок, сократит эксплуатационные расходы.

Работа выполнена под руководством проф. каф. «Тепловые двигатели» А.М. Дроконова

695

С.А. Левин ВЛИЯНИЕ КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТИ ЛОПАТОЧНОГО

АППАРАТА НА ХАРАКТЕРИСТИКИ ТУРБИННОГО ОТСЕКА

Объект исследования: влияние качества поверхности лопаточного аппарата на его характеристики.

Результаты, полученные лично автором: выполнен анализ влияния шероховатости поверхности на прочностные характеристики и экономичность турбинной ступени. Полученные результаты свидетельствуют о значительном влиянии этого параметра на экономичность, надежность и экологичность турбомашин.

Оценка воздействия качества поверхности на предел выносливости лопаток турбин может быть выполнена путем исследования влияния структуры поверхностного слоя решеток при различных методах их обработки, шлифования, полирования и др.

В настоящее время на многих энергомашиностроительных предприятиях России для обработки радиусной бандажной полки турбинных лопаток традиционно применяется профильное врезное шлифование в роторном приспособлении на токарно-лобовых станках.

Предложен новый технологический метод многокоординатного глубинного шлифования профильных поверхностей бандажных полок лопаток турбин высокопористыми кругами на специальных одношпиндельных станках-полуавтоматах с ЧПУ мод. MicroCut 4-250-S840D

фирмыELB-Schleiff (Германия).

Метод глубинного шлифования позволил снизить шероховатость поверхности лопаток с Ra = 1,06…1,25 мкм до Ra = 0,63…0,8 мкм, обеспечивая уменьшение растягивающие напряжений на поверхности в дватри раза, например, на периферийных поверхностях полки с 651 МПа до 207 МПа, а также снижение глубины наклепа в два-три раза и степени наклепа на

13–15%.

Для повышения механических характеристик деталей их поверхность подвергают классической дробеструйной обработке с целью повышения износостойкости и коррозионной стойкости.

Исследование качества поверхностного слоя при дробеструйной обработке при выполнении ремонта деталей газотурбинных двигателей выявило общие закономерности формирования поверхностного слоя. Так, например, при увеличении давления воздуха и угла атаки дроби происходит увеличение глубины наклепа, при увеличении расстояния от торца сопла до обрабатываемой поверхности глубина наклепа уменьшается.

Таким образом установлено значительное влияние на шероховатость обрабатываемой поверхности, степень и глубину наклепа режимов обработки деталей.

Наряду с технологическими факторами, на шероховатость лопаток в процессе эксплуатации турбоагрегатов значительное влияние оказывает отложение в проточной части солей (органических веществ, минеральных

696

компонентов и др.) и коррозионно-эрозионный износ их поверхностей, что также негативно отражается на прочностных характеристиках и экономичности турбомашин.

Подробные исследования влияния загрязнения ступени на ее КПД были выполнены в БГТУ с использованием моделей ступеней паровой турбины типа К-800-240, в процессе которых производилось моделирование солеотложений в каналах НА и РЛ. Испытания показали, что на оптимальном режиме работы ступени при всех значениях засоления НА создание малых отложений под бандажной лентой (2%) способствует некоторому повышению КПД ступени (Δη≈0,5%), что объясняется снижением потерь на вихреобразование в периферийной области. Дальнейшее увеличение заноса рабочего колеса (РК) при любых отложениях в НА, как и загрязнения НА при различных уровнях отложений в РК, сопровождается снижением КПД турбинного отсека.

Для газовых турбин занос проточной части также неизбежный фактор эксплуатации; тип отложений и их толщина зависят главным образом от режимов работы, сорта топлива, состояния воздушных фильтров и др.

Так, наблюдения на газокомпрессорных станциях показали, что проточная часть компрессоров подвергается интенсивному загрязнению органическими и минеральными компонентами.

Ввиду высокой интенсивности загрязнения проточных частей компрессоров и турбин существенно меняются в процессе эксплуатации характеристики корабельных ГТУ, КПД которых при определенных условиях через 100 ч работы может снизиться на 5…6 %.

Отложения (загрязнения) на рабочих и сопловых лопатках агрегатов турбонаддува дизелей приводят к увеличению потерь трения, изменению линий тока потока, углов атаки и т. д. При этом, в схеме со свободным турбокомпрессором (СТК) характеристика турбины u/сф остается практически постоянной в широком интервале изменения нагрузки дизеля, в связи с чем величина ∆(u/сф) близка к нулю. Таким образом, решающее влияние на изменение коэффициентов скорости оказывает шероховатость поверхности лопаток и увеличение их толщины в результате образования отложений.

При схеме наддува с приводным (от двигателя) турбокомпрессором (ПТК) окружная скорость u остается постоянной на определенном режиме независимо от изменения параметров теплоносителя, что приводит, в отличие от схемы СТК, к изменению характеристики u/сф. Поэтому схема ПТК более чувствительна к заносу проточной части турбины.

В Ленинградском политехническом университете были выполнены исследования влияния уровня шероховатости поверхностей направляющих и рабочих лопаток на потери энергии в турбинных отсеках, в ходе которых значения этого параметра изменялись от 3 до 400 мкм. Испытания показали, что с увеличением шероховатости РЛ обтекаются глубоко турбулизированным, нестационнарным потоком. В исследованном интервале

697

изменения шероховатости за счет дополнительных профильных и концевых потерь экономичность отсека снизилась на 19%.

Работа выполнена под руководством проф. каф. «Тепловые двигатели» А.М. Дроконова.

Е. В. Матюшин СИСТЕМА ПРОМЫВКИ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ ДЛЯ

КОМПРЕССОРА ГТУ

Объект исследования: система промывки высокого давления компрессора ГТУ.

Результат, полученный лично автором: Эксплуатация системы показала высокую эффективность восстановления газодинамики компрессора до состояния нового. Система очистки высокого давления достаточно компактна. Компоновка соответствует требованиям различных стандартов. Управление осуществляется оператором или с помощью стандартного блока PLC, который совмещается через интерфейс с системой управления станции. Экономия, получаемая от использования системы промывки высокого давления, обеспечивает короткий период окупаемости.

Эффективная работа турбины невозможна без очистки лопаток компрессора. Существующие системы промывки низкого давления не могут обеспечить очистку в режиме «на ходу». Компанией Gas Turbine Efficiency разработана система очистки высокого давления, обеспечивающая очистку лопаток компрессора как в режиме «на ходу», так и «на холодной прокрутке». Система применяется на газовых турбинах различной мощности и разных производителей.

Последствиями загрязнения компрессора ГТУ являются: изменение формы передней кромки лопаток, шероховатости поверхностей лопаток и направляющего аппарата, в результате чего поток воздуха приобретает турбулентные характеристики; отложения на лопатках компрессора изменяют треугольник скоростей и углы атаки воздушных потоков, в результате чего снижается степень сжатия компрессора, что влечет за собой снижение мощности двигателя.Налет постепенно наслаивается на лопатках и направляющем аппарате, в результате чего уменьшается объем проходящего воздуха. Усиление коррозионных процессов.

Особенностями системы промывки высокого давления являются: -высокое давление моющего раствора – в диапазоне от 4 до 8 МПа (в

зависимости от применения системы); - необходимо, чтобы вода направлялась на вход компрессора таким

образом, чтобы лопатки компрессора смачивались по всей высоте; -капли воды должны иметь адекватный механический импульс для

эффективного контакта с загрязнением на лопатке;

698

-размер капель воды должен быть не менее 60 мкм, чтобы обеспечить эффективный контакт с лопатками компрессора.

Основными характеристиками, определяющими эффективность системы промывки высокого давления, являются тип форсунок их размещение, распыление капель, а так же количество воды, необходимое для эффективной промывки.

Для определения положения форсунок для впрыскивания моющей воды в компрессор используется вычислительная гидродинамическая модель и методы имитационного моделирования. Применяется стационарная модель Рейнольдса –Навье-Стокса (RANS) для несжимаемой жидкости и k-e (kejepsilon) модель из двух уравнений для создания условий турбулентности. Моделируется профиль скорости воздушного потока, оценивается характер турбулентности и ее влияние на дисперсию моющего раствора.

При очистке компрессора в режиме «на ходу» для эффективной промывки первых ступеней и предотвращения осаждения частиц моющих средств на последних ступенях используется только вода. При очистке на холодной прокрутке применяется комбинация воды и моющего средства, однако обычно количество моющего средства составляет менее 1/3 от объема, рекомендованного для традиционных (или альтернативных) систем изготовителями газотурбинного оборудования.

Преимуществами системы промывки высокого давления являются: увеличение интервалов промывки, для получения улучшенных характеристик требуется меньше воды и моющих средств. Меньшее количество деталей и компонентов, входящих в состав системы промывки высокого давления, повышает надёжность такой системы, среднее повышение КПД – около 3%, среднее повышение тепловой мощности – около 1%, окупаемость – менее 6 месяцев.

Образцы систем очистки компании GTE были установлены и опробованы на оборудовании всех основных крупных операторов – Statoil, Fortum, Norsk Hydro, DresserRand, Maersk Oil&Gas, Phillips Petroleum, Volvo Aero Turbines, Turbomeca, Turbomach, Saab/BAE. Системы очистки GTE

успешно применяются на газотурбинных установках T100/ 200/ 300/ 400/ 500/ 600/ 700/ 800, SGT65000F, Frame 5, 6B, 6FA, 9E, LM2500, Avon, RB211, Centaur, Tauras.

Работа выполнена под руководством асс. каф. «Тепловые двигатели» Е.И. Светляевой.

А.И. Мельников ПУСК БЛОКОВ ИЗ ГОРЯЧЕГО И НЕОСТЫВШЕГО СОСТОЯНИЙ

Объект исследования: пуск блоков из горячего и холодного состояний. Результат, полученный лично автором: анализ нижеперечисленных

способов пуска блоков паровых турбин. Все они являются достаточно сложными, дорогостоящими способами и требуют соблюдения

699

технологического процесса, а также выполнения специальных критериев работы блоков при пусках и остановах.

Трудности, возникающие при пуске из неостывшего и горячего состояний блочных турбинных установок, в общем не отличаются от трудностей, возникающих при таких же пусках для неблочных турбин. Основная сложность состоит в необходимости поддержания соответствия температуры пара температуре металла отдельных узлов блока.

Мощные блоки выполняются с промежуточным перегревом пара (в отличие от неблочных турбин), и поэтому при пусках из горячего и неостывшего состояний приходится заботиться не только о ЦВД, но и о ЦСД.

Технология пуска блоков зависит от исходного теплового состояния котлоагрегата, паропроводов и турбины, которое определяется продолжительностью простоя блока. Наиболее быстро остывает котлоагрегат. Так, например, прямоточный котлоагрегат ПК-47 полностью остывает (давление в испарительных поверхностях его падает до атмосферного) за 6-9 ч. Барабанные котлоагрегаты остывают более медленно. Еще медленнее (в течение 1-1,5 суток) остывают перепускные трубы и паропроводы промперегрева. Паропроводы свежего пара и стопорные клапаны остывают в течение 2-3 суток. Наиболее медленно остывают цилиндры турбин: время их естественного остывания доходит до 5-6 суток. Таким образом, при данной продолжительности простоя блока основные элементы его будут иметь различную температуру, что должно учитываться при разработке графиков пуска блока.

Если температура металла ЦВД составляет 480 °С, то в турбину следует подавать пар с температурой 530 °С. Если в процессе пуска удается установить за котлом эту температуру, а затем открыть байпас ГПЗ для толчка ротора, то в турбину будет поступать пар, сильно охлажденный из-за дросселирования в байпасе ГПЗ и из-за протекания по холодным паропроводам.

Чтобы учесть это обстоятельство, можно поднять температуру перед ГПЗ еще выше, но не превышающая номинальную. В этом случае детали ЦВД могут оказаться в безопасности. Однако другие элементы паропровода, в частности, значительно остывшие корпуса стопорного и регулирующего клапанов, перепускные трубы, окажутся под воздействием слишком высокой для них температуры. Тракт от ГПЗ до закрытых регулирующих клапанов необходимо прогревать отдельно. При этом открытие байпаса должно производиться вполне определенным образом, то есть так, чтобы не охладить корпус стопорного клапана, поскольку в дальнейшем его придется нагревать, но и не разогревать паропроводы за ГПЗ с опасной скоростью.

Аналогичное положение возникает и при прогреве регулирующих клапанов, расположенных за ними перепускных труб и собственно турбины. Это приводит к тому, что выполнить все требования в полной мере без значительного увеличения пусковых потерь становится невозможным. Поэтому на практике реализуют компромиссный вариант, при котором

700

обеспечивается надежность всех элементов схемы с точки зрения температурных напряжений при небольшом, однако, охлаждении ЦВД. Последнее обстоятельство крайне нежелательно из-за относительного сокращения ротора, но не опасно при достаточно быстром пуске. Таким образом, тщательное поддержание режима при пусках из горячего состояния является непременным условием безопасной и долговечной работы оборудования.

При неполном охлаждении котла (температура коллектора превышает 80°С) пуск производят как из неостывшего состояния. Различают несколько разновидностей пусков блоков из неостывшего состояния в зависимости от продолжительности предыдущей остановки и степени охлаждения коллекторов, паропроводов и толстостенных деталей турбин. Условно выделяют пуски из неостывшего состояния после длительных остановов (70…90 и 50…60 ч), когда требуется прогрев паропроводов промперегрева, и после остановов меньшей продолжительности (32…45, 24…30 и 12…18ч), когда предварительный прогрев не требуется.

Пуск из неостывшего состояния после остановки небольшой длительности отличается более высокими расходами топлива и меньшей продолжительностью операций.

Пуск блоков из неостывшего состояния принципиально не отличается от пуска из горячего состояния. Последовательность операций при пусках из горячего и неостывшего состояний такая же, как и при пусках из холодного состояния. Основные отличия связаны с необходимостью очень тщательного выполнения графиков-заданий и быстротой выполнения ряда операций, при которых происходит охлаждение элементов ЦВД: синхронизации и включения турбогенератора в сеть, набора нагрузки до получения в проточной части турбины температур, отвечающих состоянию ее металла, и перевода давления.

При пусках (остановах) турбины необходимо выдерживать следующие значения критериев прогрева (охлаждения) основных элементов турбины:

1.Допустимые разности температур в элементах турбины.

2.Допустимые средние скорости повышения температуры при нагружении блока, Допустимые скорости снижения температуры при принудительных расхолаживаниях, Допустимые отклонения температуры пара от текущего среднего значения.

3.Предельная температура выхлопа ПНД по штатным измерениям. Помимо перечисленных критериев необходимо выполнять требования

завода-изготовителя по искривлению ротора, вибрации подшипников и температуре баббита подшипников.

Работа выполнена под руководством доц. каф. «Тепловые двигатели» М.А. Шилина.