Температурное состояние паропроводов блочных ТЭС и разработка мероприятий по повышению их надежности тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.14.14, кандидат технических наук Зайцев, Алексей Николаевич

• Зайцев, Алексей Николаевич
• кандидат технических наук
• 1984

Оглавление диссертации кандидат технических наук Зайцев, Алексей Николаевич

ВВЕДЕНИЕ.

1. ИССЛЕДОВАНИЕ УСЛОШЙ ПРОГРЕВА ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ УЧАСТКОВ ПАРОПРОВОДОВ И МАТЕМАТИЧЕСКАЯ ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ.

1.1.Обоснование целесообразности решения задачи об условиях прогрева горизонтальных участков паропроводов в новой постановке.

1.2.Постановка задачи о прогреве горизонтальных участков паропроводов и краевые условия.

1.3.Выбор метода решения задачи о неосесимметричном прогреве паропроводов.

2. РЕШЕНИЕ ЗАДАЧИ О НЕРАВНОМЕРНОМ ПО ОКРУЖНОСТИ ПРОГРЕВЕ ПАРОПРОВОДОВ НА ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ УЧАСТКАХ МЕТОДОМ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ АНАЛ01Ш.

2.1.Выбор типа электрической модели и расчет элементов схемы.

2.2.Описание установки для моделирования процессов прогрева паропроводов и оценка погрешности метода.

2.3.Результаты модельного исследования и сопоставление их с результатами других теоретических исследований.

3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ УСЛОВИЙ ДРЕНИРОВАНИЯ И ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ В ГЛАВНЫХ ПАРОПРОВОДАХ БЛОЧНЫХ ТЭС В РЕЖИМАХ ПРОГРЕВА И

РАСХОЛАЖИВАНИЯ.

3.1.Исследование условий дренирования паропроводов и глубины ручья конденсата.

3.2.Исследование температурных полей главного паропровода энергоблока 300 МВт в пусковых режимах.

3.3.Исследование температурных полей главного паропровода энергоблока 300 МВт в остановочных режимах.

4. РАСЧЕТН0-ТЕ0РЕТИЧЕСК0Е ИССЛЕДОВАНИЕ УСЛОВИЙ РАБОТЫ ГЛАВНЫХ ПАРОПРОВОДОВ ЭНЕРГОБЛОКОВ И ИХ УПРУГИХ ОПОР ПРИ ВОЗНИКНОВЕНИИ ТЕМПЕРАТУРНОЙ НЕРАВНОМЕРНОСТИ В ОКРУЖНОМ НАПРАВЛЕНИИ НА ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ УЧАСТКАХ. ПО

4.1.Задачи исследования и краткое описание применявшейся программы расчета. ПО

4.2.Анализ форм паропроводных трасс энергоблоков сверхкритических начальных параметров. П

4.3.Методика выбора пружин для упругих опор паропроводов с учетом конфигурации трасс.

4.4.Определение кривизны первоначально прямолинейного отрезка трубы под действием неравномерного температурного поля в его поперечном сечении.

4.5.Методика проведения расчетного анализа по программе ЦКТИ и выбор исходной информации для расчета.

4.6.Результаты расчетного исследования условий работы упругих опор паропроводов при возникновении температурной неравномерности в окружном направлении на горизонтальных участках.

4.7.Влияние температурной неравномерности в окружном направлении паропровода на его циклическую прочность.

5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТЫ ПАРОПРОВОДОВ И ИХ УПРУГИХ ОПОР В ПУСКОВЫХ И ОСТАНОВОЧНЫХ РЕЖИМАХ.

5.1.Стендовые испытания пружин и их основные характеристики.

5.2.Аппаратура для дистанционного контроля за работой упругих опор паропроводов и оценка погрешности измерений.

5.3.Экспериментальное исследование работы упругих опор паропровода свежего пара при пусках и останов ах, энергоблока

ВЫВОДЫ.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Температурное состояние паропроводов блочных ТЭС и разработка мероприятий по повышению их надежности»

Маневренность агрегатов является комплексным понятием. Она включает в себя величину разрешаемого регулировочного диапазона нагрузок энергоблоков, допустимый минимум нагрузок, величину возможной форсировки агрегатов, допустимую скорость нагружения и разгрузки, продолжительность пуска и нагружения блока из различных исходных тепловых состояний, расход условного топлива на пуск блока.

Продолжительность пуска блоков и допустимая скорость нагружения и разгрузки лимитируются прежде всего основным оборудованием - турбинами и котлоагрегатами и здесь главным является обеспечение безопасности для персонала и надежности для оборудования.

Наряду с этим, в пусковых и остановочных режимах существенным является также обеспечение надежной работы промежуточного звена, соединяющего котел и турбину в блок - главных паропроводов свежего пара и промежуточного перегрева. Неравномерность нагрузки, частые остановы и пуски энергоблоков утяжеляют условия работы главных паропроводов, увеличивают размах действующих в них напряжений.

Мноше авторы занимались исследованием пусковых и остановочных режимов энергетического оборудования, в том числе - и изучением условий прогрева и расхолаживания главных паропроводов [12, 20-22, 73 и др.] выбором оптимальных режимов их работы, допустимых скоростей прогрева и расхолаживания [б, II, 12, 19, 21, 23, 28, 34, 45, 51, 65, 73, 74, 78, 81, 82 ].

Напряженное состояние паропровода возникает в результате совместного действия целого ряда нагружающих факторов. Основной нагрузкой принято считать внутреннее давление, что и учитывается при составлении норм расчета шрспроводов на прочность. Дополнительными нагружающими факторами для паропроводов являются изгибающие и крутящие моменты, возникающие в результате самокомпенсации. температурных удлинений трасс, имеющих, как правило, "мертвое" закрепление на концах. К дополнительным нагружающим факторам относится также весовая нагрузка паропроводов, включающая вес металла и тепловой изоляции. Она обусловливает возникновение в паропроводе дополнительных изгибающих и крутящих моментов. В некоторых случаях на паропровод передается также дополнительная нагрузка от действия внешних сил (ветровая нагрузка при наружной прокладке, динамическое воздействие потока пара в местах поворота трасс, в выхлопных линиях от предохранительных клапанов, ПСЕУ и др.).

Напряжения от моментов, обусловленных самокомпенсацией температурных удлинений паропроводов теоретически должны достигать максимума к моменту полного прогрева паропроводов до нормальной рабочей температуры. Однако практически благодаря применению монтажной растяжки паропроводов и вследствие явления релаксации компенсационные моменты и напряжения в стенке паропровода в рабочем состоянии близки к нулю, но зато они максимальны, имея противоположный знак, в холодном состоянии.

Напряжения, обусловленные моментами от весовой нагрузки, действуют как в холодном неработающем паропроводе, так и в его рабочем состоянии, однако их величина, а иногда и знак, в этих состояниях существенно различны. Это обусловлено температурной деформацией паропроводов при их прогреве и температурными перемещениями трасс, приводящими к дополнительным деформациям пружин и к перераспределению нагрузки между опорами.

Поскольку моменты, действующие в паропроводных трассах от весовой нагрузки, могут быть весьма велики и в ряде случаев могут превышать величину моментов от самокомпенсации температурных удлинений [29, 67, 68 ] знание закономерностей перераспределения нагрузки между опорами и подвесками весьма важно для обеспечения надежной работы паропроводов.

Существенным нагружающим компонентом для паропроводов являются напряжения от различных видов температурной неравномерности, которые считаются основным фактором, ограничивающим скорость их прогрева и расхолаживания в пускоостановочных режимах. По величине температурных напряжений назначаются режимы прогрева и расхолаживания паропроводов. В паропроводах различаются три вида температурной неравномерности: по толщине стенки (в радиальном направлении), вдоль оси паропровода и в окружном направлении поперечного сечения трубы.

Наиболее опасной считается радиальная разность температур. По ней обычно назначаются режимы прогрева и расхолаживания паропроводов. Рассмотрению этого вида температурной неравномерности и возникающих от ее наличия напряжений в паропроводах посвящено наибольшее количество исследований в этой области [б, 6, 8-12, 33, 43, 65, 71, 73, 75, 78, 82, 95, 98 и др. ]. Исследовались различные температурные режимы: прогрев и охлаждение паропровода с постоянной скоростью изменения температуры среды, тепловой удар, гармонические колебания температуры среды [8, 13, 20-22, 44, 51, 81].

Другим видом температурной неравномерности в паропроводах является температурная неравномерность вдоль оси трубы. Как показали исследования [54, 69] градиент температур в стенке паропровода в осевом направлении как в процессах прогрева, так и при охлаждении, не превышает 5-10 град/м и возникающие температурныенапряжения невелеки. Решению температурных задач этой группы посвящены работы Кузнецова И.А. [54], Похориллера B.JI. [75, 76j Никишина C.B. [бэ]и др.

Температурная неравномерность в окружном направлении паропроводных труб наблюдается преимущественно на горизонтальных участках и обусловлена неравномерным по окружности теплообменом с греющим паром при прогреве паропровода, образованием на внутренней поверхности стенки трубы пленки конденсата, стекающей вниз, толщина которой увеличивается по мере отекания к нижней части окружности трубы. Внизу трубы на горизонтальных участках возникает ручей конденсата, текущий вдоль ее оси к точке дренирования, для чего трассы паропроводов на горизонтальных участках прокладывают с уклоном 0,004-0,006 в сторону точки отвода дренажа. При этом, предпочтителен такой выбор точек дренирования, чтобы направления движения греющего пара и ручья конденсата совпадали.

Возможны и другие причины возникновения в стенке паропровода разности температур в окружном направлении: заброс в паропровод воды через линию впрыска при плохом ее распиливании или при чрезмерно большом количестве, плохое качество тепловой изоляции нижней части паропроводной трубы на горизонтальных участках (провисание теплоизоляции), приводящее к местному охлаждению металла паропровода проникающим под изоляцию воздухом, поднимающимся затем кверху за счет естественной конвекции.

Наличие разности температур в окружном направлении в зависимости от ее величины и характера распределения может приводить к значительным дополнительным температурным напряжениям в паропроводе, с которыми приходится считаться при назначении режимов прогрева или расхолаживания.

Неосесимметричная термоупругая задача определения напряжений от разности температур в окружном направлении полого толстостенного цилиндра представляет собой значительно большую сложность по сравнению с одномерной задачей даже в упругой постановке.

В опубликованных работах приводится несколько решений этой задачи [20, 26, 27, 99]. Известно также решение аналогичной задачи термоупругости применительно к барабанам котлов с использованием теории оболочек, непригодное однако для толстостенных паропроводных труб современных энергоблоков на сверхкритические начальные параметры пара [юз].

Для обеспечения надежной работы главных паропроводов ТЭС большое значение имеет надежность их опорно-подвесных систем, состоящих из неподвижных или "мертвых" опор, скользящих и Катковых (шариковых и роликовых) направляющих опор, жестких подвесок, а также упругих опор. При проектировании паропроводов выбирают места расположения опор и подвесок и оптимальное распределение весовой нагрузки между ними. Расчеты паропроводов на весовую нагрузку выполняются на ЭВМ или упрощенными методами [29, 66, 67].

В настоящее время известно много случаев повреждений опор и подвесок у паропроводов ТЭС [I, 2]. Повреждения вызывались различными причинами, но в большинстве случаев они были связаны с утяжелением условий работы опор современных паропроводов, обусловленным ростом весовой нагрузки на опоры в связи с увеличением диаметра и толщины стенки паропроводов и возрастанием их температурных перемещений по причине возрастания длины трасс.

Перегрузка опор и подвесок и особенно обрыв их тяг неизбежно приводят к появлению дополнительных моментов и напряжений в паропроводах и опасны с точки зрения возникновения повреждений самих паропроводов.

В диссертации будут рассмотрены условия работы опорно-подвесных систем главных паропроводов в пусковых режимах и влияние на них температурного состояния паропроводов. Температурная неравномерность в окружном направлении, возникающая в пусковых режимах на горизонтальных участках парапроводов, оказывает существенное влияние на работу опорно-подвесных систем. Она вызывает коробление горизонтальных участков паропроводов и приводит к перераспределению весовой нагрузки между опорами [32].

Расчеты паропроводов на прочность с учетом внутреннего давления, самокомпенсации температурных удлинений и весовой нагрузки при одновременном учете податливости пружинных опор представ-ляеет очень большую сложность, особенно при разветвленных трассах. В настоящее время они выполняются с помощью ЭВМ по специальным программам. Программы расчета паропроводов на ЭВМ разрабатывались Ц1Ш, ВШИ "Теплоэлектропроект", Уральским Политехническим институтом, институтом "Гипрокаучук" и некоторыми другими организациями [47-50, 59, 63]. Наиболее комплексные программы, учитывающие наибольшее количество нагружающих факторов, разработаны ЦКТИ им. Ползунова (г.Ленинград), где накоплен наибольший опыт использования ЭВМ при расчетах паропроводов [15, 46-51, 83, 85, 87 ]. В ходе выполнения одного из этапов расчета по этим программам производится выбор пружин для упругих опор паропроводов. При этом в расчет вводится величина изменения нагрузки на упругие опоры при переходе паропровода из холодного в рабочее состояние и обратно. В настоящее время рекомендуется принимать это изменение в размере 35$ [15, 81, 83, 85] однако какие-либо обоснования для выбора этой величины в литературе отсутствуют. Этот вопрос находится в профиле темы данной диссертации и как один из частных ее вопросов заслуживает здесь рассмотрения.

Одна из наиболее совершенных программ ЦКТИ способна учитывать в качестве дополнительного нагружающего фактора при расчетах паропроводов наличие температурной неравномерности между верхом и низом трубы в окружном направлении на горизонтальных участках [8б]. Однако, в этой программе было принято распределение температур в поперечном сечении трубы по линейному закону, что по данным экспериментальных и теоретических исследований МЭИ, выполненных ранее [20, 25-27, 34, 99] не соответствует действительности и требует уточнения.

Следует заметить, что ранее было получено теоретическое решение неосесимметричной задачи нестационарной теплопроводности применительно к прогреву горизонтальных участков паропроводов в предположении граничного условия третьего рода с заданием определенного закона конвективного теплообмена между поверхностью тела и окружающей средой [20, 26, 27, 99]. При этом, предполагалось, что коэффициент теплоотдачи от среды к стенке трубы в окружном направлении изменяется по закону косинуса. Это условие в [20, 26, 27, 993 принималось, как расчетная схема первого приближения.

Между тем, в случае конвективного теплообмена между поверхностью тела и окружающей средой (жидкостью или паром) при нестационарном температурном поле при точной формулировке задачи рекомендуется применять граничные условия четвертого рода, когда температура соприкасающихся поверхностей принимается одинаковой и предполагается равенство потоков тогла. Передача тепла, при этом, предполагается происходящей по закону теплопроводности через ламинарный пограничный слой.

Такая постановка задачи позволяет учитывать при ее решении толщину пленки конденсата, стекающего по цилиндрической поверхности горизонтального прогреваемого паропровода и глубину ручья конденсата в нижней части трубы.

Исходя из этого было решено рассмотреть данную теоретическую задачу нестационарной теплопроводности заново. Для нового решения этой задачи был использован мало применяющейся в теплоэнергетикеметод электротепловой аналогии. Так возникла другая частная задача в профиле данной диссертации.

Полученное решение должно быть сопоставлено с данными натурных измерений температурных полей, с данными опытов по измерению расхода дренажа при прогреве паропровода, с оценкой глубины ручья конденсата в прогреваемом паропроводе, с данными теоретических расчетов температурных полей по более старой методике МЭИ и требовалось оценить погрешность этого нового метода решения задачи.

На следующем этапе работы необходимо было разработать достаточно удобный и простой метод введения поправки в программу ЦЕПИ по расчету паропроводов для учета действительных температурных полей в поперечных сечениях горизонтальных участков паропроводов.

Для упрощения задачи изменение температурных полей в поперечных сечениях по длине паропроводных трасс не учитывалось. Этот вопрос заслуживает рассмотрения при дальнейшем развитии исследований за пределами данной работы.

Необходимо подчеркнуть циклический характер действия большинства нагружающих паропровод факторов в процессе его эксплуатации. Основной цикл нагружения связан с последовательностью главных состояний оборудования: стоянка, пуск, работа, останов. Эти циклы повторяются с частотой, зависящей от характера режима работы основного оборудования ТЗС (базовый, полубазовый, пиковый). На циклическую прочность металла паропровода влияет амплитуда напряжений в этих циклах, а также продолжительность стоянок. На основные циклы нагружения паропроводов могут накладываться дополнительные циклы с более высокой частотой и меньшей амплитудой напряжений. Эти циклы могут быть связаны с неустойчивой работой автоматических регуляторов, призванных поддерживать постоянным давление и температуру пара, и с некоторыми другими причинами.

В настоящее время принято проверять металл паропроводов нацилическую прочность. Расчетное число циклов нагружения за весь срок службы обычно принимается равным 3000 [з, 82 83 ].

Для обобщения результатов теоретических и экспериментальных исследований были рассмотрены конфигурации паропроводных трасс энергоблоков мощностью 250, 300, 500 и 800 МВт на сверхкритические начальные параметры пара и предложены некоторые критерии для их обобщения.

Исходя из вышеизложенного, была поставлена цель и сформулированы задачи исследования в данной диссертации.

Целью исследования является повышение надежности главных паропроводов тепловых электростанций в пуско-остановочных режимах и во время нормальной эксплуатации путем рационального выбора их опорно-подвесных систем на стадии проектирования с учетом особенностей их температурных режимов.

Б диссертации ставятся следующие задачи исследования.

1. Получение нового решения неосесимметричной задачи нестационарной теплопроводности применительно к прогреву горизонтальных участков паропроводов с учетом наличия пленки и ручья конденсата на стенке и в нижней части трубы при граничном условии четвертого рода на внутренней поверхности методом электротепловой аналогии.

2. Экспериментальное исследование расхода дренажа при прогреве паропровода из холодного состояния для оценки глубины ручья на горизонтальном участке и ее увязки с возникающей температурной неравномерностью по окружности трубы.

3. Экспериментальное исследование распределения температур по окружности паропровода свежего пара на горизонтальных участках в различных сечениях по длине трассы энергоблока сверхкритических параметров в режимах пусков и остановов.

4. Сопоставление полученного методом электротепловой аналогии температурного поля в поперечном сечении паропровода на горизонтальном участке при прогреве с данными экспериментов и оценка точности полученного нового теоретического решения.

5. Решение задачи о короблении прямолинейного отрезка трубы при неравномерном по окружности температурном поле в его сечении, сопоставление этого решения с короблением трубы в предположении о линейном распределении температур в поперечном сечении и уточнение программы ЦКТИ для расчета паропроводов на ЭВМ с учетом реальной температурной неравномерности в поперечном сечении.

6. Анализ форм паропроводных трасс энергоблоков сверхкритических параметров с промперегревом пара мощностью 250-800 МВт с точки зрения их склонности к короблению при появлении температурной неравномерности в окружном направлении на горизонтальных участках и выбор обобщающих критериев сопоставления конфигураций паропроводных трасс современных энергоблоков.

7. Расчетное исследование паропроводов различных энергоблоков на ЭВМ с учетом их конфигурации с целью получения обобщенной зависимости для определения изменений нагрузки на подвески при переходе паропровода из холодного состояния в рабочее и обратно.

8. Расчетное исследование влияния появляющейся при прогревепаропроводов современных энергоблоков 250-800 МВт температурной неравномерности в окружном направлении на горизонтальных участках на перераспределение нагрузки между опорами с использованием уточненной программы расчета на ЭВМ.

9. Разработка специального устройства для монтажно-ремонтно-го и эксплуатационного контроля нагрузки на подвески паропроводов и получение его метрологических характеристик.

10. Экспериментальное исследование перераспределения нагрузок между подвесками паропроводной трассы в процессах прогрева и охлаждения паропроводов моноблочной энергоустановки мощностью 300 МВт с использованием нового устройства и сопоставление полученных данных с результатами расчетного исследования по новой методике.II. Разработка рекомендаций по эксплуатационному контролю за работой упругих опор паропроводов.

12. Разработка рекомендаций по рациональному выбору пружинных опор Шропроводов с учетом особенностей их температурно-ного режима при пусках и при остановах энергоблоков.

ПЕРВАЯ ГЛАВАИССЛЕДОВАНИЕ УСЛОВИЙ ПРОГРЕВА ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ УЧАСТКОВ ПАРОПРОВОДОВ И МАТЕМАТИЧЕСКАЯ ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИI.I. Обоснование целесообразности решения задачи об условиях прогрева горизонтальных участков паропроводов в новой постановкеВозникновение температурной неравномерности в окружном направлении на горизонтальных учасках паропроводов при их прогреве приводит к короблению труб и существенно влияет на перераспределение нагрузки между опорами.

Неосесимметричный температурный режим горизонтальных участков паропроводов наблюдается преимущественно в переходных режимах прогрева и обусловлен неодинаковыми условиями теплообмена между грающим паром и стенкой трубы в окружном направлении. Он связан с переменной толщиной образующейся на внутренней поверхности трубы пленки конденсата, стекающей по криволинейной поверхности в нижнюю часть трубы, и с образованием ручья конденсата в нижней части, текущего к точке дренирования. Температурная неравномерность в окружном направлении возрастает при недостаточном дренировании паропровода.

Глубина ручья конденсата hp (рис.I.I) возрастает по мере его продвижения к точке дренирования.

На вертикальных и круто наклонных участках паропроводов температурный режим, как правило, близок к осесимметричному.

Задача прогрева толстостенных труб при неравномерном по окружности подводе теплоты решалась тогда в двух вариантах: а)при граничном условии 1-го рода на внутренней поверхности стенки трубы и б) при граничном условии 3-го рода.

В первом варианте задачи задавалось температурное поле на внутренней поверхности, как функция полярного угла:Т(у>; = То(4+С1»¥0/2 (1.1)где Т0 - максимальное значение температуры стенки при У= О Решение этой задачи было получено аналитическим путем.

Во втором варианте задавался коэффициент теплоотдачи о( от греющего пара к стенке трубы как функция угловой координаты:0((у>)-о(о(^1+сов¥>)/2. (1.2)где о(о - максимальное значение коэффициента теплоотдачи,имеющее место на верхней образующей трубы при У? =0. Эта зависимость изображена графически на рис. 1.2.При такой постановке задачи авторы ее решения не рассматривали условия отекания пленки и ручья конденсата. Задача ставилась чисто математически с учетом того, что практически любая закономерность изменения величины сХ в окружном направлении может быть представлена рядом Фурье. Кроме того, учитывалась вертикальная симметрия процесса теплообмена, ввиду чего из формулы были исключены члены, содержащие синусы углов. Чтобы не слишком усложнять решение, авторы ограничились тогда лишь первыми двумя членами разложения функции в ряд Фурье по косинусам, что и нашло отражение в формуле (1.2).^Г +5ГЛ--г (^СоЩ)Рис. 1.2. Задание закона изменения коэффициента теплоотдачи на внутренней поверхности трубн как функции угла V в /4,20,25-28,997 •Аналитическое решение задачи в такой постановке получить не удалось, поэтому задача была решена численным методом на ЭВМ. Безразмерный коэффициент теплоотдачи (критерий Био), при этом, использовался в качестве одного из параметров процесса.

Как видно из рис.1.3а, несмотря на сходство общего характера температурных кривых, получилось достаточно большое расхождение во времени между теоретическими графиками, приведенными в [4, 20, 25-28, 99 ] и данными эксперимента, лриведенными в [20].

Позднее автор проводил исследование температурных полей в главном паропроводе острого пара моноблока 300 МВт диаметром 325x60 мм из стали 15Х1М1Ф при его прогреве и вновь обнаружил расхождение во времени с теоретическим решением [4, 20, 25-28, 99] что показано на рис. 1.36. В третий раз расхождение между теорией [4, 20, 25-28, 99] и экспериментами было обнаружено автором при обработке данных эксперимента по прогреву паропровода ТЭЦ МЭИ диаметром 194x22 мм из стали 12МК, что иллюстрируется на рисЛ.Зв.

Эти расхождения теории и опытов заставили автора притти к заключению о необходимости выполнения нового теоретического решения задачи о температурных полях при прогреве паропроводов с неосесимметричным теплообменом с греющей средой.

В подкрепление целесообразности нахождения нового теоретического решения задачи полезно обратиться к классическому труду А.В.Лыкова по теории теплопроводности [62] где указано, что в случае конвективного теплообмена между поверхностью тела и окружающей средой (жидкостью или паром) при нестационарном температурном поле при точной формулировке задачи необходимо применять граничные условия четвертого рода, когда температура соприкасающихся поверхностей принимается одинаковой и принимается условие равенства потоков тепла через них. Передача теплоты, при этом, предполагается происходящей по закону теплопроводности через ламинарный пограничный слой.

Такая постановка задачи применительно к прогреву горизонтальных участков паропроводов позволяет учитывать при ее решении переменную толщину пленки конденсата, стекающего по цилиндрической поверхности горизонтального паропровода и глубину ручья конденсата в нижней части трубы.

Отказ при решении данной задачи от использования граничного условия третьего рода в пользу граничного условия четвертого рода оправдывается тем, что теплообмен при конденсации слабодвижущегося пара внутри горизонтальных труб очень сложен и мало изучен. Теплообмен приближенно исследовался лишь в [57] и затем в [14, 41-43, 56, 104]. Все экспериментальные исследования теплообмена при конденсации пара в трубах проводились при стационарных режимах. Опытные данные для пленочной конденсации пара в трубах хотя и охватывают давления до 22 МПа, но ограничиваются трубками диаметром не более 40 мм [14].

Ввиду этого в литературе отсутствуют рекомендации по определению коэффициентов теплоотдачи при конденсации пара на внутренней поверхности горизонтальных труб применительно к паропроводам ТЭС в нестационарных режимах.

В то же время, в последние годы появились работы, посвященные исследованию гидродинамики движения пленки и ручья конденсата в горизонтальных трубах, данные которых можно использовать для решения данной задачи в ее новой постановке. В литературе появились также рекомендации по выбору начальных условий и методов решения подобных задач [101,102].

1.2. Постановка задачи о прогреве горизонтальных участков паропроводов и краевые условияНеравномерность теплоотдачи от конденсирующегося греющего пара к стенке трубы на горизонтальных участках паропроводов при использовании граничных условий 4-го рода учитывается тепловыми сопротивлениями пленки конденсата переменной толщины и протекающего ниже ручья.

Чтобы решить задачу, надо знать закономерность изменения толщины пленки конденсата в окружном направлении и глубину ручья,а также выбрать начальное и граничные условия.

Поскольку конденсация греющего пара происходит на поверхностях пленки конденсата и ручья, соприкасающихся с паром, пренебрегая в первом приближении теплотой фазового перехода, что согласно работам В.П.Исаченко [Зб] в данном случае допустимо, можно принять, что температура поверхностного слоя жидкости, соприкасающегося с паром, равна температуре насыщения пара при данном давлении.

Можно считать, что режим течения пленки конденсата под действием силы тяжести на внутренней поверхности трубы ламинарный и тогда интенсивность теплообмена на части периметра трубы, занятой пленкой, будет определяться термическим сопротивлением пленки, т. е. ее толщиной.

Толщина пленки конденсата изменяется в окружном направлении трубы: она минимальна наверху и плавно возрастает при движении конденсата вниз по стенке, достигая максимума при слиянии с ручьем (рис.1.1). Как уже говорилось выше, в настоящее время в литературе отсутствуют какие-либо теоретические или экспериментальные данные как по теплообмену, так и по гидродинамике при конденсации пара внутри горизонтальных труб для нестационарных режимов, поэтому приходится пользоваться имеющимися данными для стационарных режимов.

Впервые задача о пленочной конденсации неподвижного пара на вертикальной стенке при ламинарном течении пленки была решена В.Нуссельтом [107].

В дальнейшем Д.А.Лабунцов [58] провел обобщение теории конденсации Нуссельта и распространил ее на теплообменные поверхности с пространственно неравномерными полями температур. В качестве поверхности конденсации в [58] рассматривался некоторый криволинейный контур (рис.1.4). Его ориентация относительно вектораРис. 1.4Криволинейный контур поверхности конденсации и пленка конденсата на нем.ускорения поля тяготения произвольна. Предполагалось, что толщина пленки конденсата существенно меньше радиуса кривизны поверхности. Рассматривалось произвольное распределение температуры вдоль поверхности конденсации. Принималось, что во всех точках поверхности температура стенки ниже температуры насыщения. Произвольное распределение температуры в [бв] представлено аналитически с помощью функции неизотермичности УЧХ] в виде:дТ(Х) = ДТ- П/). (1-4)Здесь ЛГГ(Х) И ДТ - текущий и средний температурные напоры вдоль криволинейного контура. Форма поверхности конденсации и ее ориентация в пространстве задаются аналитически в виде функции£(х)= СОй(^Сх). (1.5)Эта функция предполагается известной. Все остальные допущения теории Нуссельта [107] в выводе Лабунцова остаются в силе. В итоге было получено выражение для относительной толщины пленки конденсата:6СХ)=| = ^ /М ¡Пю/Ых/'* (1.6)где зАж лт е^до =ж<А(1.7)Для горизонтальной трубы ¿=5ГГ0;уЧх) = 51П(5Ш=з:м Р.

После подстановки значений В и в (1.4), Лабунцовокончательно получил: & ^- [ ¡умвм^гс!?]т-- %. (1.8)згс ЙГ пЧ*Ч>Формула (1.8) позволяет определить относительную толщинупленки конденсата, как функцию полярного угла. Эта формула, строго говоря, справедлива для стационарного режима, но если принять, что приток массы конденсата во времени равен его отводу, поставленную задачу можно свести к линейной и тогда формула (1.8) может быть использована для определения толщины пленки конденсата в горизонтальной трубе и в нестационарном режиме. Эта формула и была использована для расчета элементов электрической модели для зоны трубы, где теплообмен происходит через пленку конденсата.

Более сложен теплообмен между паром и металлом через слой воды в ручье. При турбулентном течении воды в ручье, что практически всегда имеет место, теплообмен будет происходить как за счет теплопроводности слоя воды, так и за счет конвективного переноса тепла в самом ручье. В этом случае прогрев нижней части трубы будет осуществляться более интенсивно, чем при ламинарном режиме течения ручья, но температурная неравномерность в окружном направлении, возникающая в этом случае, будет меньше.

Наличие конвективного переноса тепла наряду с теплопроводностью слоя воды можно было бы учесть введением некоторого поправочного коэффициента, однако оценка его величины весьма затруднительна из-за отсутствия соответствующих экспериментальных данных.

При решении поставленной задачи автором было принято допущение о ламинарном режиме течения конденсата в ручье. Это упростило путь решения задачи методом электрической аналогии, поскольку в этом случае можно считать, что термическое сопротивление переходу теплоты от конденсирующегося пара к стенке трубы в зоне ручья пропорционально толщине слоя воды в ручье. Получающаяся при этом погрешность из-за неучтенного конвективного переноса тепла идет в запас прочности паропровода.

В итоге принята следующая физическая модель прогрева паропровода конденсирующимся паром (рис.1.5). Имеется горизонтальная труРис.1.'5. Модель прогрева паропровода конденсирующимся паром. П - пар; Ж - пленка конденсата и кондеясат-ный ручей; М - тело паропровода; И - тепловая изоляция; Ур - угол ручья; и &/> - глубина и толщина ручья соответственно; С и внутренний и наружный радиус трубы; - наружный радиус тепловой изоляции.ба, покрытая снаружи слоем идеальной тепловой изоляции. В начальный момент Бремени в трубу подается пар, который мгновенно заполняет внутренний объем трубы. Температура стенки трубы ниже температуры насыщения пара. Конденсат в виде пленки стекает вниз и образует ручей. Толщина пленки конденсата и глубина ручья в течении всего времени прогрева остаются постоянными и не изменяются вдоль оси трубы. На границе раздела "жидкость-стенка" теплообмен происходит по закону теплопроводности (молекулярный перенос тепла). Предполагается также, что толщина пленки конденсата существенно меньше внутреннего радиуса трубы.

Математически постановка задачи может быть записана следующим образом.

В заключение следует отметить некоторые допущения, принятые при постановке данной задачи.

Данная задача нестационарной теплопроводности при изменении агрегатного состояния одного из тел, участвующих в теплообмене, относится к классу задач с нелинейными граничными условиями (задача Стефана). За исключением некоторых простейших случаев такие задачи аналитически не решаются.

Далее следует отметить, что толщина пленки конденсата и глубина ручья в трубе изменяются как во времени в процессе прогрева паропровода, так и по длине горизонтальных участков. Здесь приходится в качестве допущения принимать условие неизменности толщины пленки и глубины ручья во времени и усреднять глубину ручья по длине горизонтальных участков, т.е. трехмерную задачу сводить упрощенно к двухмерной.

Температура металла паропровода по его длине в процессе прогрева неодинакова: она понижается в направлении движения потока пара.

Таким образом, реальный процесс прогрева паропроводов и их горизонтальных участков отличается значительной сложностью и существенно отличается от той идеализированной картины, для которой производится теоретическое исследование температурного поля. Несмотря на это, постановка задачи с использованием граничного условия 1У-го рода вместо граничного условия Ш-го рода, как это было принято в предыдущем исследовании ЩИ [4, 20, 25-28, 99] и с учетом переменной толщины пленки конденсата и глубины его ручья внизу должна дать лучшее приближение к действительности, чем это было получено в работах [4, 20, 25-28, 99 ].

Наличие теплового удара в начале прогрева первоначально холодного паропровода, приводящего к быстрому образованию глубокого ручья, устанавливает лучшее соответствие реальной картины процесса с принятой физической моделью, поскольку в действительном процессе стадия постепенного нарастания пленки и ручья весьма крат-ковременна и при теоретическом решении задачи его можно пренебречь.

1.3 Выбор метода решения задачи о неосесимметричном прогреве паропроводовПри постановке задач нестационарного теплообмена возникает вопрос о способе их решения. Могут быть использованы аналитические и численные методы, а также, методы моделирования. К сожалению, в настоящее время нельзя выделить ни один из методов, применение которого гарантировало бы решение поставленной задачи с заданной степенью точности и было бы оптимальным.

При решении задачи аналитическим методом решение получается в виде зависимости или ряда зависимостей искомой величины от остальных переменных. Аналитические методы решения уравнений теплопроводности достаточно полно рассмотрены в [13, 16, 18, 37, 61, 62, 72, 92 ]. Для большинства задач, особенно со сложными граничными условиями, аналитическое решение получается в виде интеграла или бесконечного ряда. Использовать такой вид решения для практических расчетов неудобно. Кроме того, здесь приходится решать характеристическое уравнение и отыскивать его корни, что связано с определенными трудностями. Для малых значений аргумента (времени) аналитические методы решения также оказываются мало пригодными, так как даже при хорошей сходимости ряда для получения приемлемой точности необходимо учитывать большое количество членов ряда [62]. В некоторых случаях при решении задач операторными методами трудно, а порой и невозможно найти решение для оригинала по решению задачи для изображения функции. Таким образом, аналитические методы позволяют эффективно решать сравнительно узкий круг задач нестационарной теплопроводности.

При решении систем дифференциальных уравнений с весьма общими краевыми условиями аналитические методы наталкиваются на значительные трудности. Эти трудности становятся практически непреодолимыми при рассмотрении нелинейных задач. Б этих случаях целесообразно использовать численные методы решения, поскольку при их применении не приходится накладывать почти никаких ограничений на условия задачи. К численным методам относятся метод сеток, метод элементарных балансов и графический метод [89].

Применение численных методов основано на возможности аппроксимации непрерывного поля некоторой функции дискретным, т.е. на возможности дискретизации пространства и времени. При этом, погрешность аппроксимации функции переходит в погрешность метода. В настоящее время решение задач нестационарной теплопроводности численными методами осуществляется на ЭВМ. Созданы различные программы, позволяющие решать линейные и нелинейные задачи теплопроводности при различных краевых условиях [44, 81, 95 и др.]. Современные ЭВМ отличаются большим быстродействием, однако сведение задачи при ее решении численным методом к большой совокупности простейших операций чрезвычайно увеличивает количество производимых элементарных действий. Поэтому для решения задач нестационарной теплопроводности требуется составление сложных программ расчета, доступных лишь опытным программистам. Кроме того, по мере усложнения задачи существенно возрастает "машинное" время счета. В то же время, основным преимуществом ЭВМ является высокая точность решения.

К третьему методу, используемому при решении краевых задач, относится метод моделирования. В настоящее время различают физическое и математическое моделирование.

При физическом моделировании соответственные величины на натуре и на модели имеют одинаковую физическую природу. При такомспособе моделирования необходимо предварительно доказать, что натура и модель подобны геометрически, подчиняются одним и тем же физческим законам и описываются одинаковыми математическими зависимостями. Однако, в некоторых случаях устройства физического моделирования могут оказаться дорогими и громоздкими и не всегда удается достаточно простым методом удовлетворить условиям подобия. В этих случаях преимущество будет на стороне моделей прямой аналогии.

Метод прямой аналогии базируется на одинаковом математическом описании натуры и модели, на их аналогии. Здесь уместно вспомнить высказывание В.И.Ленина (Собрание сочинений, изд.17, т.ХЗУ, стр.276): "Единство природы обнаруживается в "поразительной аналогичности" различных дифференциальных уравнений, относящихся к разным областям явлений".

При моделировании на основе прямой аналогии все соответственные величины натуры и модели имеют различную физическую природу. Решение, полученное на такой модели, не будет носить аналитического характера, но оно может быть выполнено экспериментальным путем, после чего выражено в параметрах первоначальной задачи. К методам прямой аналогии относятся методы, построенные на гидравлической [60, 105 ] механической, акустической и электрической аналогиях процессов.

Наибольшее распространение для решения задач нестационарной теплопроводности находит электрическая аналогия. Она основана наформальном сходстве дифференциальных уравнений теплопроводности и электропроводности.

Метод электрической аналогии может быть реализован на различных экспериментальных установках.

Моделирующие устройства, в которых воспроизводится геометрияоригинала, а модель изготовляется из материала с непрерывной проводимостью, называются геометрическими аналогиями. Это - моделирование полей методом сплошных сред [ 36, 93, 100 J.

Применяются также так называемые комбинированные модели, в которых используются как материал с непрерывной проводимостью, так и дискретные элементы. Метод решения задачи нестационарной теплопроводности применительно к паропроводам ТЭС на комбинированной модели описан в [ 31 ]. Если модель изготовляется полностью из дискретных элементов, тогда моделирующее устройство носит название "сеток".

Возможность использования электрических сеток для целей моделирования впервые была обоснована С.А.Гершгориным [17]. Одним из основных достоинств электрических сеток является то, что координаты их точек являются не геометрическими, а электрическими. Это обстоятельство позволяет решать на прямоугольных сетках задачи в любой системе координат.

Для получения модели исследуемое тело разбивается на отдельные элементарные объемы (для плоских задач - на элементарные площадки). Каждый элементарный объем (элементарная площадка) заменяется его "эквивалентом"-сосредоточенной электрической ячейкой.

Подробное описание метода моделирования с помощью сеток электрических сопротивлений можно найти в работах [30, 38-40, 55, 97, 106 ].

Электрическое моделирование нестационарных процессов теплообмена можно осуществлять также на аналоговых вычислительных машинах (АВМ). При этом, на АВМ набирается схема, позволяющая решать дифференциальное уравнение с заданными начальными и граничными условиями. Подробное описание метода краевых задач с использованием АВМ изложено, например в [ 55, 91, 93, 94 ]. Получается графическое решение в виде осциллограммы.

Решение одной из задач нестационарной теплопроводности на АВМ применительно к паропроводам ТЭС впервые было получено В.Л.По-хориллером[76, 77]. Однако, он решал задачу для осесимметричного режима прогрева.

Преимуществами электрических моделей являются удобство изменения их параметров путем переключения элементов в электрических цепях,удобство измерений и регистрации моделируемых величия (токов и напряжений), простота изготовления, а также, достаточно высокая точность и быстрота решения.

Ввиду вышеизложенных преимуществ электрических моделей автором был выбран для решения поставленной задачи метод электрического моделирования. Применение этого метода представляло дополнительный интерес еще и потому, что он никем еще не применялся для решения задач неосесимметричной теплопроводности применительно к паропроводам ТЭС.

ВТОРАЯ ГЛАВАРЕШЕНИЕ ЗАДАЧИ О НЕРАВНОМЕРНОМ ПО ОКРУЖНОСТИ ПРОГРЕВЕ ПАРОПРОВОДОВ НА ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ УЧАСТКАХ МЕТОДОМ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ АНАЛОГИИ2.1. Выбор типа электрической модели и расчет элементов схемыДля решения системы дифференциальных уравнений (1.9)-(1.11) с краевыми условиями (1.12)-(1.21) было выбрано моделирующее устройство, состоящее из дискретных элементов -КС- сетка. На сетке такого типа правая часть дифференциального уравнения, например, (1.11), моделируется дискретно, а производная по времени в левой части - непрерывно. При этом, в схеме замещения объема (элементарной площадки) моделируемой области термические сопротивления моделируются с помощью резисторов (электрических сопротивлений), а теплоемкости - с помощью электрических ёмкостей, включенных в узлы сетки в виде стоков (рис.2.1). Это соответствует принятой системе электротепловых аналогий (ЭТА)-(табл.2.1).

Расчет электрической модели производился согласно[55]. Для этого система дифференциальных уравнений (1.9)-(1.П) была преобразована к безразмерному виду:(2.1)Начальное условие в безразмерном виде записывается тан:40Рис. 2.1. Схема замещения элементарного объема с емкостным стоком согласно ЭТА,00 =/и (1=0; />: <р<£с).

Условие на границах пар-пленка и пар-ручей:Здесь ^о^Ъ/Го ; = (К-8)/Го.

Таблица 2.1 Сопоставление соответственных величин в тепловой и электрической системахТепловая система I Электрическая системаНаименование величины Обозначение Ед. изм. Наименование величины Обозначение Ед. изм.

Автором решалась плоская задача, где процесс не зависит от осевой координаты. В этом случае для построения электрической модели надо взять поперечное сечение трубы и разбить его концентрическими окружностями и радиальными линиями на элементарные площадки (сегменты). Полагаем, что кольца, на которые разбивается сечение трубы, имеют единичную толщину.

Поскольку у горизонтальной трубы имеется вертикальная симметрия процесса теплопроводности при решении задачи достаточно рассмотреть половину сечения трубы (систему полуколец) (рис.2.2).

Каждый элемент поперечного сечения теплопроводящего тела заменялся электрическими ячейками, составленными из четырех сопротивлений и одной ёмкости (рис.2.3).

Математические модели теплового и электрического процессов имеют одинаковую структуру и если обеспечить равенство соответствующих критериев подобия (А^Вр. А8 = В8 Т0ГДаэти модели будут тождественны. Из равенства обобщенных параметров (критериев подобия) получаются основные соотношения для»проектирования электрических моделей и для моделирования процессов.

Однако, решение нелинейных задач теплопроводности и без того является достаточно сложным поэтому они обычно решаются приближенно в линейной постановке. При этом, значения коэффициентов "а" и "X" принимаются постоянными во всем интервале температур. В этих случаях необходимо обосновать допустимость такого упрощения и оценить величину возникающей при этом погрешности. На ■ основании проведенных исследований в [62, 90] можно сделать вывод, что если изменение теплофизических свойств "а" и "X" в рассматриваемом интервале температур не превышает 30$, тогда эти свойства можно принимать постоянными, не зависящими от температуры. В этих случаях пользуются средними значениями этих теплофизических свойств для данного интервала температур. В данном случае в рассматриваемой начальной стадии процесса, когда прогрев паропроводов осуществляется конденсирующимся паром -средой со сравнительно низкими параметрами, зависимость величин "а" и "Л" от температуры можно не учитывать, принимая врасчет среднеинтетральные значения этих коэффициентов для данного интервала температур. Возникающая, при этом, погрешность по данным [90}ше превышает 10%.

2.2. Описание установки для моделирования процессов прогрева паропроводов и оценка погрешности методаУстановка для электромоделирования процесса прогрева трубы состоит из источника питания, электрической модели (/?С- сетки) и регистрирующего прибора (рис.2.4). В качестве источника питания был использован высокостабилизированный блок питания ВИП - 010, предназначенный для питания низковольтных цепей стабилизированным регулируемым в широком диапазоне напряжением постоянного тока.

Основная погрешность источника питания ВИЛ - 010 из-за нестабильности напряжения сети питания согласно частотным данным составляет 0,01$. Для регистрации результатов моделирования использовался быстродействующий автоматический самопишущий прибор Н-327-3, предназначенный для регистрации в аналоговой форме быстропротекающих процессов в диапазоне частот 0-100 Гц. Прибор имеет отметчик времени, срабатывающий с интервалом 1с и отметчик событий.

Стрелками указано возможное число каналов подвода питающего напряжения и регистрации.

52Я"п с„ Сзп «I С<,п # С;„ V С6п вс"хОЦгОхОхи^к отметчику собы-/ тий прибора 1 Н-327-3с" г'^¿р ЧоРис. 2.5. Принципиальная схема электрической модели. ИП - источник питания.

Все конденсаторы перед установкой в схему были проверены на ток утечки. Подбор необходимых величин емкости осуществлялся путем параллельного соединения нескольких конденсаторов. Величина требуемой емкости подбиралась с точностью до 0,5% с помощью измерительного моста типа Е7-4. В качестве элементов, моделирующих термическое сопротивление в радиальном направлении использовались прецезионные резисторы типа МПТ-0,5 с отклонениями от номинала 0,25$. Для моделирования термических сопротивлений в окружном направлении использовались переменные резисторы типа СП0-0,5. Необходимая величина сопротивления резистора устанавливалась при помощи универсального цифрового вольтметра с точностью до 0,25$.

При решении задач нестационарной теплопроводности на электрических моделях возникают погрешности трех видов: а) погрешность метода; б) инструментальная погрешность и в) погрешность обработки результатов.

Под погрешностью метода понимают совокупность погрешностей, возникающих в результате дискретизации и аппроксимации непрерывных координат и функций. Ошибки дискретизации возникают в результате замены теплопроводящей среда "дискретными электрическими ячейками. Они -появляются в основном в результате применения сосредоточенных емкостей.

Погрешность дискретизации области определяется шагом электрической сетки. Исследования показывают [36, 55] что для мноэдх технических задач разбивка области в направлении одной координаты на 8-10 элементарных слоев приводит к существенному уменьшению погрешности от дискретизации (до 1%).

Погрешность аппроксимации за счет замены плавного контура моделируемой области ступенчатым по данным [55] не превышает2-5%.

К инструментальной погрешности относится комплекс погрешностей, возникающих при моделировании в электромодели, в блоке питания, в коммутационных проводах и измерительном устройстве. Погрешности в собственно электромодели вызваны утечкой тока в конденсаторах и в изоляционных материалах.

Для уменьшения тока утечки конденсаторов необходимо уменьшать их общее число в схеме, т.е. уменьшить число ячеек в электромодели, а также осуществить подбор конденсаторов по номиналам их емкостей. Согласно [Зб] оптимальное с точки зрения тока утечки количество ячеек в модели составляет 8-10штук в направлении каждой координаты.

На основании этого поперечное сечение трубы разбивалось на элементарные площадки следующим образом: в радиальном направлении сечение трубы разбивалось на и =8 слоев, а в окружном направлении полукольцо делилось на т=9 секторов.

В результате, исследуемая область разбивалась на 72 элементарные площадки (рис.2.2.).

При использовании для питания электромодели современного электронного источника питания погрешность из-за нестабильности напряжения, подаваемого к электромодели может быть принята равной нулю. Погрешность за счет сопротивлений коммутационных проводов при качественном изготовлении электромодели ничтожно мала и ею также можно пренебречь.

Погрешность обработки результатов зависит от типа регистрирующего прибора и способа обработки полученного решения.

Величина погрешности, возникающей в собственно регистрирующем приборе, приведена выше.

При обработке диаграмм, получаемых в результате процесса моделирования, использовалась специальная линейка, входящая вкомплект прибора Н-327-3 с ценой деления I мм. Если принять абсолютную погрешность линейки д1> равной половине цены деления, т.е. 0,5 мм, тоэда относительная погрешность обработки результатов бовр составит£о вр = ^.*00% (2.42)где I- абсолютное значение "напряжения" в данный момент времени, снятое с диаграммы при помощи линейки, мм.

Поскольку величина напряжения в данной точке электрической модели изменяется во времени от нуля до некоторого максимального значения, равного напряжению питания, т.е. от 0 до 100$ ширины шкалы диаграммы, величина относительной погрешности обработки процесса на начальном участке диаграммы велика. Далее она быстро уменьшается. Средняя величина погрешности обработки по данным [55] может быть принята равной 3%.

В итоге среднеквадратичная относительная погрешность при моделировании процесса составляет= У12+ 22 +0,252 + 0,52 + 0,012 + 42 + З2 + 52' =7,5$ (2.43]Здесь бвпр* Всэг &рп, &овр, ^тчр - относительные погрешности дискретизации области, аппроксимации плавной линии контура ступенчатой моделью, электрических сопротивлений и емкостей модели, источника питания, регистрирующего прибора, обработки результатов и погрешность за счет принятых неизменными теплофизических свойств.

Характеристика объекта модельного исследования, его технологические параметры и принятые параметры модельного исследования представлены в табл.2.2.

В зоне пленки конденсата:,имеет место более интенсивный теплообмен, чем в зоне ручья и температура здесь быстро достигает своего максимального значения. Так для трубы с ^с=1,2 при Ро =0,05 безразмерная температура вверху трубы (У =0) уже достигает значения 0,94, а при Ро=0,1 в зоне слияния пленки и ручья (¥ = %) она становится равной 0,8.

В зоне ручья на внутренней поверхности трубы прогрев идет замедленно. Особенно четко зона слабого прогрева заметна у тонкостенной трубы при £0=1,2. С увеличением р0этв зона слабого прогрева трубы у ручья остается заметной, но края 0е более округлены. Это влияние ручья распространяется вплоть до наружной поверхности трубы, оно более заметно у труб с малой величиной =1,2-1,6 и слабев выражено у труб с^о=2,0.

Более толстостенные трубы прогреваются медленнее. Для труб с =1,585 температура в верхней части трубы достигает максимума при Ро= 0,3, а для труб 0^=2,0 только при Ро=0,5.

Нижняя часть труб прогревается медленнее: здесь сказывается наличие ручья, препятствующего теплообмену. В этой зоне процесс прогрева значительно отстает во времени по сравнению с зоной пленки конденсата.

При анализе температурных полей на внутренней поверхности трубы выявилась следующая закономерность. Для периода времениРо« 0,01 прогрев нижней части происходит быстрее у более толстостенных труб. Так при Ро=о,01 безразмерная температура. 6 у труб сро=2,0 равна 0,03, с^,=1,585 6 =0,015, а при ро=1,2е -0.

В дальнейшем, с развитием процесса прогрева нижняя часть более тонкостенных труб начинает прогреваться быстрее и обгоняет в своем прогреве толстостенные трубы. Это можно объяснить тем, что в толстостенных трубах больше растечка тепла в окружном направлении. Поэтому прогрев нижней части толстостенной трубы в начальный период времени (Го^ 0,01) осуществляется в основном за счет растечки тепла и подвода его от более нагретой верхней части трубы. В дальнейшем, по мере повышения температуры ручья тонкостенные трубы в нижней части начинают прогреваться быстрее.

Сопоставление температурных полей на наружной и внутренней поверхностях трубы показывает, что температурные поля на наружной поверхности имеют более сглаженный характер. Максимальная разность температур меаду верхом и низом трубы здесь меньше.

Увеличение отношения^способствует большему выравниванию температур в стенке трубы. Однако, процесс прогрева при этом затягивается. Так, для труб с£>с=1,2 прогрев заканчивется практически при Ро = 1,0, а для ро-2,0 при Ро=3,0.

Необходимо сопоставить теперь полученное методом электротепловой аналогии решение задачи о температурных полях в прогреваемых горизонтальных трубах с другими теоретическими решениями аналогичных задач и с данными экспериментов.

В первой главе диссертации на рис.1.9 уже иллюстрировалось расхождение между теоретическим решением задачи, полученным в [4, 20, 25-28, 99] при граничном условии третьего рода с данными экспериментов.

В качестве контрольного было получено еще одно решение аналогичной задачи с помощью ЭВМ численным методом по новой программе, разработанной ст.инженером кафедры ТЭС ЩИ А.Б.Поповым [24]при граничном условии третьего рода.

На рис.2.10 сплошными линиями показано численное решение задачи, полученное в [24], штриховыми линиями с кружками дано контрольное решение той же задачи автором на электрической модели при граничном условии Ш рода и штрихпунктиром представлены кривые, полученные в работах [4, 20, 25-28, 99]. На рис.2.10 а по вертикали отложена безразмерная температура, а по горизонтали - угловая координата для полуокружности трубы. Кривые на второй половине окружности симметричны изображенным. Значению У=0 соответствует верхняя образующая труба, а - нижняя. Все кривые относятся к внутренней поверхности трубы, где р =1,0.

Как видно из рис.2.10 а характер кривых в целом совпадает. Однако имеется расхождение по безразмерному времени на порядок между решениями автора, А.Б.Попова [24] и [4, 20, 25-28, 99]. Сходимость температурных полей, полученных на электрической модели с решением [24] существенно лучше. Расхождение между последними двумя решениями объясняется различием в шаге сеток, применявшимся при решении задачи на ЭВМ и на электрической модели.

На рис.2.10 б в иг приводятся сопоставления результатов трех опытов (а) [19|, б)опыта на моноблоке300 МВт Ириклин-ской ГРЭС и в)опыта на ТЭЦ МЭИ) с данными теоретического расчета по методике [4, 20, 25-28, 99] и с данными автора, полученными на электрической модели. Результаты оштов имеют лучшую сходимость с данными автора, чем с данными расчета по методике [4, 20, 25-28, 99]. При этом наблюдается расхождение как по характеру кривых, так и по величине безразмерного времени Fo.

На рис.2.II приведено сопоставление характера температурных полей, полученных автором на электрической модели с линейным распределением температуры по поперечному сечению трубы, как это принято в [5l]. Линейное распределение температуры по поперечному сечению трубы соответствует распределению температуры в окружном направлении по закону косинуса. При сопоставлении принималось, что температуры верха и низа трубы в обоих случаях одинаковые. Как видно из рис.2.II, наблюдается существенное отклонение температурных полей, полученных автором от линейного распределения. Только для наружной поверхности трубы (рис.2.II б)при малых (Fo<0,05) и при больших (Fo>l,o) значениях безразмерного времени температурные поля по своему виду приближаются к линейным.

Отсюда следует, что с уменьшением глубины ручья температурная неравномерность в окружном направлении трубы уменьшается.

Из-за растечки тепла в окружном направлении температурные графики на наружной поверхности трубы выглядят более сглаженными по сравнению с внутренней поверхностью, а перепад температур "верх - низ трубы" становится меньше.

0,60,40,20Ав \^=40 э '1МС 0 ч. э £ 41 0,40,2025 10-1 2I 2Рис. 2.15. Изменение безразмерной разности температур на наружной поверхности между верхом и низом трубы в зависимости от числа Фурье для различных значений ^ в зависимости от безразмерного времени £ о при различных значениях угла затопления *РР для р0 =1,585 и для ра=1,8. Температурная неравномерность в окружном направлении Л 0 вначале увеличивается, достигает максимума, а затем вновь снижается. Величина максимума Л В уменьшается с уменьшением угла затопления ^р а сам максимум сдвигается в область меньших значений Ро. Одновременно с этим графики зависимостей Л В = Ро) становятся более пологими.

ГЛАВА ТРЕТЬЯЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ УСЛОВИЙ ДРЕНИРОВАНИЯ И ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ В ГЛАВНЫХ ПАРОПРОВОДАХ ЕЛОЧНЫХ ТЭС В РЕЖИМАХ ПРОГРЕВА И РАСХОЛАЖИВАНИЯ3.1Дсследование условий дренирования паропроводов и глубины ручья конденсатаДо настоящего времени экспериментальные работы по определению глубины ручьев конденсата при прогреве паропроводов конденсирующимся паром не проводились. В работах В.В.Консетова [41-43] рассматривалась стационарная задача и угол затопления fp там определялся расчетным путем.

В работе Д.П.Елизарова [20] приводится формула, позволяющая оценить глубину ручья конденсата, зная его расход, внутренний диаметр паропровода ¿о и его уклон I на горизонтальном участке:В данной работе возникла необходимость выполнить прямые измерения глубины ручья в трубе, однако, эта задача оказалась весьма сложной для практического осуществления.

Рассматривался ряд вариантов возможных решений этой задачи: а)ультразвуковой метод измерения; б)использование конденсатоотвод-чика периодического действия заданной емкости с подсчетом количеств его срабатываний; в)применение термощупов.

От первого способа пришлось отказаться из-за отсутствия приборов высокой чувствительности и избирательности.

Второй способ оказался неосуществимым потому, что промышленность выпускает конденсатоотводчики периодического действия на давление не выше 4 МПа, а измерения предполагалось проводить наЯ*(3.1)р г8Ъб0г-6*а /я ггэта зависимость также приводится в [20] •паропроводе блока сверхкритических параметров.

Третий способ позволял косвенно по измеренным температурам оценивать верхнюю границу ручья конденсата. Для обеспечения достаточной чувствительности этого способа необходима установка глубинных термопар вблизи от внутренней поверхности стенки. Сверление стенки паропровода многочисленными отверстиями большой глубины недопустимо по условиям надежности паропроводов. Кроме того, при использовании термощупов трудно точно определить границу ручья из-за погрешности от растечки тепла в металле в окружном направлении.

Таким образом, от вышеописанных методов пришлось отказаться. Одновременно пришлось отказаться и от проведения измерений на паропроводе сверхкритических параметров.

Наиболее реальным и осуществимым оказалось проведение экспериментов на ТЭЦ МЭИ, где дренажные линии от паропроводов свежего пара направляются в дренажные воронки, из которых дренажи попадают в общедренажную магистраль. Используя какую-либо емкость, можно, таким образом, измерить количество дренажа, образующегося при прогреве паропровода.

Рис, 3,1, Схема паропровода свежего пара к турбине Л 2 ТЭЦ МЭИ.а) аксонометрическая схема трассы; б) схема дополнительных дренажных линий в; сборную емкость и из емкости в дренажную магистраль.

Для сбора конденсата, образующегося в период прогрева паропровода, и определения его количества была установлена сборная емкость объемом V =0,32 м^ с водоуказательным стеклом. Перед проведением опытов емкость была протарирована.

Кроме того, были смонтированы дополнительные линии 4=20 мм от основной линии дренажа между вентилями Д-32, Д-41 и Д-42 (рис.3.I) в сборную емкость и из этой емкости сделан отвод в дренажную линию. На рис.3.16 эти линии показаны штрихпунктиром. Контроль за давлением среды в паропроводе осуществлялся по образцовым манометрам.

Дважды производился замер уклона паропроводной трассы на участке от горизонтального гиба до измерительной диафрагмы, расположенной непосредственно за дренажным вентилем Д-32: первый замер производился на холодном неработающем паропроводе, а второй после его прогрева. Уклон составлял I =0,005, причем при прогреве паропровода уклон практически не изменялся. Это следует объяснить тем, что на этом горизонтальном участке паропровод был подвешен на жестких тягах, которые препятствовали его вертикальным перемещениям (рис.3.1а). В то же время, участок паропровода между ГПЗ и АСК в виде вертикальной петли, расположенный по ходу пара дальше от экспериментального участка, и где имелась одна промежуточная упругая опора, во время опытов не прогревался, поскольку ГПЗ не открывалась. Поэтому он не вызывал вертикальных перемещений экспериментального участка трассы.

Эксперименты по изучению прогрева паропровода и определению расхода конденсата включали две серии опытов.

Первая серия проводилась при режиме, когда давление пара в паропроводе при прогреве оставлось практически неизменным. Во второй серии опытов давление в прогреваемом паропроводе постепенно увеличивалось от нуля до номинального значения.

Такие режимы обеспечивались регулировкой степени открытия паровой задвижки П-40 на входе в экспериментальный участок паропровода (рис.3.1а).

Опыты проводились следующим образом. Перед прогревом паропровод полностью дренировался, для чего на нем открывались все дренажи. По окончании дренирования холодного паропровода все дренажи вновь закрывались за исключением вентиля Д-32, который открывался полностью. Одновременно открывался вентиль I на сборную емкость. Весь образующийся при прогреве паропровода конденсат проходил через контрольный (экспериментальный) участок, на котором в сечениях А, Б и В были установлены поверхностные термопары. Далее через дренажный вентиль Д-32 и через дополнительную дренажную линию конденсат направлялся в сборную емкость.

Сигналом к окончанию опытов первой серии служило прекращение выхода конденсата из дренажной линии в сборную емкость и выравнивание температурной неравномерности по окружности трубы в сече-чениях А,Б и В.

Опыты второй серии заканчивались когда параметры пара в паропроводе достигали своих номинальных значений.

На рис.3.2 приведены результаты одного из опытов первой серии. В верхней части рисунка (рис.3.2а) показаны давление в паропроводе Рпе температура насыщения Тнас температура металла в контрольной точке А^ на верхней образующей в сечении А (Т^) и количество собираемого конденсата V*.

В начале прогрева давление в паропроводе было увеличено от нуля до 0,35 МПа и затем в течении некоторого времени не изменялось. Началась конденсация пара и поступление конденсата в сборную емкость быстро увеличилось. Затем рост величины % замедлился и вообще прекратился. Тогда давление в паропроводе повторно увеличили теперь уже до 0,8 МПа. Поступление конденсата в сборнуйт то Анас,Аа1, С20010050250№ М> л \ дТв.н10351040Время2510О 45Рис. 3.2. Результаты опыта при слабо изменяющемся давлении в период с 10 час 36 мин до 10 час 42 мин. а) изменение давления пара Р0, температуры насыщенияТнас, температуры металла в точке А^ и количества конденсата; б) изменение угла затопления Фр и перепада температур ДТБН.емкость вновь на некоторое время увеличилось.

При прогреве паропровода по такому режиму всего в два этапа, начиная с момента времени 13 ч. 35мин. и до 13ч.39мин. было собрано 30 кг. конденсата. В дальнейшем, начиная с момента времени 13ч.40мин. поступление конденсата в сборную емкость вообще прекратилось. При этом температура стенки паропровода в точке ^ сравнялась с температурой насыщения греющего пара, а затем стала выше ее. На рис. 3.2а этот момент времени соответствует пересечению кривых Тнас и Та1.

По полученным экспериментальным данным, используя зависимость (3.1), были рассчитаны глубина ручья ЬРи угол затопления. Изменение угла затопления во время опыта показано на рис.3.2 б. Здесь же приведено изменение во времени температурного перепада между верхом и низом трубы дТ8-н в период прогрева.

Взаимное сопоставление описанных выше двух опытов с различными режимами прогрева паропровода - первого, котда давление греющего пара сразу увеличивается до окончательного значения, и второго, когда давление греющего пара нарастает постепенно, показывает, что максимальные значения Д^в-н в обоих опытах получаются примерно одинаковыми, однако во втором случае режим прогрева, с конденсацией пара более продолжителен, а перепад температур Л%.н после прохождения максимума снижается медленнее.

В опыте с постепенным повышением давления греющего пара в паропроводе (рис.3.46) температурная неравномерность в окружном направлении наблюдалась на всем протяжении';;эксперимента. Здесь температура насыщения пара повышалась постепенно по мере роста давления и рост ее продолжался до 10 ч.01 мин., когда температура металла стала равняться температуре насыщения. Из рис.3.46 видно, что начиная с 10 час.02 мин.температурная неравномерность по окружности трубы и в этом опыте начала снижаться.

Целесообразно сопоставить теоретические и экспериментальные графики распределения температуры на наружной поверхности трубы. Такое сопоставление с теорией может быть выполнено для режима прогрева с постоянным давлением греющего пара (0,35 МПа), соответствующего условиям прогрева, принятым в теоретическом решении.

Сопоставление экспериментального и теоретического распределений температуры на наружной поверхности трубы выполнялось для моментов времени 49 и 246 сек,после начала прогрева. Для трубы диаметром 194x22 мм (J30=1,293) из стали I2MX при а=1,15*Ю м2/с этому соответствуют значения безразмерного времени Fo=0,1 и 0,5. Результаты сопоставления температурных графиков приведены на рис.3.5. Они подтверждают достаточно хорошую сходимость теории с экспериментами. Максимальное расхождение при fb=0,1 составляет здесь 9%, а при Fo =0,5 соответственно 7$. Это расхождение объясняется тем, что при проведении экспериментов не удалось выдержать все условия, которые были приняты при теоретическом решении задачи.

На участках паропроводов между отводами к ПСЕУ и ГПЗ имелись дре/нажи, через которые конденсат из паропроводов направлялся в расширитель дренажей.

Для измерения температурных полей в различных сечениях паропровода было установлено 106 поверхностных термопар, расположение которых показано на рис.3.6.

Указанные сечения располагались приблизительно равномерно по всей длине трассы. Такой принцип расположения термопар на паропроводе был подчинен основной задаче исследования-выявлению влияния температурной неравномерности по окружности и по длине паропровода на работу его опор и подвесок.

На паропроводе к ПСЕУ были также установлены термопары (в четырех сечениях). Все установленные на паропроводе термопары имели градуировку ХА и подключались через клеммные сборки к потенциометрам типа КСП-4, имевшим класс точности 0,25.

Рис. 3.6. Пространственная пара энергоблокасхема паропровода свежего №8 Ириклинской ГРЭС.

При проведении исследований был выполнен ряд опытов при пусках энергоблока.Первая серия опытов проводилась в период пусков энергоблока по окончании его монтажа с неполной обрядкой паропровода термопарами. Вторая и третья серии опытов проводились позднее, когда все термопары были задействованы.

Таким образом, первая серия опытов на паропроводе моноблока 300 МВт Ириклинской ГРЭС оказалась недостаточно показательной с точки зрения основного вопроса диссертации- возникновения температурной неравномерности на горизонтальных участках паропроводов при их прогреве.

Главная причина этого заключается в том, что все эти многочисленные повторные пуски блока происходили при горячем паропроводе, когда конденсация греющего пара на его внутренней поверхности отсутствовала.

Следующие опыты проводились с полной термометрией паропровода. Один из этих опытов (17-18 февраля 1980г.) проводился после 40 часов простоя блока и явился наиболее показательным. Второй опыт проводился также в феврале 1980г. после 24 часов простоя.

Пуск блока 17-18 февраля 1980г. производился при холодном вначале паропроводе. Он начался 17 февраля в 19 ч. 06 мин,и продолжался до 3 ч. 30 мин,18 февраля, после чего блок был аварийноРис. 3.8. Изменение температуры по окружности в сечении I в период пуска 18-19 ноября 1979г.

Рис. 3.9. Изменение температуры по окружности в сечении Ш в период пуска 18-19 ноября 1979 г.

Рис. 3,10. Изменение перепада температур мевд наруж- ной (I) и внутренней (2) образующими вертикального гиба (сечение 1У) в период пуска 18-19 ноября 1979г.остановлен.

На рис.3.IX приведено изменение во времени основных параметров свежего пара во время этого пуска. На этом же рисунке показано изменение во времени перепада температур "верх-низ" в различных сечениях паропровода.

Как видно из рис.3.11, почти сразу же после начала опыта во всех сечениях на горизонтальных участках паропровода было зарегистрировано появление температурной неравномерности в окружном направлении. Исключением был лишь участок от ГПЗ до стопорного клапана турбины (сечение "М"), поскольку ГПЗ была закрыта и он не прогревался. На участке от тройника до клапана ПСЕУ температурная неравномерность в сечениях трубы в этом опыте не возникала.

На рис.3.12 показано изменение во времени температуры металла паропровода в отдельных точках трассы. Здесь же показано изменение во времени температуры насыщения греющего пара, соответствующей его давлению.

На рис.ЗЛЗ-З.14 показано распределение температуры по окружности стенки паропровода свежего пара в различных сечениях.

00.05——*21.3519.521.3020.0519.5100.0Е20о05•20.03о *ЗС 0 0 0 0 оСечение Б Сечение В Сечение ГРис. 3.13. Распределение температуры по окружности паропровода в сечениях Б,В и Г при пуске 17-18 февраля 1980 г.390350310270230190150НО703021.0020.4520 Л521.10 У0.150.0521.0020.450.0521.3021.2021.1021.0020.5020.4020.2020.1020.0519.51О +ЭГ -О О +5Г О О +7Г О Сечение Д Сечение Ж Сечение КРис. 3.14. Распределение температуры по окружности паропровода в сечениях Д, Ж и К при пуске 17-18 февраля 1980г.

Как уже было ранее/установлено, если при прогреве происходит конденсация пара и образование ручья, это приводит к появлению разности температур по окружности трубы.

Как видно из рис.3.13-3.14, возникновение разностей температур в сечениях паропровода наблюдается, начиная с 19 час. 51 мин. Обращает на себя внимание характер изменения температурной неравномерности в сечениях "Г", "Д" и "Ж". Здесь в начальной стадии прогрева температура низа трубы выше, чем верха. Это, на первый взгляд, парадоксальное явление объясняется тем, что в самом начале прогрева пропуск пара в паропровод мал (рис.3.II), пар полностью конденсируется в начале трассы (в зоне сечений "Б" и "В") и образующийся ручей конденсата течет к точке дренирования, имея более высокую температуру, чем металл в следующих по ходу сечениях "Г", "Д" и "Ж". Объем паропровода над поверхностью ручья в этих сечениях заполнен воздухом, оставшимся в паропроводе еще со времени стоянки блока.

Ручей конденсата начинает прогревать нижнюю часть паропровода. Это и зафиксировано на температурных графиках, представленных на рис.3.13 и 3.14. При этом, повышение температуры низа трубы становится более заметным в последних по ходу пара и ручья сечениях (сечение "К").

В дальнейшем, при увеличении расхода пара и по мере продвижения фронта конденсации по ходу пара температура верха трубы становится выше, чем низа, и кривые распределения температуры по окружности приобретают обычный вид. Так, уже начиная с момента времени 20 ч. 05 мин.температура верха паропровода во всех сечениях становится выше, чем низа, за исключением сечения "Ж", где это произошло несколько позднее (в 20 ч. 09 минО.

По рис.3.13 и 3.14 хорошо прослеживается динамика прогрева паропровода. В начальной стадии процесса довольно быстро начинает прогреваться начальный участок паропровода с образованием обычной температурной неравномерности в сечениях "Б" и "В", которая постепенно растет. По мере заполнения паропровода паром фронт конденсации продвигается вперед и происходит некоторое смешение по ходу пара точки максимума температурного перепада. Это наглядно видно из табл.3.1.

Рис. 3.15. Сопоставление распределения температур по окружности в различных сечениях на наружной поверхности паропровода через 9, 19 и 39 мин. после начала прогрева.

00 мин.).

Обращает на себя внимание наличие довольно стабильной температурной неравномерности в окружном направлении в сечении "Г" в течении всего времени пуска (рис.3.11, 3.13). По наблюдениям автора эта неравномерность является следствием некачественной тепловой изоляции низа горизонтального участка паропровода в этом месте, где поблизости расположена подвеска № 12 (рис.3.6) Такая же температурная неравномерность наблюдалась в этом сечении при стационарной работе блока и при всех последующих пусках и остановах.

Таким образом, некачественная тепловая изоляция паропровода в его нижней части, особенно в местах установки подвесок, является одной из причин появления в этих местах температурной неравномерности в окружном направлении трубы, сохраняющейся и в стационарных режимах.

По мере подъема температуры пара температурная неравномерность в окружном направлении в остальных сечениях паропровода уменьшается и прогрев паропровода становится более равномерным как по окружности, так и по его длине.

Представляет интерес сопоставить распределение температур на наружной поверхности паропровода, полученное при теоретическом решении задачи на электромодели, с данными эксперимента. Оно приведено на рис.3.16 для сечения "Б" паропровода свежего пара.

Текущая температура металла определялась по соотношению (3.4). Значения безразмерной температуры 0 определяются из гра180165150НО100Рис. 3.16 Сопоставление температурных полей, снятых на пуске 17 февраля 1980г. с теоретическим решением прогрева трубы ( = 1,585). Тср- средняя температураметалла.фиков, привэденных во второй главе.

Как видно из рис.3.16, в начале прогрева (19 ч. 52 мшО, чему соответствует =0,05, наблюдается, хорошая сходимость теоретического решения с экспериментом. В это время температура насыщения пара изменялась мало и условия прогрева паропровода были близкими к теоретическим. Некоторое запаздывание прогрева паропровода во время опыта в 19 ч. 54 мин.по сравнению с теоретическим графиком объясняется тем, что температура насыщения пара в паропроводе во время опыта изменялась с некоторой конечной скоростью в то время, как при теоретическом решении задачи было принято скачкообразное изменение температуры греющего пара в паропроводе.

В конце прогрева (20 ч. 10 мин,) также наблюдалась удовлетворительная сходимость теоретического распределения температуры с экспериментальными данными.

3.3 Исследование температурных полей главного паропровода моноблока 300 МВт в остановочных режимахОпыты с остановами энергоблока проводились дважды - в феврале и в июне 1980г. Останов в феврале проводился с расхолаживанием ЦВД турбины, останов в июне - с использованием аккумулированного котлом тепла.

На рис.3.17 представлен режим останова блока в феврале 1980 г. На рис.3.17а показано изменение в процессе останова температуры и давления пара. Ниже, на рис.3.176 приведены графики изменения во времени температуры металла паропровода свежего пара в некоторых точках трассы. В процессе останова блока параметры среды снижались достаточно плавно и паропроводы охлаждались равномерно как по окружности, так и по длине.

Температурная неравномерность в окружном направлении во время этого останова блока отсутствовала. Исключение составляло лишь сечение "Г", в котором температурная неравномерность по окружности наблюдалась в течении всего периода останова блока (рис. 3.17 в ).

Температурная неравномерность в окружном направлении в этом сечении, как указывалось выше, возникает из-за некачественной тепловой изоляции низа паропровода в месте установки подвески.№12, в непосредственной близости от которой находилось сечение Т". Такая местная температурная неравномерность в окружном направлении будет иметь место во всех режимах эксплуатации. Соответственно этому будет возникать местное коробление паропровода, что может сказаться на распределении нагрузки между подвесками.

Во время другого останова энергоблока в июне 1980г. с использованием аккумулированного тепла котла каких-либо отклонений в работе паропроводов не обнаружено и поэтому результаты этого опыта здесь не приводятся.

Подводя общий итог натурным исследованиям прогрева и расхолаживания паропроводов и температурных полей, возникающих в них во время пусков и остановов, можно заключить, что в ряде случаев возможно возникновение температурной неравномерности в окружном направлении.

Величина температурных перепадов зависит от ряда факторов: температурного состояния металла паропровода, температуры и давления пара в паропроводе и его расхода. Во время пусков из холодного или неостывшего состояния температурная неравномерность в окружном направлении возникает из-за конденсации пара внутри паропровода с образованием ручья. В достаточно прогретых паропроводах, когда конденсация пара невозможна, она может появиться вследствие заброса воды в паропровод из неудовлетворительно работающих впрыскивающих устройств. В этом случае перепад температур между верхом и низом трубы может быть особенно велик.

Сопоставление теоретического решения задачи о прогреве трубы конденсирующимся паром с экспериментальными данными дало удовлетворительную сходимость и показало, что допущения, принятые при постановке исходной теоретической задачи, не исказили общий вид решения. Удовлетворительное совпадение теоретического решения с опытными данными позволяет сделать вывод о правильности выбора физической модели прогрева трубы и математической постановки задачи.

Возникающая температурная неравномерность в окружном направлении оказывает влияние на величину и распределение компенсационных напряжений и напряжений от весовой нагрузки, на что указывалось в [10, 19]. Это явление заслуживает специального изучения.

ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯРАСЧЕТНО - ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ УСЛОВИЙ РАБОТЫ ГЛАВНЫХ ПАРОПРОВОДОВ ЭНЕРГОКЯЮКОВ И ИХ УПРУГИХ ОПОР ПРИ ВОЗНИКНОВЕНИИ ТЕМПЕРАТУРНОЙ НЕРАВНОМЕРНОСТИ В ОКРУЖНОМ НАПРАВЛЕНИИ НА ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ УЧАСТКАХ4.1 Задачи исследования и краткое описание применявшейся программы расчетаВ настоящее время все главные паропроводы ТЭС рассчитываются на прочность с применением ЭВМ. Расчет складывается из ряда этапов, каждый из которых выполняется на совместное действие определенного сочетания нагружающих факторов [83]. Пружины для подвесок выбираются в ходе выполнения одного из этапов расчета в соответствии с требованиями РТМ [15].

Пока еще нет единого мнения, какие подвески лучше применять - более податливые или более жесткие. Руководящими материалами [ 15, 83, 85] рекомендуется при выборе пружин для упругих опор принимать изменение нагрузки на опору при переходе паропровода из рабочего состояния в холодное и обратно в размере Л =35$. Однако, при таком подходе к выбору пружин при введении в расчет одной и той же величины изменения нагрузки А у паропроводов различной конфигурации уровень напряжений в трассах будет различный и может оказаться не оптимальным.

Кроме того, работа упругих опор связана с конфигурацией трассы (расположением ее в пространстве) и это надо также учитывать при выборе пружин.

В настоящее время это обстоятельство в расчет не принимается. Следует также отметить, что пружины для упругих опор в настоящее время выбираются из условия статического нагружения паропровода. Между тем в процессах прогрева и расхолаживания нагрузкамежду опорами перераспределяется. Температурная неравномерность в окружном направлении, возникающая при пусках и остановах, приводит к короблению паропровода. Это, в свою очередь, влияет на распределение изгибающих и крутящих моментов в трассе [ТО]. Температурная неравномерность в окружном направлении приводит к появлению в подвесках и опорах добавочных усилий в переходных режимах.

Величина этих добавочных усилий зависит от жесткости промежуточных упругих опор: чем она больше, тем больше усилия, возникающие в результате температурных перемещений и коробления паропровода.

По характеру своего действия перепад температур Д Твн между верхом и низом паропровода на горизонтальных участках относится к циклически действующим нагружающим факторам. Соответственно, приращение нагрузки на пружинные подвески также будет происходить циклически и с той же частотой.

В результате, паропровод во время эксплуатации будет испытывать гораздо большее число циклов нагружения, чем принято считать в настоящее время.

На основании вышеизложенного сформулированы задачи исследований в данной главе диссертации.- На основании расчетного анализа выявить влияние конфигураций трасс на выбор пружин для упругих опор паропроводов.- Установить зависимость кривизны первоначально прямолинейной трубы, возникающей под действием ее коробления за счет возникновения нелинейного температурного поля в поперечном сечении с целью корректировки программы ЦКТИ [86].- Используя температурные поля, полученные во второй главе диссертации, установить степень отклонения нагрузок на упругие опоры паропровода от номинала, соответствующего прогреву паропровода при отсутствии дТ« „•л а- Выявить характер влияния жесткости пружин упругих опор на величину отклонении нагрузок на опоры.- Определить изменение амплитуды приведенных напряжений в наиболее нагруженном сечении паропровода от суммарного воздействия всех нагружающих факторов в случае прогрева при возникновенииД Тв-Д по сравнению с прогревом при отсутствии этой разности температур.

В расчетном исследовании желательно учитывать по возможности все нагружающие факторы с наибольшей точностью. Исследование желательно проводить с соблюдением точной конфигурации трассы и с учетом всех имеющихся ветвей и узловых точек. Такое исследование невозможно выполнить без применения ЭВМ. Программа расчета должна включать в себя возможность учета влияния разности температур по окружности паропровода. Из имеющихся многочисленных программ расчета паропроводных трасс на прочность вышеуказанным требованиям удовлетворяет только программа ЦКТИ [8б] для ЭВМ "Минск - 32". Для ЭВМ серии ЕС она называется "51?ЕА78ТМ ".

Данная программа [86] позволяет производить расчет трубопроводных систем с количеством участков до 55 и с числом узлов до 25.

В ходе выполнеяния полного расчета трубопроводной трассы по этой программе производится выбор пружин по МВН 049-63 или по 0Н24-3-188-67 для упругих опор и определяется величина их затяжки. Расчет напряжений осуществляется в соответствии с требованиями ОСТ [53].

Одним из основных достоинств данной программы [8б] является возможность учета коробления трубопровода из-за температурной неравномерности в окружном направлении. Это достоинство выделяет данную программу из ряда других имеющихся программ расчета с позиций настоящего исследования.

Для выделения величин напряжений от действия только одной температурной неравномерности по окружности трубы каждый расчет выполнялся дважды: с учетом температурной неравномерности и без ее учета. Разность величин напряжений, вычисляемых по этой паре расчетов, определяет действие только температурной неравномерности по сечению. Аналогичным путем определялось и приращение нагрузки на опоры.

Недостатком этой программы ЦКТИ является то, что в ней предполагается изменение температурного поля в поперечном сечении по линейному закону. Расположение температурного поля в пространстве определяется здесь углом наклона £ его оси симметрии (рис.4.1), где Тд->Т2» Угол наклона оси симметрии отсчитывается от оси местной системы координат в сторону оси Хг> до точки с минимальной температурой ^^ Расположение осей местной системы координат определяется положением рассматриваемого отрезка трубопровода в пространстве и приводится в [51, 83, 85, 86, 88].

Г50210 230 250Рис. 4.2. Расчетное (а) и измеренное (б) распределение температуры в поперечном сечении паропровода; ■ - пуск блока в феврале 1980 г.- сечение Б; А - тот же пуск -сечение Д; • - пуск блока в июне 1980 г. - сечение Б.

При нелинейном распределении температур в поперечном сечении трубы ее коробление будет происходить иначе, чем при линейном, и кривизна первоначально прямолинейного отрезка трубы будет иной. Ниже приводится вывод формулы для определения фактической кривизны трубы, возникающей при ее короблении под действием неравномерного температурного поля в поперечном сечении.

4.2 Анализ форм паропроводных трасс энергоблоков сверхкритических начальных параметровПаропроводные трассы современных энергоблоков отличаются многообразием конфигураций, зависящих от компоновки здания главного корпуса, единичной мощности блока, типа котла, вида топлива и от некоторых других факторов. Для однотипных энергоблоков формы трасс более стабильны.

Выбор конфигурации трассы производится на стадии проектирования ТЭС исходя из компоновки блока. Места установки опор согласуются с каркасом здания и с расположением металлоконструкции. После выбора конфигурации трассы и мест установки на ней опор производится расчет проектируемого паропровода на прочность, в ходе выполнения которого выбираются пружины для упругих опор.

Форма и размеры трассы оказывают влияние на величину температурных перемещений точек, где установлены упругие опоры, и на перераспределение их нагрузки при прогреве и охлаждении паропровода. От соотношения длин и ориентации горизонтальных и вертикальных участков паропровода зависит характер влияния, оказываемого на распределение нагрузки между упругими опорами короблением горизонтальных участков при появлении в них температурной неравномерности в окружном направлении.

Для обобщения результатов исследования и выявления общих закономерностей в работе упругих опор паропроводов различнойконфигурации целесообразно ввести некоторые параметры для сопоставления трасс.

Поскольку коробление трасс происходит за счет искривления горизонтальных участков, ориентированных как по оси "х", так и по оси "г", (рис.4.3-8) можно ввести два параметра сопоставления:по оси "х"Кх - ' (4.1)по оси 'V|/ сЕГ\2 - —— • (4.2)Здесь ££х - суммы длин участков, ориентированных соответственно по осям X и 2. ; X, - общая длина паропровода.

Коэффициенты К * и К 2 будем называть коэффициентами горизонтальности трассы по направлениям осей X и z. Общий коэффициент горизонтальности трассыK=Kx+Kz= EßxiEL(4*3)Паропроводные трассы современных энергоблоков являются сложно-разветвленными, особенно у блоков 500 и 800 Шт. Это объясняется наличием ответвлений на ЕРОУ, на ПСЕУ, к предохранительным клапанам и т.д. Кроме того, у мощных энергоблоков котлы имеют до 4-х выходных коллекторов пароперегревателей и при двух нитках главных паропроводов появляются две дополнительные узловые точки на трассах.

Принимая во внимание, что все эти ответвления имеют существенно меньшие диаметры и толщины стенок, чем основные магистрали, и ответвления расположены относительно главных магистралей симметрично, их влияние на самокомпенсацию температурных удлинениймагистралей и на распределение в них моментов от весовых нагрузок относительно невелико. Соответственно этому и перераспределение нагрузки между опорами и подвесками будет определяться короблением горизонтальных участков преимущественно основных магистралей.

Ввиду этого, коэффициенты горизонтальности паропроводов, как параметры формы трасс, можно определять с учетом конфигураций лишь основных магистралей пара без учета ответвлений. При расчетах коэффициентов горизонтальности трасс гибы рекомендуется условно заменять жесткими углами, а для наклонных участков находить их проекции на координатные оси.

На рис.4.3-4.8 приводятся наиболее распространенные типовые конфигурации паропроводных трасс энергоблоков мощностью 250-800 Шт.

На рис.4.3-4.4 изображены две модификации трасс главных паропроводов свежего пара и горячего промперегрева теплофикационного энергоблока с турбинами Т-250/300-240. Для простоты изображения показана лишь одна нитка паропровода, а ответвления к ПСБУ не показаны. В первой модификации (рис.4.3) трасса паропровода свежего пара выполнена с "перебросом" ниток справа налево и слева направо. Благодаря "перебросам" повышается гибкость трубопровода и снижается величина компенсационных моментов и напряжений в нем. Коэффициент горизонтальности трассы за счет этого увеличивается. Следовательно, возрастает и влияние коробления горизонтальных участков на перераспределение нагрузки между опорами. Во второй модификации (рис.4.4) повышение гибкости трассы достигается за счет применения вертикальной компенсационной петли.

На рис.4.5 приводится несколько вариантов пространственных схем паропроводов свежего пара энергоблоков 300 Шт. Первые триРис. 4.3. Трассы паропроводов энергоблока Т-250-240 ТЭЦ-21 Мосэнерго.а) паропровод свежего пара; б) пароцровод горячего промперегрева.

Рис. 4.4. Трассы паропроводов энергоблока Т-250-240 ТЭЦ-25 Мосэнерго.

Остальные обозначения как на рис. 4.3. \ счг м 6,5 V КА = 0,727 КБ = 0,743К = 0,629УхРис. 4.5. Некоторые типовые-решения трассировок паропрвоводов острого пара блоков 300 МВт. а) йриклинская ГРЭС- б) Новочвркасокая ГЙС; в) ШС-19 Лен.яерго; г) Концовекая ГРЭС.

Рис. 4.6 Схемы паропроводов горячего промперегрева энергоблоков 300 МВт. а) Ириклинская ГРЭС; б) ГРЭС-19 Ленэнер-го; в) Конаковская ГРЭС.

Рис. 4.7. Трасса паропровода свежего пара энергоблока 500 МВт Экибастузской ГРЭС.

К = 0,533Рис.4.8 Схемы паропроводов свежего пара энергоблоков 800 МВт а) Рязанская ГРЭС; б) Сургутская ГРЭС.варианта трасс выполнены без "перебросов" ниток, однако длина горизонтальных участков у них довольно значительная. Блоки 300 МВт Ириклинской ГРЭС (рис.4.5а), ГРЭС Л 19 Ленэнерг® (рис.4.56) и Конаковской ГРЭС (рис.4.5г) - газомазутные, а блоки 300 МВт Новочеркасской ГРЭС работают на твердом топливе. Энергоблоки 300 МВт Новочеркасской и Конаковской ГРЭС являются дубльблоками, а блоки той же мощности Ириклинской ГРЭС и ГРЭС № 19 Ленэнерго являются моноблоками.

Особенно большую дану имеют горизонтальные участки паропровода свежего пара моноблока 300 МВт Ириклинской ГРЭС. Этот паропровод имеет только один вертикальный участок. В отличие от него трасса паропровода свежего пара блока 300 МВт ГРЭС № 19 Ленэнерго (рис.4.56) имеет два вертикальных участка. Трасса паропровода свежего пара дубльблока 300 МВт Новочеркасской ГРЭС (рис.4.5в) для повышения гибкости имеет горизонтальную компенсационную петлю.

В отличие от паропроводов моноблочной структуры трасса газомазутного дубльблока Конаковской ГРЭС имеет "переброс" ниток для выравнивания параметров пара. На рис.4.5 г изображены две нитки ("А" и "В"), паропроводов свежего пара дубльблока 300 МВт Конаковской ГРЭС. Здесь нитка "А" имеет "переброс" справа налево, а у нитки "В" такой переброс отсутствует. Соответственно длина горизонтальных участков у нитки "А" больше.

На рис.4.6 изображены схемы паропроводов "горячего" пром-перегрева энергоблоков 300 Шт. Эти трассы как и трассы паропроводов энергоблоков 250 МВт, выполнены с "перебросами" и имеют горизонтальные участки значительной длины.

Трасса паропровода свежего пара энергоблока мощностью 500 МВт (рис.4.7) существенно отличается от вышеописанных трасс блоков 250 и 300 Шт. Котлоагрегат имеет четыре выходных коллектора пароперегревателя и от каждого пар отводится по трубе диаметром 325 х60 мм. Затем эти трубопроводы попарно объединяются в две общие магистрали диаметром 426 х 60 мм. На рис.4.7 показана лишь одна общая магистраль и дЕе подводящие к ней трубы от коллекторов пароперегревателей с одной половины котла. Общий паропровод (каждая его нитка) имеет вертикальные и горизонтальные участки значительной длины. Этот паропровод присоединяется к блоку клапанов турбины, состоящему из стопорного и двух регулирующих клапанов.

Схема паропроводов свежего пара энергоблоков мощностью 800 МВт применительно к блокам Рязанской и Сургутской ГРЭС на газомазутном топливе изображены на рис.4.8. На схеме показана одна из двух ниток паропровода диаметром 465 х 75 мм (Рязанская ГРЭС) и одна из двух ниток паропровода свежего пара Сургутской ГРЭС такого же диаметра. Паропроводы имеют значительные вертикальные, а также наклонные участки и выполнены без "переброса" ниток. Поскольку расположение турбин в машинном зале здесь продольное, нитки паропроводов свежего пара не вполне симметричны. Значения коэффициентов горизонтальности рассмотренных паропроводных трасс приведены на рис.4.3-4.8.

Из сопоставления коэффициентов горизонтальности рассмотренных трасс можно заключить, что их значения находятся в пределах от 0,533 (свежий пар моноблока 800 МВт) до 0,782 (свежий пар блока 250 МВт на ТЭЦ). Среднее значение коэффициента горизонтальности ддя паропроводов свежего пара составляет Кпе =0,613, а для "горячего" промперегрева Кгпп=0,717. Среднее значение коэффициента горизонтальности по всем рассмотренным трассам равно К=0,703.

Сопоставление коэффициентов горизонтальности для блоков различной единичной мощности показывает, что с ростом мощности блока коэффициент горизонтальности трассы уменьшается. Это объяснявтся ростом высоты котлов при сохранении приблизительно прежнего расстояния по горизонтали между котлами и турбинами.

Использование коэффициентов горизонтальности паропроводных трасс позволяет обобщить результаты исследования влияния различных факторов на работу упругих опор паропроводов (температурная неравномерность в окружном направлении на горизонтальных участках, самокомпвнсация температурных удлинений, весовая нагрузка, жесткость пружин у подвесок и др.).

4.3 Методика выбора пружин для упругих опор паропроводов с учетом конфигурации трассВ настоящее время применяются два способа выбора пружин для упругих опор паропроводов: прямой и непрямой [15, 49, 51]. При прямом способе предусматривается оценка правильности выбора опор путем непосредственного анализа результатов расчета паропровода для холодного состояния. Если усилия и напряжение, воздействующие на оборудование, не выходят за пределы допустимых значений, считается, что опоры выбраны правильно. При непрямом способе опоры подбираются из условия заданного небольшого изменения на них нагрузки д при переходе паропровода из рабочего состояния в холодное и обратно. Считается, что если величина.д небольшая, то усилия и напряжения в паропроводе от весовой нагрузки в холодном состоянии будут находиться в приемлемых границах [15].

Оба способа выбора упругих опор подробно описаны в [49, 51}.' Следует заметить,, что непрямой способ выбора пружин реализован в программах расчета трубопроводов на прочность, разработанныхЦКТИ, и, в частности, в программе [86, 8б] »которой пользовался в своих исследованиях автор диссертации.

При проведении расчетов по программам ЦКТИ необходимо вводить в расчет величину Л которую рекомендуется принимать равной 35$ [15]. Однако, в [15] отсутствуют какие-либо рекомендации по выбору этой величины.

Как показывает анализ результатов расчетов паропроводов на прочность с выбором упругих опор (табл. П.2.5-П.2.9 ), чем больше принимается в расчете величина д тем более жесткие пружины выбираются в результате расчета и тем больше действующие в паропроводе напряжения.

На рис.4.9 приводятся графики величины максимальной амплитуды действующих в паропроводе напряжений в зависимости от значения вводимого в расчет, для паропроводных трасс различной конфигурации. Расчетный анализ проводился для паропроводов свежего пара и горячего промперегрева, изображенных на рис.П.3.1--П.3.6 Приложения 3. Конфигурации трасс учитывались при помощи коэффициента горизонтальности "К", определяемого в соответствии с выражением (4.3). Значения коэффициента "К" соответствующей трассы приведены на рис.4.9.

Как видно из рис.4.9, на величину максимального напряжения в паропроводе оказывает влияние как величина д так и конфигурация трассы, характеризуемая значением коэффициента'Горизонтальности. На основании результатов данного расчетного исследования была получена зависимость величины изменения нагрузки на опоры и подвески д от двух параметров: от величины максимальной амплитуды действующих в паропроводе напряжений и от коэффициента горизонтальности К. Зависимость Д=<^(К,б'а.) представлена в виде полинома второй степени, имеющего вид:Л = ао + ахК + е^<Эа.+ адК2 + а4 (Та? + а5К(9"а- (4.4)где а^;, а£,. 85 - коэффициенты полинома.

Определение коэффициентов полинома производилось по методу на'Клг 6а., Ша ф- К=0,719 Д- К=0,523 Х - К=0,664 1 10 20 30 40 50 60Рис. 4.9 Зависимость изменения амплитуды напряжения от изменения нагрузки на опоры при переходе паропровода из холодного состояния в рабочее и коэффициента горизонтальности для различных паропроводов.кменыпих квадратов. В результате обработки данных расчетного исследования было получено:- а0 = -525,475; aj s 126,353;а2 = 6,518; а3 = -120,578;а4 в -Ю,01899; а5 = 0,0253.

В результате полином (4.4) может быть записан окончательно в следующем виде:Д = -525,5 + 126,4 К + 6,52 &а. - 120,6 К2 - 0,019<эД 0,025Кбк.(4.5)Здесь величина К выражена в долях единицы, а 6а.- в МПа. Пользуясь выражением (4.5), можно, задаваясь значением максимальной амплитуды напряжений 61 при переходе паропровода из холодного в рабочее состояние и обратно, для паропровода данной конфигурации, определяющейся величиной коэффициента горизонтальности К, найти необходимую величину Д вводимую в расчет паропровода.

По выражению (4.5) была рассчитана зависимость вида для различных значений максимальной амплитуды напряжений при переходе паропровода из холодного состояния в рабочее и обратно. Эта зависимость в виде совокупности кривых приводится на рис 4.10.

4.4 Определение кривизны первоначально прямолинейного отрезка трубы под действием неравномерного температурного поля в его поперечном сеченииКак указывалось выше, существующая программа расчета трубопроводов на прочность [88] позволяет учитывать действие температурного перепада по сечению трубы. В работе ЦКТИ [8б] показано, что если принимать для расчета разность температур между верхом и низом трубы, равную Л Твн=ТмакС-Тшн• г*е тмакс и Тмин6050 4030 2010 00,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9Рис, 4.10 Зависимость изменения нагрузки на опоры А от коэффициента горизонтальности трассы К для различных значений максимальных амплитуд напряжений, действующих в паропроводе.д,% 160 -1— Д90 J 170 200 / Твс^ АЧ — 140 130 61 = 120 МПа К ^- максимальная и минимальная температуры, то расчет выполняется с ошибкой в безопасную сторону.

Однако, при таком подходе авторы [8б] не учитывали изменение температурного поля по толщине стенки трубы, что допустимо, в определенных пределах, только доя тонкостенных труб, например для паропроводов свежего пара АЗС или паропроводов горячего пром-перегрева ТЭС. Для толстостенных паропроводов это изменение температурных полей по толщине стенки учитывать необходимо, поскольку температурные поля на внутренней и наружной поверхностях трубы существенно различаются (см.гл.2).

Рассмотрим элемент отрезка трубы длинойс!6(рис.4.Па) в поперечном сечении которого имеется неравномерное температурное поле. Это температурное поле вызывает искривление отрезка трубы (рис.4.116).

Для упрощения Еывода полагаем, что ось симметрии температурного поля совпадает с вертикальной осью симметрии поперечного сечения отрезка трубы и температура верха трубы больше, чем низа. Будем также полагать, что начальная температура металла отрезка трубы равна нулю.

Линейная деформация элемента отрезка трубы складывается из его температурного удлинения и удлинения, вызванного возникающим в элементе аксиальным температурным напряжением.

Подставляя в (4.12) выражение (4.10) и учитывая (4.17), запишем выражение для изгибающего момента, действующего в элементарном отрезке трубыгкГн ЛМиз = Ef//[Т(Г,Г)-Тср]ГЛС0$Рс1гс1!Р + Ш/. (4.18)«с, 0 г0Для определения интенсивности поворота сечения конца элементарного отрезка трубы относительно его начала, или, что то же самое, кривизны его изогнутой оси между двумя смежными сечениями, воспользуемся дифференциальным уравнением изогнутой оси трубы (балки) [V] :1 ¿Г - Ми,Подставляя выражение (4.18) для момента Мч$в (4.19) и учитывая, что второй интеграл в выражении (4.18) представляет собойэкваториальный момент инерции поперечного сечения трубы, получим:гх л¡¡[^)Тср]/с0ЬЧ>с}Г(1<Р. (4.20)0 ^оВыражение (4.20) представляет собой интенсивность поворота сечения конца элемента трубы длиной относительно его начала (кривизну участка изогнутой оси трубы между двумя смежными сечениями) при нелинейном температурном поле в поперечном сечении трубы.

При произвольной ориентации нелинейного температурного поля в поперечном сечении трубы будем определять ее углом наклона оси симметрии температурного поля относительно оси Яр аналогично тому, как это делается в [8б] (рис.4.12).

В таком случае интенсивность поворотов конца прямолинейного отрезка трубы, спроектированные на оси координат Хр и ^ определятся следующим образом:¡[ЩУ-ТсрЗАОЗРС)^ (4.21:о г0 ¿Я Л(4.22!¡¡1 = {мз£Ц[ Тй Р)Тср] ^соэ-у dfdlP.

О ДВ случае линейного распределения температуры в поперечном сечении трубы (рис.4.1) в [51, 8б] приводятся выражения, позволяющие определить интенсивность поворотов прямолинейного отрезка. Например, для прямолинейного отрезка выражение (4.21) в [51] записано следующим образом:61Г Ш-Ъ) „тс--' (4.23.где ^ и максимальная и минимальная температуры металла в поперечном сечении трубы.

Автором был выполнен расчет величин коэффициента нелинейности для труб с различными значениями При расчетах коэффициента нелинейности использовались температурные поля, полученные во второй главе. Величина коэффициента нелинейности %нл в зависимости от числа Фурье Ро для труб с различными значениями £> о приведена на рис.4.13.

4.5 Методика проведения расчетного анализа по программе ЦКТИ и выбор исходной информации для расчетаРаспределение температур в окружном направлении паропроводной трубы на горизонтальных участках зависит от ряда факторов: от ее геометрической характеристики и/Ро от толщиныпленки конденсата $>пл.от глубины ручья, определяемой утлом затопления fp и от температуры на поверхностях пленки и ручья, соприкасающихся с греющей средой.

1.00,750,50,250кнл 1,8\ ч2,0 4 1,4 «0^585 Л=1.2 Ро10"5 Ю25 10-1 25 10о 25 Ю1Рис. 4.13 Изменение коэффициента нелинейности %нл в зависимости от безразмерного времени Ро для труб с различным (?>о.со <х»Существенное влияние на величину температурной неравномерности в сечении трубы оказывает угол затопления ручья Ур. В зависимости от величины изменяется характер зависимости температурного перепада в трубе лд от безразмерного времени и его максимальное значение (рис.2.15). При уменьшении ^.графики распределения температур в поперечных сечениях труб становятся более пологими, а с увеличением ¥Р наблюдается резкое увеличение температурной неравномерности в округлом направлении, что существенно сказывается на работе пружинных опор.

Перепад температур между верхом и низом трубы д Твн помимо прочего, зависит от давления греющего пара Р.

В соответствии с определением величины безразмерной температуры 0 = Т/ Тмлке »перепад температур между верхом и низом трубы гложет быть определен по формулелт = л8'тпакс. С4.26)Здесь дВидТ - значения безразмерного и размерного перепадов температур в стенке; Тмако- максимальное значение температуры на внутренней поверхности пленки и ручья. Значения лВ определялись из графиков, приведенных на рис.2.12.

При теоретическом решении задачи прогрева трубы принималось условие, что температура на внутренней поверхности пленки и ручья равна температуре насыщения греющего пара, которая остается неизменной в течении всего времени прогрева, т.е. в данном случае^мако^нао' же на(Злкщалось и в опытах пусков энергоблока из различных исходных тепловых состояний, приведенных в третьей главе.

Таким образом, можно принять, что на начальном этапе прогрева паропроводов, когда возможна конденсация пара, давление в паропроводе изменяется незначительно и этим изменением можно пренебречь. Поскольку давление определяет температуру насыщения пара, в соответствии с (4.26)его значение будет определять и величину температурного перепада. Чем выше давление в паропроводе, тем выше температура насыщения и тем больше величина температурного перепада.

Одним из важных факторов, определяющих работу упругих опор, является абсолютное значение температуры стенки паропровода. От него зависят температурные перемещения паропроводов, в частности, и в местах установки опор. В данном исследовании принималось, что температура, вызывающая удлинение оси паропровода, равна полусумме температур верха и низа трубы. Если принять, что в холодном состоянии температура паропровода во всех сечениях и по длине одинакова и равна Тхол, тогда температура металла при его прогреве в данный момент времени может быть найдена по формуле:тм — (Тнас-Тхол)+Тхол (4.27)а перепад температур между верхом и низом трубыЛТв-н =АТэкв = Ав(Тндс-Тхол). (4.28)Здесь - текущие значения безразмерных температур верха иниза трубы; А9 = В<-Вг ; кил = АТэка/(?4-Тл).

Значения &нл могут быть определены по рис.4.13.

При проведении расчетного анализа учитывалось, что трубы с менышм внутренним диаметром при одном и том же значении ^прогреваются быстрее.

Это нашло свое отражение при определении расчетных температурных перепадов л ТБН и температур нагрева металла Тм (табл. П.2.1-П.2.4). Значения угла £ определяющего положение температурного поля в поперечном сечении отрезка трубы, задавались таким образом, чтобы температура верха трубы была больше температуры ее низа.

При проведении расчетов величина Тм принималась в каждый момент времени одинаковой для всех участков трассы независимо от типоразмера труб, из которых они выполнены. Перепад температур между верхом и низом трубы задавался только для горизонтальных участков и принимался доя всех горизонтальных участков для труб данного типоразмера и для данного момента времени одинаковым. Это соответствует условию наибольшего коробления трассы и, следовательно, наименее благоприятному случаю с точки зрения работы пружинных опор и подвесок, т.е. обеспечивает запас по прочности.

Расчетный анализ производился для паропроводов свежего пара и горячего промперегрева энергоблоков с турбинами Т-250/300-240 ТЭЦ № 21 и ТЭЦ й 25 Мосэнерго, для энергоблока с турбиной К-300-240 Ириклияской ГРЭС, для блока с турбиной К-500-240 Эки-бастузской ГРЭС и для газомазутного блока с турбиной К-800-240 Рязанской ГРЭС. Расчетные схемы трасс с указанием мест установки упругих опор и подвесок приведены в Приложении 2 (рис.П.2.1--П.2.6).

Расчеты для паропровода свежего пара моноблока 300 МВт Ириклияской ГРЭС проводились в наибольшем числе вариантов, поскольку на этом паропроводе одновременно проводилась серия экспериментов по изучению условий работы упругих опор в переходных режимах с помощью специальной разработанной автором аппаратуры (см.гл. 5), а также проводилась обширная термометрия паропровода.

При проведении расчетного анализа выявлялись общие закономерности в работе упругих опор при наличии коробления паропровода. Предложенная ниже методика оценки работоспособности паропроводов и их упругих опор, учитывающая действие перепада температур ДТВН, позволяет проводить подобные расчеты для любого паропровода при наличии программы ЦКТИ [8б] или аналогичной ей.

Необходимая исходная информация для расчета подготавливалась в соответствии с требованиями работы с программой [86, 88]. Основные исходные данные для проведения расчетного анализа приведены в табл.4.1.

Для определения нагрузок на упругие опоры расчеты проводились по Ш этапу полного расчета трубопроводов на прочность 83 для каждого момента времени Ро, приведенного в табл. П.2.1-П.2-4 Приложения 2. Поскольку в расчет вводилась температура нагрева, равная Тн=Траб-Тм, величины напряжений и нагрузок на подвески и опоры, определяемые в ходе выполнения Ш этапа расчета для холодного состояния, соответствовали их значениям в данный момент времени при заданных Тм и ДТВН. Как уже говорилось, для каждого момента времени расчеты выполнялись дважды - с учетом ДТ^ В—г!и без учета.

Очевидно, с уменьшением величины А при заданных вертикальных температурных перемещениях трассы жескостъ упругих опор также должна уменьшаться. Задаваясь различными значениями величины д производился выбор пружинных подвесок и опор с различной жесткостью. Этим был охвачен весь возможный диапазон применяемых пружин. При А < 20$ пружины будут выбираться излишне податливыми, а приД>50$ - излишне жесткими. Результаты выбора пружин для упругих опор паропроводов свежего пара и горячего промпере-грева с помощью ЭВМ приведены в Приложении 2 (табл.П.2.5-П.2,9). Из этих таблиц видно, что с увеличением л жесткость упругих опор увеличивается как за счет выбора более жестких пружин, так и за счет уменьшения числа последовательных пружин в пружинных цепях.

При изучении влияния жесткостей упругих опор на напряженное состояние паропроводов свежего пара Ириклинской ГРЭС (рис.П.2.2) серия расчетов для этих паропроводов по Ш-му этапу выполнялась троекратно для Д =20,35 и 50$ с исходной информацией, приведенной в табл. П.2.1 и П.2.9 Приложения 2,Эти данные использовались в расчетном анализе, результаты которого приводятся ниже.

Из этих рисунков видно, что температурная неравномерность в окружном направлении оказывает существенное влияние на работу упругих опор и подвесок. Если прогрев паропровода происходит без возникновения температурной неравномерности в окружном направлении, изменение нагрузки на опоры происходит достаточно плавно (пунктирные линии на рис.4.14-4.18). Наличие перепада температур ДТВН резко меняет характер изменения нагрузки. Это связано с тем, что появление температурной неравномерности в окружном направлении приводит к короблению горизонтальных участков паропроводов, что немедленно сказывается на работе упругих опор. Эта взаимосвязь между возникающим перепадом температур дТвн и нагрузкой на опоры хорошо видна на рис.4.14-4.18. С увеличением Д Твн коробление паропровода усиливается, в результате этого растут дополнительные усилия, воспринимаемые упругими опорами. Нагрузка на них начинает перераспределяться: у одних опор она увеличивается, у других - уменьшается.

У паропроводов, состоящих из труб различного диаметра, максимум восприятия дополнительных нагрузок упругими опорами сдвинут во времени. Поскольку участки паропровода, выполненные из труб меньшего диаметра, прогреваются быстрее, на этих участках перепад температур Д Твн быстрее достигает своего максимального значения. Поэтому нагрузка на упругие опоры, установленные на этих участках (Ш 14, 18-рис.П.2.8; Ш 17, 74-рис.4.17 и й 12 рис.4.15), достигает максимума раньше.

В то же время нагрузка на опоры, установленные на участкахиз труб большого диаметра, продолжает возрастать, поскольку температурный перепад д Твн здесь продолжает увеличиваться (рис. 4.14-4.17).

Например, у паропровода острого пара энергоблока 800 МВт (рис.П.2.4), состоящего из труб с наружным диаметром 194, 245 и 475 мм, можно заметить, что вначале интенсивно нагружаются упругие опоры )&№ 17 и 74 (рис.4.17) на отводе среды к ПСЕУСН диаметром 194 мм. Остальные опоры на этом отводе также нагружаются или разгружаются.

При достижении максимума А Твн у трубы диаметром 245 мм становится максимальной нагрузка на упругие опоры, установленные на этом участке паропроводной трассы (опоры Ж 48, 51 и 52). Затем достигает максимума нагрузка на опоры участков диаметром 475 мм.

По мере снижения температурного перепада л Твн после прохождения максимума (или минимума) нагрузка на упругие опоры начинает уменьшаться и стремится к значению, которое она должна иметь при отсутствии ДТВН.

Для паропровода, выполненного из труб одного типоразмера, например, для паропровода "горячего" промперегрева блока К-300--240 диаметром 630 х 25 мм (рис.4.18), максимум или минимум восприятия нагрузки упругими.0порами совпадает с максимумом перепада температур д Твн.

Расчетное исследование показывает,что наибольшее изменение нагрузки на опоры в результате коробления паропровода происходит на подвесках, расположенных на длинных горизонтальных участках трассы (рис.П.2.1-П.2.6). Это объясняется тем, что чем длиннее горизонтальный участок паропровода, тем в большей степени он подвержен короблению от перепада температур между верхом и низом трубы. Перераспределение нагрузки между опорами здесь имеет наиболее сложный характер.

Например, для момента времени Го =0,27 нагрузка на подвеску 18 паропровода острого пара моноблока 300 МВт Ириклинской ГРЭС (рис.4.15) составила 62210Н при допустимой нагрузке =6840СН, т.е. почти достигла предельно-допустимой величины, а на подвеску Дз 19 - 45860 Н (при допустимой нагрузке £¿=68400 Ю. Подвеска № 17 в это же время наоборот разгружалась и ее нагру зка составила 27100 Н.

Наиболее значительное изменение нагрузки происходит у подвесок, расположенных в середине длинных горизонтальных участков паропроводов (например 2 и 5 на рис.П.2.1, Ш 17 и 18 на рис. П.2.2). Изменение нагрузки на подвесках, расположенных близко к неподвижным опорам (например 19 на рис.П.2.2) или близко к вертикальному участку (Ш 10 и 13) намного меньше. Это характерно и для других паропроводов.

Одновременно, возникновение температурной неравномерности в окружном направлении горизонтальных участков паропроводов оказывает сравнительно небольшое влияние на перераспределение нагрузки у подвесок, расположенных на вертикальных участках трасс.

Например, для момента времени, когда перераспределение нагрузки между опорами максимально, приращение нагрузки на упругую опору $ 18 за счет коробления трассы составляет 21500 Н, а на подвеску $ 5, располох-сенную на вертикальном участке, всего 1400 Н (рис.4.15).

28000200001400080002000V. А =20% А =35% \ -- 1 бои » и Д =50% А =35% А =20% 9 А=50% А Р20^ 17 А $<г * И\ *\ Д=35^ Д =20$ УА=50% ,А=35% 12 Го) ■ 0,2 0,4 С ,6 0,8 I 1400080002000Рис. 4.20. Изменение нагрузки на подвески паропровода отвода на ПС1У (участок 1-4 Рис, П.3.2) в зависимости от FO для различных значений Л Остальные обозначения как на рис. 4.151рактеризует жесткость упругих опор, установленных на паропроводе. Чем больше заданная для расчета паропровода величина ^ тем ■ более жесткие пружины для упругих опор выбираются на ЭВМ.

Принимая в расчетах паропроводов на прочность различные значения величины А и обеспечивая тем самым выбор на ЭВМ опор с различными значениями жесткости, можно оценить влияние жесткости упругих опор на их работу при наличии коробления горизонтальных участков паропроводов.

Из рис.4.19 видно, что приращение нагрузки на опоры за счет воздействия разности температур л Тв„н более существенно при выбранных более жестких упругих опорах (при Д =50%). Более податливые подвески реагируют меньше на коробление паропровода. Например для момента времени Го=0,27 разница величин подгруже-ния между жесткими (при Л =50$) и податливыми (при Д =20$) подвесками составляет: для подвески № 13 - 6600 Н, для подвески № 17 - 6800 Н, для подвески № 18 - 2400 Н и для подвески Л 19 -- 1400 Н. Аналогичная картина наблюдалась и для подвесок трубопровода среды на ПСБУ.

Следует'заметить, что РТМ [15] рекомендует производить выбор пружин для подвесок, задаваясь величиной Д =35$, объясняя это тем, что применение излишне податливых опор приводит к перерасходу металла на пружиньГи затрудняет"их размещение и монтаж.

Полученные результаты свидетельствуют о том, что при выборе пружин для подвесок надо, по возможности стремиться к уменьшению их жесткости, т.е. производить их выбор на ЭВМ при меньших значениях Д например при Д =20$. Хотя это и приводит к удорожанию подвесок, однако при этом повышается надежность работы паропровода в целом. Подробнее это будет рассмотрено в разделе 4.7 этой главы диссертации.

Здесь хорошо видно, что характер изменения нагрузки на упругие опоры определяется характером изменения перепада температур Д Тв-Н. С уменьшением угла затопления ручья величина коробления трубы уменьшается, следовательно, снижаются и величины дополнительных нагрузок, воспринимаемых упругими опорами - нагрузка между ними распределяется более равномерно. Поэтому для уменьшения влияния температурной неравномерности в окружном направлении на нагрузку упругих опор надо в первую очередь стремиться к уменьшению глубины ручья, т.е. к ведению такого режима прогрева паропровода, когда количество образующегося в нем при прогреве конденсата минимально. Это может быть достигнуто, если прогрев паропровода осуществлять паром пониженных параметров.

В то же время, уменьшение давления греющей среды в паропроводе само по себе ведет к уменьшению температуры насыщения греющего пара, а, следовательно, и к снижению температурной неравномерности в окружном направлении, как это следует из выражения (4.28).

56000500004400038000АТ,6030.о.

При сопоставлении результатов расчетов, приведенных на рис. 4.21 и 4.22 между собой можно отметить, что изменение нагрузки на опоры в большей степени зависит от утла затопления ручья Фр и в меньшей степени от давления греющего пара Р. Это объясняется тем, что перепад температур по окружности трубы в большей степени зависит от и в меньшей степени от температуры насыщения, определяемой давлением Р пара.

Проведенный расчетный анализ паропроводов показал, что нагрузка на упругие опоры изменяется в процессе эксплуатации циклически в соответствии с изменение разности температур дТ&-н между верхом и низом на горизонтальных участках. Наибольшее изменение нагрузки примерно соответствует максимальному значению температурной неравномерности в окружном направлении. По мере прогрева паропровода и снижения величины аТ&-н распределение нагрузки между опорами стремится к нормальному состоянию, соответствующему равномерно прогретому рабочему состоянию паропровода.

Напряженное состояние паропровода определяется сочетанием нагружающих факторов для данного момента времени. Одним из них является температурная неравномерность в окружном направлении, возникающая в основном в периоды пусков и остановов энергоблоков. Для оценки надежности паропроводов в пусковых и остановочных режимах требуется проверка металла на циклическую прочность с учетом всех нагружающих факторов циклического характера.

Число циклов нагружения за счет возникающей аТв-н в ряде случаев может быть существенно больше, чем количество циклов, обусловленных основными состояниями оборудования пуск-работа-останов-стоянка и это необходимо учитывать при проверке металла на циклическую прочность.

4.7. Влияние температурной неравномерности в окружном направлении паропровода на его циклическую прочностьВ настоящее время при оценке прочности металла энергооборудования принято учитывать лишь основные циклы нагружения "пуск-работа-останов-стоянка", связанные с основными его состояниями [3, 81-83].

Расчеты на циклическую прочность являются поверочными и выполняются после выбора основных размеров и конструктивных характеристик оборудования с учетом, по возможности, всех нагружающих факторов и всех возможных состояний оборудования.

При расчетах на циклическую прочность паропроводов ТЭС до сих пор согласно РТМ [82] учитывались температурные напряжения только от радиальной разности температур при осесимметричном температурном поле в трубе. Здесь впервые при расчетах паропроводов учитывается в качестве дополнительного нагружающего фактора температурная неравномерность в окружном направлении на горизонтальных участках паропроводов.

На рис.4.23 показаны условные циклы нагружения паропровода в случае общепринятого цикла "пуск-работа-останов-стоянка" без учета (рис.4.23а) и с учетом (рис.236) возникновения температурной неравномерности в окружном направлении в период пуска. Как видно из рис.4.236, вследствие влияния температурной неравномерности в окружном направлении число циклов нагружения металла за срок его службы возрастает по крайней мере вдвое, если температурная неравномерность лТб-н появляется при пуске однократно. Экспериментально установлено, что температурная неравномерность в окружном направлении паропровода может возникать при пусках энергоблока неоднократно. Она появляется и в достаточно прогретом паропроводе в случае заброса в паропровод воды из впрыскиваюоРис.4.23. Условные циклы нагружения паропроводов: а) без учета возникновения температурной неравномерности в окружном направлении; б) при её возникновении, I - этап прогрева; П - стационарный режим работы; Ш - расхолаживание; 1У - стоянка.щих устройств.

Таким образом, реальное количество циклов нагружения паропровода оказывается существенно больше, чем принято считать в настоящее время.

Ниже приводится анализ циклической прочности паропроводов с учетом возникновения температурной неравномерности в окружном направлении на горизонтальных участках. При проведении расчетов учитывались изменения напряжений от внутреннего давления, от самокомпенсации температурных удлинений и от весовой нагрузки паропровода, а также, от перепадов температур дТд-н (табл.П.2.1-■П.2.4).

На рис.4.24 приведено изменение напряжений во времени в наиболее нагруженном сечении для паропроводных трасс различной. конфигурации с учетом действия всех нагружающих факторов, включая перепад температур дТв-н » а также кривые изменения лТа-н во времени. При построении графиков здесь и далее условно принималось, что напряжения в холодном состоянии паропровода равны нулю. На этом же рисунке для сравнения приведено изменение уровня напряжений в наиболее нагруженном сечении паропроводной трассы энергоблока 300 МВт (пунктирная линия).

Как видно из рис.4.24 температурная неравномерность по окружности трубы оказывает воздействие на уровень напряжений: напряжения увеличиваются по мере увеличения перепада температур Л?в-и » а после прохождения своего максимума, примерно совпадающего с максимумом температурного перепада, уменьшаются.

Так, например, величина амплитуды напряжений в дополнительном цикле (при воздействии АТв-н ) составляет для паропровода энергоблока 300 МВт бХ =110,8 МПа, а в основном цикле на-гружения "пуск-работа-останов-стоянка" (Э*. =133,3 МПа. Таким образом, величина амплитуда напряжений в дополнительном цикле сопоставима по величине с амплитудой напряжений в основном цикле.

На рис.4.26 показано изменение во времени уровня напряжений •в зависимости от режимного параметра - давления в паропроводе.

Таким образом, для уменьшения уровня напряжений необходимо стремиться к уменьшению трех величин - жесткостей пружин на упругих опорах, определяемых величиной А угла затопления и величины давления греющей среды.

Для оценки влияния только одного температурного перепада по окружности трубы выделены напряжения только от действия дТа-н путем сопоставления пары расчетов (см.раздел 4.6). Результаты этого сопоставления приводятся ниже.

На рис.4.29 показано изменение той же величины О в зависимости от Ро при А =35$ и Р =2,0 Ша, но уже как как функция угла затопления .Из этого рисунка видно, чтоАТоказывает существенное влияние на характер и величину ОС увеличением Фр наблюдается более пикообразный характеризменения напряжений и их уровень значительно выше.г^ лТВо всех случаях максимальное значение О приходится на максимум температурного перепада А Те>-н. Это логично, так как величина напряжений связана с короблением паропровода, а при увеличении А*? ь-н оно больше.

Таким образом, подводя итог расчетным исследованиям, можно отметить, что температурная неравномерность в окружном направлении оказывает существенное влияние на распределение нагрузки между упругими опорами и на напряженное состояние паропровода.

Рис. 4,28 Изменение приращения уровня напряжений от действия только д Тв-Н во времени в зависимости от величины давления Р при Л = 35% и 40?ОЛб1МПа1,0Рис. 4.29. Изменение приращения уровня напряжений в паропроводной трассе во времени за счет разности температур "верх-низ" в зависимости от угла затопления ^р при Р^2,0 МПа, А =35$.

Величины приращения нагрузок и напряжений зависят от жесткости установленных на паропроводе упругих опор, давления греющего пара и глубины ручья, характеризуемого параметром ¥Р.

Расчетным анализом установлено, что при равном перепаде температур ¿X Та-н нагрузка на упругие опоры и амплитуда напряжений в цикле возникновения температурной неравномерности в окружном направлении тем больше, чем более жесткие опоры установлены на паропроводе. Поэтому для снижения амплитуды напряжений необходимо применять более податливые опоры и прогрев паропровода осуществлять паром пониженных параметров.

Заключение диссертации по теме «Тепловые электрические станции, их энергетические системы и агрегаты», Зайцев, Алексей Николаевич

вывода

1. Методом электротепловой аналогии получено решение задачи нестационарной теплопроводности применительно к прогреву паропроводов ТЭС паром с образованием пленки конденсата и ручья при граничных условиях 1У рода на внутренней поверхности трубы. Оно имеет удовлетворительную сходимость с данными натурных измерений на паропроводах энергоблоков как по характеру кривых, так и по времени, что свидетельствует о правильности выбора физической и математической моделей прогрева трубы. Сходимость теоретического решения автора с данными экспериментов значительно лучше, чем сходимость ранее полученного в МЭИ решения подобной задачи при граничном условии Ш рода да внутренней поверхности трубы с результатами этих же опытов.

2. Проведен анализ форм паропроводных трасс современных энергоблоков 250-800 МВт и выбран критерий для сопоставления паропроводов по характеру влияния температурной неравномерности, возникающей да горизонтальных участках, на работу упругих опор. В качестве критерия предлагается коэффициент горизонтальности паропровода, величина которого для паропроводов современных энергоблоков находится в пределах от 0,55 до 0,78.

3. На основании расчетного анализа получена зависимость, позволяющая определять величину изменения нагрузки на упругие опоры в зависимости от коэффициента горизонтальности с заданной максимальной амплитудой напряжений в трассе.

4. Получена аналитическая зависимость, позволяющая определить кривизну первоначально прямолинейного отрезка трубы при возникновении в его поперечном сечении нелинейного температурного поля. На основании этой зависимости получен поправочный коэффициент к программе ЦКТИ, который позволяет учитывать нелинейность температурного поля в поперечном сечении трубы при проведении расчетов паропроводов на прочность с учетом действия температурной неравномерности в окружном направлении .

5. Расчетно-теоретический анализ паропроводных трасс энергоблоков с помощью ЭВМ по программе ЦК1И с поправкой на нелинейность температурного поля в поперечном сечении труб показал, что величина прироста нагрузки на упругие опоры зависит от температурного перепада по окружности трубы и от жесткости пружин упругих опор, а характер изменения нагрузки во времени аналогичен характеру изменения во времени температурного перепада.

6. При периодическом появлении температурной неравномерности в окружном направлении трубы возникает дополнительный цикл нагружения паропровода, вызванный ее действием, что приводит к увеличению общего числа циклов нагружения за расчетный срок эксплуатации. Амплитуда напряжений в дополнительном цикле определяется величиной перепада температур между верхом и низом паропровода и жесткостью его упругих опор, для уменьшения которой необходимо применять более податливые упругие опоры и проводить прогрев паропровода ступенчатым повышением давления греющего пара.

7. Разработаны специальный универсальный датчик перемещений для дистанционного замера прогибов пружин упругих опор паропроводов и схема его включения в измерительную цепь.

Установка постоянных датчиков перемещений на упругих опорах паропроводов позволяет организовать непрерывный контроль за работой опор в поцессе эксплуатации, а также при пусках и остановах энергоблоков.

Использование датчиков на упругих опорах облегчает также монтажно-ремонтную регулировку их пружин. В условиях действующей электростанции с помощью датчиков перемещений получены данные • о работе упругих опор в периоды пусков и остановов энергоблока. Экспериментально установлено, что температурная неравномерность в окружном направлении приводит к увеличению нагрузки на упругие опоры вплоть до посадки витков у их пружин. Для повышения надежности работы упругих опор паропроводов рекомендуется при расчетном выборе упругих опор принимать повышенное значение коэффициента запаса по нагрузке.

Экономический эффект от внедрения результатов выполненного исследования на электростанциях с блоками 300 МВт составляет 21 тыс. рублей в год на один энергоблок.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Зайцев, Алексей Николаевич, 1984 год

1. Анализ работы энергетических блоков мощностью 150-1200 МВт за 1982 год. М., Союзтехэнерго, 1982, 172 с.2 . Анализ работы энергетических блоков мощностью 150-1200 МВт за 1983 год. М., Союзтехэнерго, 1983, 164 с.

2. Антикайн П.А. Металлы и расчеты на прочность котлов и трубопроводов. М., Энергия, 1980, 424 с.

3. Апаркина Е.И., Гросберг Ю.И., Елизаров Д.П., Федорович Л.А. Температурные поля и напряжения в полом цилиндре при переменномпо окружности коэффициенте теплоотдачи. Теплоэнергетика, 1980, № 3, с. 47-51.

4. Балашов Ю.В. Определение нестационарных температурных полей и напряжений в паропроводах. Теплоэнергетика., 1966, № 12, с.47-50.

5. Балашов Ю.В. О допустимых температурных напряжениях при прогреве паропроводов. Электрические станции, 1964, № 12, с.8-10.

6. Беляев Н.М. Сопротивление материалов. М., Наука, 1976, 608с.

7. Вигак В.М., Фальковский С.В. Исследования температурных полей и напряжений в трубе при вынужденных колебаниях температуры. Теплоэнергетика, 1968, № I, с.37-40.

8. Вигак В.М. Особые решения оптимальных нестационарных задач теплопроводности для полого цилиндра. Математические методы и физико-механические поля, 1977, вып.6, с.30-34.

9. Вигак В.М., Белицкий К.Э. Определение нестационарных полей и напряжений в паропроводах на основе измерения температуры наружной поверхности. Теплоэнергетика, 1975, № 12, с.63-66.

10. Видин Ю.В. Нагревание цилиндрического тела с внутренним тепловыделением при переменном коэффициенте теплообмена. И<Щ, 1966, т.XI, № 2, с.166-170.

11. Волков Д.И. Теплоотдача при конденсации пара внутри труб. "Труды ЦКТИ", выпуск 57. Л., Изд-во ОНТИ ЦКТИ, 1965,с. 149-159.

12. Выбор упругих опор для трубопроводов тепловых и атомных электростанций. РТМ. 24.038. 12-72, ЦКТИ, 1972, 21 с.

13. Гаврилова Р.И., Прудников А.П. Об одной задаче теории теплопроводности. ИФК, 1960, т.Ш, $ 5, с.136-137.

14. Гершгорин С.А. О приближенном интегрировании уравнений Лапласа и Пуассона. -"Изв.ЛШ", 1927, т.XXX. Об электрических сетках для приближенного решения дифференциального уравнения Лапласа "Журнал прикладной физики". 1929, т.1У, вып.3-4.

15. Данилова И.Н. О температурном поле в конечном полом цилиндре при теплообмене на границе. "Известия А.Н. СССР". Отделение технических наук. Энергетика и автоматика, 1960, № 4, с.151-155.

16. Допустимые температурные напряжения и скорости прогрева (расхолаживания) толстостенных паропроводов. М., Энергия, 1975, 104 с.

17. Елизаров Д.П. Паропроводы ТЭС. М., Энергия, 1980, 264 с.

18. Елизаров Д.П. Исследование перехшдных режимов главных паропроводов тепловых электростанций. Дисс. на соискание ученой степени доктора технических наук. М., 1975.

19. Елизаров Д.П. К вопросу о тепловом ударе в паропроводах ТЭС. Теплоэнергетика, 1971, I 2, с.78-82.

20. Елизаров Д.П., Миков Г.Г., Федорович Л.А. Тензометри-рование пароперепускной трубы от регулирующих клапанов к сопловой коробке турбины Теплоэнергетика, 1975, № I, с.34-38.

21. Елизаров Д.П., Попов А.Б. Температурные поля в полых толстостенных цилиндрах при неравномерном по окружности теплообмене. Информэнерго, № 1423 ЭН - Д84, "Депонированные научные работы", 1984.

22. Елизаров Д.П., Федорович Л.А. О напряжениях в толстостенном полом цилиндре от температурной неравномерности в окружном направлении. Теплоэнергетика, № 4, 1974,с. 81-87.

23. Елизаров Д.П., Гросберг Ю.И., Федорович Л.А., Апаркина Е.И. Попов А.Б. Определение температурного поля в трубопроводе при неравномерном прогреве по окружности. Труды МЭИ, выпуск 505,1980 г, с. 54-63.

24. Елизаров Д.П., Гросберг Ю.И., Федорович Л.А. Решение задачи о распределении температуры в полом цилиндре при неодинаковой теплоотдаче по окружности. -Труда МЭИ,выпуск 338,1977,с.41-45.

25. Елизаров Д.П. Исследование переходных режимов главных паропроводов тепловых электростанций. Автореферат дисс. на соискание ученой степени доктора технических наук, МЭИ, 1975.

26. Елизаров Д.П., Зайцев А.Н. Новый метод расчета разветвленных трубопроводных трасс на весовую нагрузку. Труды ЩИ, 1981, В 540, с.79-83.

27. Елизаров Д.П., Зайцев А.Н. Решение задачи нестационарной теплопроводности методом электромоделирования применительно к прогреву паропроводов ТЭС конденсирующимся паром,- Труды МЭИ, 1984, J6 612, с. 53-61.

28. Зайцев А.Н. О применении электрического моделирования потенциальных полей для решения задач нестационарного теплообмена применительно к паропроводам ТЭС.- Труды МЭИ, 1981, № 531,с. 50-56.

29. Зверьков Б.В., Данюшевский И.А. Моделирование трубопроводов для определения компенсационной способности по предельному состоянию. Энергомашиностроение, 1964, № 8, с.18-21.

30. Исаченко В.П. Теплообмен при конденсации. М., Энергия, 1977, 239 с.

31. Карплюс У. Моделирующие устройства для решения задач теории поля. М., Изд. Иностранной литературы., 1962 , 487 с.

32. Карслоу Г., Егер Д. Теплопроводность твердых тел. М., "Наука", 1964, 487с.

33. Коздоба Л.А. Применение сеток сопротивлений для решения задач нестационарной теплопроводности. ИФЖ, 1960, Т.Ш, 7,с.72-79.

34. Коздоба Л.А. Электромоделирование температурных полейв деталях судовых энергетических установок. Л., Судостроение, 1964.

35. Коздоба Л.А. Электрическое моделирование явлений тепло и массопереноса. М., Энергия, 1972,296с.

36. Консетов 1. В. Теплообмен при конденсации пара внутри горизонтальных труб. ИФЖ, 1960, т.Ш, № 6, с. 9-16.

37. Консетов B.B. Экспериментальное исследование теплоотдачи при конденсации водяного пара внутри горизонтальных и слабо-наклоненных труб. Теплоэнергетика, i960, .№12, с 67-71.

38. Консетов В.В. К вопросу о теплоотдаче при конденсации пара внутри горизонтальных труб. -Известия ВУЗ-ов. Энергетика, 1961, № 12, с.68-76.

39. Костовецкий Д.Л., Токарский Б.Н. Расчет температурного поля и напряжений в паропроводах при нестационарных режимах. -- Теплоэнергетика, 1970, is 7, с.64-66.

40. Костовецкий Д.Л., Кабанов Е.Б., Токарский Б.Н. Исследование усталостной прочности судовых паропроводов. Технология судостроения, 1973, № 4, с.41-45.

41. Костовецкий Д.Л., Мильгуй С.М., Рейнов А.М., Якубович Н.И. Новая программа расчета трубопроводных систем. Теплоэнергетика, 1977, №7, с.89-91.

42. Костовецкий Д.Л. Методика расчета трубопроводов на ЭВМ.-Энергомашиностроение, 1969, № 2,с. 7-10.

43. Костовецкий Д.Л., Тынтарев Э.М., Горошко H.H. Алгоритм и программа расчета трубопроводных систем сложной структуры.-Труды ЦК1И, вып.98, 1969, с.91-99.

44. Костовецкий Д.Л., Тынтарев Э.М., Горошко H.H. Выбор промежуточных опор для трубопроводных систем с помощью ЭЦВМ.- Труды ЦКТИ, вып.89, 1968, C.I08-II3.

45. Костовецкий Д.Л., Тынтарев Э.М. Совершенствование проектирования трубопроводов энергоблоков на базе использования ЭВМ.-Энергетическое строительство, 1967, J6 12, с.88-92.

46. Костовецкий Д.Л. Прочность трубопроводных систем энергетических установок. Л., Энергия, 1973, 264 с.

47. Костюк А.Г., Трухний А.Д. Оценка долговечности элементов энергетического оборудования при чередовании: переходных и стационарных режимов его работы.- Теплоэнергетика, 1973, № 12, с.II--14.

48. Котлы стационарные паровые и водогрейные и трубопроводы пара и горячей воды. Нормы расчета на прочность. Отраслевой стандарт ОСТ 108.031.02-75, ЦКТИ, 1977, 107 с.

49. Кузнецов И.А. Нестационарный теплообмен в трубопроводе. И.Ф.Ж., т.УП, № 11, 1964, с.16-21.

50. Кузьмин М.П. Электрическое моделирование нестационарных процессов теплообмена, М., Энергия, 1974, 416 с.

51. Кутутеладзе С.С. Теплоотдача при пленочной конденсации пара внутри горизонтальной трубы. В сб. Вопросы теплоотдачи и гидравлики двухфазных сред п/ред. С.С.Кутутеладзе, М.-Л., ГЭИ, 1961, с.138-156.

52. Лабунцов Д.А. Теплоотдача при пленочной конденсации чистых паров на вертикальных поверхностях и в горизонтальных трубах. -Теплоэнергетика, 1957, й 7, с.72-80.

53. Лабунцов Д.А. Обобщение теории конденсации Нуссельта на условия пространственно-неравномерного поля температур теплообмен-ной поверхности. В кн.: Теплообмен и гидравлическое сопротивление. Труды МЭИ. Вып.63, 1965, с.79-84.

54. Ловцкий Э.В. Расчет прочности и жесткости неразветвленных трубопроводов на электронной цифровой вычислительной машине. -Электрические станции, 1965, № 3, с.36-38.

55. Лукьянов B.C. Гидравлические приборы для технических расчетов. Изв. АН СССР, ОТН, J&2, 1939.

56. Лыков A.B., Иванов A.B. Конечные интегральные преобразования и их применения к решению задач теплопроводности. В кн.: Тепло и массообмен в процессах испарения., М., Изд-во АН СССР, 1958.

57. Лыков A.B. Теория теплопроводности, М., Высшая школа,1967, 600 с.

58. Магалиф В.Я., Якобсон Л.С. Расчеты трубопроводов на вычислительных машинах, М., Энергия, 1969, 296 с.

59. Материалы ШТ съезда КПСС, Политиздат, М., 1981,223 с.

60. Методические указания по расчету допустимых разностей температур и скоростей прогрева основных деталей котлов и паропроводов энергетических блоков. Союзтехэнерго. M. 1983, 84 с.

61. Нахалов В.А. Определение напряжений от весовой нагрузки при проектировании трубопроводов. Теплоэнергетика, I960,1. I, с.78-79.

62. Нахалов В.А., Еловикова A.C., Бисноватый A.C., Иголшша И.Н., Брагина В.И. Снижение напряжений от весовой нагрузки в действующих паропроводах. Электрические станции, 1971, № 7,с. 41-43.

63. Нахалов В.А., Балашова Р.К. Регулировка креплений трубопроводов тепловых электростанций. М., Энергия, 1975, 104 с.

64. Никишин C.B. Термонапряженное состояние сплошного и полого цилиндров при произвольном распределении температуры по высоте. М., ВЦ АН СССР, 1962, 67с.

65. Обзор технико-экономических показателей и анализ топ-ливоиспользования на тепловых электростанциях Минэнерго СССР за 1980 г. Союзтехэнерго, M., 1981.

66. Паркус Г. Неустановившиеся температурные напряжения, М., ФИЗмашгиз, 1963, 251 с.

67. Пляцко Г.В. Температурное поле в полом цилиндре при переменных граничных условиях. ШК, 1959, т.П, №10, с.65-71.

68. Подстригач Я.С., Вигак В.М. Оптимальные режимы прогрева и расхолаживания паропроводов. Теплоэнергетика, 1973, № 7, с.68-69.

69. Поляков А.Л., Елизаров Д.П., Волков C.B. Напряжения впаропроводе из аустенитяой стали при прогреве,- Теплоэнергетика, 1963, №2, с.69-73.

70. Похориллер В.Л. Температурные поля и напряжения в деталях энергетического оборудования при переменной скорости прогрева. Теплоэнергетика, 1970, № 7, с.55-58.

71. Похориллер В.Л. Моделирование прогрева деталей энергетического оборудования, имеющих цилиндрическую конфигурацию. -Теплоэнергетика, 1971, .£ I, с.46-49.

72. Похориллер В.Л., Викулов В.А. Прогрев паропроводов при малых расходах пара. Теплоэнергетика, 1971, $ 3, с.36-38.

73. Похориллер В.Л. Оптимальный режим прогрева деталей энергооборудования с учетом термических напряжений. -Энергомашиностроение, 1972, .£ 12, с.29-31.

74. Прейскурант 26-06-19. Оптовые цены на ремонт основного и вспомогательного оборудования, выполняемый предприятиями министерства энергетики и электрификации СССР, вып. № I, Союз-техэнерго М., 1980.

75. Прейскурант № 19-05. Оптовые цены на котельно-турбинное вспомогательное оборудование, М., Прейскурант-издат, 1971, 174 с.

76. Расчет и конструирование трубопроводов. Справочное пособие п/ред. Зверькова Б.В., Л., Машиностроение, 1979* 248с.

77. Расчет прочности трубопроводов энергоустановок для условий нестационарных температурных режимов. РШ 24.038.11-72, ЦКТИ, 1972, 82 с.

78. Расчет трубопроводов энергетических установок на прочность РШ 24.038.08-72, ЦКТИ, 1972, 67 с.

79. Расчет на малоцикловую усталость деталей паровых стационарных турбин. РТМ 108.021.103-76, ЦКТИ, 1976, 24 с.

80. Расчет трубопроводов атомных электростанций на прочность, РТМ 108.020.01-75, ЦКТИ, 1975, 64 с.

81. Расчет напряжении при прогреве трубопроводов Кольской АЭС. (Заключительный отчет). Работа гё 242820/0-10000. JI. ЦКТИ, 1979, 31 с.

82. Расчет трубопроводных систем на электронных вычислительных машинах. Руководящие указания. Вып. 26. Л., 1969, 1ЩИ,с.ПЗ-147.

83. Расчеты трубопроводов АЭС по программе М-А-78. (Указания по подготовке исходных данных и проведения расчетов). ЦК1И, л. 1979, 71 с.

84. Саульев В.К. Интегрирование уравнений параболического типа методом сеток. М., Физматгиз, I960, 324с.

85. Селезнев К.П., Сафонов Л.П. Оценка погрешности решения задач нестационарной теплопроводности для элементов паровых и газовых турбин. Энергомашиностроение . 1970, № I, с.5-8.

86. Справочник по аналоговой вычислительной технике, Под ред. Г.Е.Пухова, Киев, Техника, 1975, 481 с.

87. Судаков A.B. Приближенный расчет нестационарных температур и температурных напряжении поверхностей нагрева. Труды ВДТИ, вып. 124, 1974, с.53-59.

88. Тетельбаум И.М., Тетельбаум Я.И. Модели прямой аналогии. М., Наука, 1979, 384 с.

89. Тетельбаум И.М., Шнейдер Ю.Р. 400 схем для ABM. М., Энергия, 1978, 248 с.

90. Токарский Б.Н., Янковский Г.А. Алгоритм и программа расчета напряжений в трубопроводах при их прогреве и расхолаживании. Труды ЦКТЙ, вып. 98, 1969, с. 85- 91.

91. Туляков Г.А. Критерий для оценки долговечности работы металлов при термической усталости с учетом условий эксплуатации., Теплоэнергетика, 1973, №6, с. 64-66.

92. Турбины паровые стационарные. Расчет температурных полей роторов и цилиндров паровых турбин методом электромоделирования. РТМ 24.020.16-73, М., 1974, 106 с.

93. Фальковский C.B., Вигак В.М. Исследование температурных полей и напряжений в трубе при нестационарных тепловых режимах.-- Теплоэнергетика, 1967, JS 10, с. 41

94. Федорович Л.А. Исследование напряжений в паропроводах, вызванных перепадом температур по окружности. Автореф. дисс. на соискание ученой степени кандидата технических наук. М., 1979, 275 с.

95. Фильчаков ГШ., Пашнин В.И. Интеграторы ЭГДА. Моделирование потенциальных полей на электропроводной бумаге.,-Киев, Изд. АН УССР, 1961, 171с.

96. В.Б. Хабенский, Грановский B.C., Морозов П.А. Конденсация при расслоенном течении потока внутри горизонтальных и наклонных труб.- Сб-к Теплообмен и гидродинамика. Л., Наука, 1977, с. 162-174.

97. В.Б.Хабенский, Грановский B.C., Морозов П.А. Исследование уравнений конденсации в горизонтальных и наклонных трубах при расслоенном режиме течения. Сб-к Теплообмен и гидродинамика. Л., Наука, 1977, с. 180-190.

98. ИоорЕГ Е.С., \\ithv С Я, Ап н^гаиа /\nafogtf й? Тгшгз1епс1

99. Ъ е¿/? Тга-яз^е Ра 1у 1351.ш>.Ие&та.ъ Тгапя.А.ё.М.Е.,4956.русский перевод см. в сб. Механика №3, 12, М., И.Л., 1957).1. Ю7У/, ^¿гс\е£ \J\Iclssее-в. — Т^еЦ^скгь^ УЫ} 1916, Вс1 60, 6. 5Щ 5В& -575.

100. Список наиболее часто употреблявшихся обозначений

101. А обобщенный параметр теплового процесса;си коэффициент температуропроводности;

102. X коэффициент теплопроводности, прогиб пружины; у^ - коэффициент динамической вязкости; ^ - коэффициент кинематической вязкости; 8-Т/Тмакс - безразмерная температура;р плотность;б механическое напряжение;0«. амплитуда приведенных напряжений;

103. За. — амплитуда приведенных напряжений с учетом температурной неравномерности в окружном направлении; время; ^ - угловая координата;безразмерная координата в направлении какой-либо оси; X , У , Z - координаты;1. Б! -(ЛУ/А критерий Био;