ZESZYTY NAUKOWE POLITECHNIKI ŚLĄSKIEJ Seria: ENERGETYKA z. 126
1995 N r kol. 1281
G erard KOSMAN, Andrzej RUSIN, H enryk ŁUKOWICZ
MODELOWANIE NADZWYCZAJNYCH STANÓW TERMICZNYCH TUR BIN PAROWYCH
S tr e s z c z e n ie . W pracy przedstaw iono wyniki m odelowania rozkła
dów te m p e ra tu ry i naprężeń w elem entach turbiny w czasie intensyw nego chłodzenia. Szczegółowo rozpatrzono proces chłodzenia po skoko
wym obniżeniu tem p e ra tu ry pary. Analizowano sta n cieplny i w ytrzy
małościowy w irnika i kadłuba. Drugi przykład dotyczy zalan ia tu rbin y wodą. Wyznaczono naprężen ia w kadłubie wew nętrznym i zew nętrz
nym zalanej części turbiny. Ze względu n a bardzo intensyw ne chłodze
nie kadłubów wyznaczone naprężen ia szybko osiągają granicę plastycz
ności m ateriału , a kadłuby odkształcają się trwałe.
MODELLING OF EXTRAORDINARY THERMAL STATES OF STEAM TU RBIN ES
Sum m ary. In th is pap er th e resu lts of tem p eratu re and stress dis
trib u tio n modelling of steam tu rb in e elem ents a t th e condition of an intensive cooling h as been presented. D etail was a cooling process after th e step steam tem p e ra tu re decreasing considered. T herm al and s tre n g th s ta te of tu rb in e rotor and cylinder was analysed. The second exam ple describes w ater flooding of a turbine. The stresses in th e flooded p a rt of th e in n er and outer tu rb in e cylinder w as calculated. In reg ard to a g reat cooling ra te of tu rb in e cylinders th e determ ined stresses h as been fast achieved th e yield point and tu rb in e cylinders w as durable deformed.
SIMULATION AUßERORDENTLICHER TERM ISCHEN ZUSTÜNDEN VON D A M PFTU RBIN EN
Z u sa m m en fa ssu n g . In der A rbeit ist Ergebnisse der Sim ulation von T e m p e ra tu r- u nd S pannungsverteilungen in T urbinenbauelem en
te n w ährend einer intensiven K ühlung dargestellt worden. Speziell w urde ein K ühlungsvorgang bei der S p rungartigen D am pftem peratur
verm inderung b etrach tet. Es w urde eine Analyse des W arm zustands u n d auch F estigkeitsanalyse des Rotors u n d des G ehäuse durchgeführt.
Zweites Beispiel beschreibt die W erkstofibeanspruchung w ährend
Ü berflutung der D am pfturbine durch W asser. Es w urden Spannungen in ä u ß e re r u nd in n ere r G ehäuse im Bereich des W asser erm ittelt. Aus dem G rund einer seh r rasch en K ühlung von G ehäuse die berechnete Spannungen schnell erreichen die Streckgrenze des W erkstoffs und e n ts te h t eine stabile V erform ung der Gehäuse.
1. WPROWADZENIE
Chłodzenie elem entów tu rb in y n astęp u je zazwyczaj w sposób naturalny. Po zdjęciu obciążenia i odcięciu dopływu p ary do tu rb in y rozpoczyna się proces powolnego stygnięcia. Proces ten odbywa się płynnie z prędkością maksymal
n ą rzędu 0,08 K/min.
Znane sposoby wymuszonego (przyśpieszonego) chłodzenia tu rb in y zwię
k szają prędkość stygnięcia głównych elem entów. Przy odpowiednio dobranej m etodzie chłodzenia m ożna uzyskać prędkość m aksym alną w granicach 0,7 - 1,0 K/min.
W obu wym ienionych przypadkach chłodzenia elem entów tu rb in y rozkład tem p e ra tu ry je s t bardzo wyrównany, a różnice tem p e ra tu ry w wybranych p u n k tach np. k ad łuba m ają w artości podobne do om aw ianych różnic w stanie równowagi cieplnej (w stan ie ustalonym ). Prow adzi to do pojaw ienia się na
prężeń znacznie m niejszych od dopuszczalnych. Bardziej niekorzystny stan term iczny i wytrzym ałościowy elem entów tu rb in y w ystępuje w przypadku szybkiego, bardzo intensyw nego schłodzenia elem entów, które może wystąpić w trak cie nadzwyczajnych stanów ruchowych. W ystępuje to np. po obniżeniu param etrów p ary (tem peratu ry pary) omywającej badane elem enty lub jesz
cze dobitniej po zalaniu tu rb in y wodą. T ak sform ułow ane zadania są przed
m iotem analizy niniejszego opracowania.
2. MODELOWANIE PROCESU CHŁODZENIA ELEMENTÓW TURBINY PO OBNIŻENIU TEMPERATURY PARY
2.1. S ta n w y jś c io w y e le m e n tó w t u r b i n y
Punktem wyjścia do modelowania procesu chłodzenia części WP turbiny jest stan ustalony przy obciążeniu nominalnym turbiny. Wyjściowe rozkłady tempe
ratu ry w wirniku i kadłubie części WP przedstawiono n a rys. 1 i 2. Temperatura jest bardzo wyrównana wzdłuż grubości elementów. Zmiana tem peratury wzdłuż osi wynika z rozkładu param etrów pary w układzie przepływowym turbiny. Dla ta k określonego stan u cieplnego naprężenia w wirniku i kadłubie są niewielkie.
M aksymalne naprężenie zredukowane w w irniku występuje w obszarze dławni- cy przedniej i wynosi ok. 157 MPa. Dla k ad łub a naprężenie to wynosi ok.
64 M Pa i w ystępuje w obrębie stopnia regulacyjnego.
Modelowanie nadzwyczajnych stanów termicznych turbin. 151
Rys. 1. Wyjściowy rozkład te m p eratu ry w wirniku Fig. 1. In itia l rotor te m p eratu re distribution
Rys. 2. Wyjściowy rozkład te m p eratu ry w kadłubie Fig. 2. In itia l casing te m p eratu rę distribution
2.2. O p is p r o c e su c h ło d z e n ia
Proces chłodzenia w irnika i kadłu ba części WP turbiny następuje po szyb
kim obniżeniu te m p e ra tu ry p a ry omywającej badane elementy.
Sym ulację procesu chłodzenia przeprowadzono dla następujących założeń:
- w sta n ie wyjściowym istnieje ustalone pole tem p eratu ry w irnika i kadłuba odpowiadające obciążeniu nom inalnem u,
- w irn ik i kadłub w pewnej chwili omywany je s t p a rą o tem p eratu rze o AT niższą od m a k sym a ln ej tem p e r a tu ry k a d łu b a c z ę śc i WP,
- p a ra m e try p ary po obniżeniu są stałe, tzn. nie zm ieniają się w czasie chłodzenia,
- przyjęta w obliczeniach różnica te m p e ra tu ry m etalu i p ary AT je s t różnicą m iędzy m aksym alną te m p e ra tu rą k ad łu b a Tk max a tem p e ra tu rą pary w komorze stopnia regulacyjnego Tp r (me p a ry świeżej).
A T = T — T
LAŁ Ak, m ax p, r
Ponieważ intensyw ność w ym iany ciepła n a powierzchniach elementów istotnie zależy od stru m ie n ia pary, analizow ane zagadnienie należy rozwiązać dla różnego częściowego obciążenia tu rb in y . W obliczeniach numerycznych stru m ie ń p ary zm ieniano w pełnym zakresie (od stru m ien ia przy biegu luzem do obciążenia nominalnego).
2.3. A n a liza w p ły w u te m p e r a tu r y i str u m ie n ia p a ry n a n a p rężen ia w e le m e n ta c h tu r b in y w c z a sie c h ło d z e n ia
Zasadniczym celem przeprowadzonej sym ulacji procesu chłodzenia było określenie wpływu w ybranych czynników n a sta n wytrzymałościowy głów
nych elem entów turbiny. W obliczeniach szczegółowych analizowano wpływ tem p e ra tu ry p a ry (a właściwie różnicy AT = Tk max - Tp r) oraz strum ienia p ary n a przebiegi czasowe m aksym alnych n ap rężeń zredukow anych w wirni
k u i kadłubie części W P turbiny.
Różnicę te m p e ra tu r AT zm ieniano w granicach od 0 do 100 K, natom iast stru m ie ń p a ry od 10 do 100% stru m ien ia nom inalnego
0 < AT < 100 K 0 ,lm nom < m < rnnom
Przykładow e przebiegi czasowe m aksym alnych naprężeń zredukowanych podano n a rys. 3 dla w irn ik a oraz rys. 4 dla k adłuba. Podane przebiegi dotyczą skrajnych w artości stru m ien i p ary oraz dwóch w artości różnicy tem peratury AT (AT = 50 K i AT = 100 K).
Przedstaw ione przebiegi czasowe naprężeń dla w irn ika i kadłuba różnią się zdecydowanie. N aprężenia w w irn ik u osiągają szybko w artość maksymalną (po kilku m in u tach chłodzenia), a n a stęp n ie monotonicznie spadają. Napręże
n ia w kadłubie ro sną zdecydowanie wolniej i osiągają m aksim um po dłuższym okresie chłodzenia. Przyczyną takiego sta n u je s t zdecydowanie różna inten
sywność w ym iany ciepła pom iędzy p a rą i w irnikiem oraz p a rą i kadłubem.
W irnik je s t om ywany bezpośrednio p a rą i w zw iązku z tym współczynniki w n ikan ia ciepła są wysokie. K adłub nie je s t om ywany bezpośrednio p arą ze względu n a w ystępow anie owiewki w kom orze stopnia regulacyjnego oraz tarcz kierowniczych. Powoduje to znaczne obniżenie (w stosunku do wirnika)
Modelowanie nadzwyczajnych stanów termicznych turbin. 153
współczynników w nikania. N a podstaw ie rys. 3 i 4 oraz podobnych obliczeń dla innych w artości AT wykreślono zależność m aksym alnych naprężeń zredu
kowanych w kadłubie i w irniku w funkcji AT dla dwóch wartości strum ienia pary. Tę zależność pokazano n a rys. 5.
N a rys. 3 i 4 przedstaw iono jedynie przebiegi czasowe m aksym alnych naprężeń w w irniku i kadłubie w czasie chłodzenia. Chodziło o pokazanie
Czos( min
Rys. 3. Przebiegi czasowe m aksym alnych nap rężeń zredukowanych w w irniku WP Fig. 3. Time v ariation of th e effective stresses in H P rotor
wpływu te m p e ra tu ry i stru m ie n ia p a ry n a s ta n wytrzym ałościowy elemen
tów. W czasie obliczeń analizow ano jed n a k rozkłady te m p e ra tu ry i naprężeń w całych przekrojach w irn ik a i kadłuba. N a tej podstaw ie wyznaczono wspo
m niane wyżej przebiegi czasowe m aksym alnych naprężeń zredukowanych.
I
f
ST
ł
Rys. 4. Przebiegi czasowe m aksym alnych n ap rężeń zredukow anych w kadłubie WP Rys. 4. Time v aria tio n of th e effective stresses in H P casing
Modelowanie nadzwyczajnych stanów termicznych turbin. 155
Przykładowe rozkłady naprężeń zredukow anych w w irniku i kadłubie w czasie chłodzenia przedstaw iono n a rys. 6 i 7. Odpowiadają one następującym danym:
- różnica tem p e ra tu ry AT = Tk max - Tp r = 100 K, - stru m ień p ary m = mnom,
- czas od chwili obniżenia tem p eratu ry p a ry t = 2 m in dla wirnika oraz t = 20 m in dla kadłuba. Dla tych czasów nap rężenia w wirniku i kadłubie osiągają w artości m aksym alne (rys. 3 i 4).
Tkmox - rM [K ]
Rys. 5. Zależność m aksym alnych naprężeń zredukowanych w kadłubie i w irniku w funkcji AT i stru m ie n ia pary
Fig. 5. M axim al effective stresses in th e rotor and casing as a function of AT and steam flow
Rys. 6. Rozkład naprężeń zredukowanych w kadłubie WP po 20 m in chłodzenia dla m = mnom i AT = 100 K
Fig. 6. Effective stresses distribution in H P casing a fte r 20 m in of cooling for m = m n o m
and At = 100 K
Rys. 7. Rozkład nap rężeń zredukowanych w w irniku WP po 2 m in chłodzenia dla m = r n n o m i AT = 100 K
Fig. 7. Effective stresses d istribution in H P rotor a fte r 20 m in of cooling for m = m n o m and AT = 100 K '
3. MODELOWANIE ROZKŁADU TEMPERATUR I NAPRĘŻEŃ
W KADŁUBACH CZĘŚCI SP TURBINY PO AWARYJNYM ZALANIU WODĄ
W czasie eksploatacji tu rb in parow ych dochodzi czasem do bardzo inten
sywnego schłodzenia kadłubów tu rb in y n a sk u tek u derzenia wodnego. Zmie
rzone prędkości spadku tem p e ra tu ry m etalu przekraczają wtedy wartości dopuszczalne.
W rozpatryw anym niżej przykładzie przyczyną schłodzenia była woda, któ
r a z w ym iennika CT2 poprzez uszczelnienia przedostała się do przestrzeni
Modelowanie nadzwyczajnych stanów termicznych turbin. 157
międzykadlubowej części SP turbiny. N astąpiło w tedy schłodzenie kadłuba w ew nętrznego i zewnętrznego. Pom ierzone spadki tem p e ra tu ry m etalu k a d łubów były następujące:
■ kadłub w ew nętrzny SP (term opara TE61)
- spadek te m p e ra tu ry z 515 do 480°C w czasie 10 min, - spadek te m p e ra tu ry z 480 do 300°C w czasie 6 min,
■ kadłub w ew nętrzny SP (term opara TE62)
- spadek tem p e ra tu ry z 450 do 350°C w czasie 4 min,
■ k adłub zew nętrzny SP (term opara TE47)
- spadek tem p e ra tu ry z 430 do 150°C w czasie 13 min.
0 4 8 12 16 20
Rys. 8. Przebieg intensyw nego schłodzenia kadłubów turbiny Fig. 8. Time v ariation of th e intense casing cooling
Przybliżony przebieg chłodzenia pokazano n a rys. 8. Prędkości chłodzenia dolnych połówek kadłubów wewnętrznego i zewnętrznego SP są równe (rys. 8):
V I = 3,5 K/min, V2 = 30,0 K/min, V3 = 25,0 K/min, V4 = 21,5 K/min.
Oznaczenie punktów pom iarowych TE61, TE62 i TE47 (term opar) podano n a rys 9.
Rys. 9. P u n k ty pom iaru te m p e ra tu ry kadłubów Fig. 9. M easurem ent points of th e te m p e ra tu re in th e casing
Modelowanie nadzwyczajnych stanów termicznych turbin. 159
3.1. K ad łu b z e w n ę tr z n y
O pisany nadzw yczajny sta n ruchowy tu rb in y m iał wpływ na sta n technicz
ny kadłubów (zwłaszcza dolnych części kadłubów zewnętrznych). Ze względu na duże prędkości schłodzenia należy liczyć się z pojawieniem znacznych naprężeń i odkształceń trw ałych, a n aw et pęknięć.
Do szczegółowej analizy w ybrano przede w szystkim przypadek schłodzenia kadłuba zewnętrznego SP. T em p eratu ra k ad łu ba spadła wtedy z 430 do 150°C w czasie 13 min. Przybliżony przebieg chłodzenia pokazano na rys. 8. P ręd
kość chłodzenia była rów na 21,5 K/min.
CZAS [min]
Rys. 10. P rzebieg czasowy m aksym alnych nap rężeń zredukow anych w czasie chłodzenia Fig. 10. Time v ariatio n of the m axim al effective stresses during cooling
P u n k tem wyjścia do m odelowania procesu intensyw nego chłodzenia oraz w yznaczenia te m p e ra tu r i n ap rężeń był s ta p u stalo ny przy obciążeniu nomi
nalnym turbiny. N ajw ażniejszą sp raw ą było zam odelow anie w ym iany ciepła n a powierzchni w ew nętrznej k ad łu b a zew nętrznego. N a sk u tek dużej różnicy te m p e ra tu ry pom iędzy pow ierzchnią kad łu b a i wodą, ulega ona częściowemu odparow aniu. W zw iązku z tym w k adłubie wyróżniono dwie strefy wymiany ciepła:
- styk wody z pow ierzchnią kadłuba,
- powierzchnię om yw aną p a rą pochodzącą z odparow ania wody.
N a tych pow ierzchniach przyjęto różne w artości współczynników wnikania ciepła w ynikające z c h a ra k te ru zachodzących zjawisk.
Ponieważ nie je s t zn ana dokładnie pow ierzchnia styku wody z kadłubem, obliczenia prowadzono dla dwóch w ariantów obejmujących dwa różne obsza-
Rys. 11. Rozkład te m p e ra tu ry po 4 m in schładzania Fig. 11. T em p eratu rę distrib u tio n a fte r 4 m in of cooling
M odelowanie nadzw yczajnych stanów te rm icznych turbin. 161
ry: obszar większy (w ariant a) i m niejszy (w ariant b). Usytuowanie przyjętych obszarów pokazano n a rys. 9.
Przebieg czasowy m aksym alnych naprężeń zredukow anych dla obu rozpa
tryw anych w ariantów przedstaw iono n a rys. 10.
3.2. K adłub w e w n ę tr z n y
Woda, k tó ra p rzedostała się w czasie aw arii do przestrzeni międzykadłubo- wej części SP tu rb in y spowodowała, obok schłodzenia kadłuba zewnętrznego, spadek tem p e ra tu ry k adłub a wew nętrznego. Zgodnie z przebiegiem czaso
wym pokazanym n a rys. 8 (term opara TE62) te m p e ra tu ra kadłuba w ew nętrz
nego obniżyła się z 450 C do 350°C w czasie 4 m in. O pisany proces intensyw nego schłodzenia k ad łu b a zamodelowano num erycznie. Przyjęto początkową tem p eraturę przekroju poprzecznego rów ną 450°C, a następnie w czasie 4 m in
aiMPo
Rys. 12. Rozkład naprężeń zredukowanych po 4 min schładzania Fig. 12. Effective stresses distribution after 4 min of cooling
schłodzono powierzchnię zew nętrzną dolnej części k ad łu b a o około 100 K do te m p e ra tu ry 350°C. Rozkład tem p e ra tu ry w przekroju poprzecznym po 4 min schładzania pokazano n a rys. 11, n a to m ia st rozkład naprężeń zredukowanych n a rys. 12. Przebieg m aksym alnych n aprężeń zredukow anych w czasie schła
dzan ia pokazano n a rys. 10.
3.3. U w a g i k o ń c o w e
W czasie num erycznego m odelowania nadzw yczajnych stanów termicznych kadłubów części SP tu rb in y wywołanych aw aryjnym zalaniem wodą zmierzo
ne te m p e ra tu ry m etalu w w ybranych p u n k tac h k ad łu b a (punkty TE47, TE61 i TE62 n a rys. 8) wykorzystano do weryfikacji wyznaczonych pól tem peratury w przekroju poprzecznym kadłubów . W spom niana w eryfikacja polegała na doborze tak ich w arunków brzegowych w ym iany ciepła, dla których uzyskuje się zgodność pomierzonych i obliczonych przebiegów czasowych tem peratur.
U zyskane w yniki obliczeń, a przede w szystkim przebieg czasowy maksy
m alnych n ap rężeń zredukow anych (rys. 10) w skazują, że w trakcie intensyw
nego schłodzenia kadłubów m ogą pojawić się odkształcenia trw ałe. Na rys. 10 zaznaczono skrajnie możliwe przebiegi czasowe n aprężeń maksymalnych po przekroczeniu granicy plastyczności m ateriału . Górne w artości odpowiadają przebiegom naprężeń sprężystych. Dolna w artość charakteryzuje materia!
sprężysto-idealnie plastyczny. Rzeczywisty przebieg naprężeń będzie się mie
ścił w obszarze zakreskow anym .
A b stra ct
In th is p ap er th e resu lts of te m p e ra tu re and stress distribution modelling of steam tu rb in e com ponents a t th e condition of an intensive cooling has been presented. A cooling process after th e step steam tem p e ra tu re decreasing was considered. T herm al an d s tre n g th sta te of tu rb in e rotor and cylinder was analysed. The second exam ple describes w a te r flooding of a turbine. The stresses in th e flooded p a rt of th e in n e r and outer tu rb in e cylinder was calculated. In reg ard to a g rea t cooling r a te of tu rb in e cylinders the determ ined stresses h a s been fast achieved th e yield point and turbine cylinders w as durable deformed. An extrem e tim e v ariatio n of maximal stresses over th e yield stress are shown in fig 10. U pper values correspond to elastic stresses. Bottom values correspond to th e elastic - ideal plastic m aterial. Real stresses are contained in th e shading area. The measured m etal tem p e ra tu re in th e qiven casing points has been used to examine num erically calculated tem p e ra tu re distrib utions in th e tran sv ersal section of th e casing. The verification consisted in selection fo the proper thermal boundary conditions w hich gave com patibility of th e m easured and calculated tem p e ra tu re distributions.
