Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Исследования свойств и усовершенствование конструкции сердечника статора 18
1.1. Постановка задачи 18
1.2. Влияние схемы укладки и относительного скольжения листов активной стали на изгибную жесткость сердечника 20
1.3. Исследование процесса износа лакового покрытия листов активной стали 35
1.4. Собственные частоты продольных колебаний сердечников 39
1.5. Исследование и разработка конструкции торцевой зоны сердечников мощных турбогенераторов 42
1.6. Выводы к главе 61
Глава 2. Разработка и внедрение усовершенствованной конструкции крепления лобовых частей обмотки статора 63
2.1. Постановка задачи 63
2.2. Разработка конструкции крепления лобовых частей 64
2.3. Расчеты и отработка элементов конструкции на макетах и моделях 74
2.4. Результаты экспериментальных исследований конструкции 78
2.5. Разработка методики и расчеты собственных частот колебаний лобовых частей обмотки статора
2.5.1. Разработка расчетной схемы 81
2.5.2. Вывод дифференциальных уравнений свободных 85 колебаний лобовых частей обмотки статора
2.5.3. Решение системы уравнений 91
2.5.4. Результаты численных расчетов 2.6. Внедрение результатов исследований и разработок на турбогенераторах с водородным и воздушным охлаждением 98
2.7. Усовершенствование конструкции крепления коллекторов системы водяного охлаждения обмотки статора 109
2.8. Выводы к главе 113
Глава 3. Методика ускоренных испытаний и отработка конструкции гидравлических соединений системы охлаждения сердечника статора турбогенератора с полным водяным охлаждением 117
3.1. Постановка задачи 117
3.2. Отработка и технологии крепления фторопластовых шлангов на штуцерах охладителей 122
3.2.1. Свойства фторопластового шланга, методика входного контроля 122
3.2.2. Отработка технологии крепления фторопластового шланга на штуцере 124
3.3. Обоснование режимов ускоренных ресурсных испытаний шлангов 131
3.3.1 Статическая прочность фторопластовых шлангов 131
3.3.2 Циклическая прочность фторопластовых шлангов 139
3.3.3 Режимы ускоренных ресурсных испытаний
3.4. Методика и результаты ресурсных испытаний фторопластовых шлангов 148
3.5. Расчет диффузии воды через стенки фторопластовых шлангов по результатам испытаний при повышенной температуре 154
3.6. Внедрение конструкции фторопластовых шлангов, результаты эксплуатации 156
3.7. Выводы к главе 157
Глава 4. Исследования и усовершенствование конструкции упругого крепления сердечника в корпусе турбогенератора 159
Постановка задачи 159
Расчет несущей способности упругой подвески сердечника турбогенератора 161
4 4.3. Исследования и разработка решений по устранению причин повреждений упругой подвески сердечников 170
4.3.1. Особенности связи упругих ребер с сердечником 170
4.3.2. Анализ и разработка решений по устранению самостоятельных колебаний ребер упругой
подвески сердечника 174
4.3.3. Расчет параметров отжимного устройства ребра 182
4.3.4. Макет и установка для исследований элемента упругого крепления сердечника с отжимным устройством 186
4.3.5. Результаты исследований 188
4.3.6. Отжимное устройство для генераторов,
работающих на электростанциях 197
4.4. Выводы к главе 201
Глава 5. Анализ опыта эксплуатации и усовершенствование конструкции токоподводов роторов турбогенераторов 203
5.1. Постановка задачи 203
5.2. Исследование и усовершенствование типовой конструкции токоподводов ротора
5.2.1. Узел токоподвода ротора традиционной конструкции 205
5.2.2. Фреттинг-коррозия и фреттинг-усталость материалов 207
5.2.3. Повреждения хвостовины вала ротора 208
5.2.4. Повреждения гибкой шины токоподвода 210
5.2.5. Анализ и усовершенствование конструкции токоподвода
5.3. Беспазовая конструкция токоподвода ротора 219
5.4. Тепловое состояние элементов беспазового токоподвода 233
5.5. Уточненная методика механического расчета узла контактных колец ротора турбогенератора 235
5.6. Выводы по главе 245
Заключение 248
Список литературы
- Исследование и разработка конструкции торцевой зоны сердечников мощных турбогенераторов
- Разработка методики и расчеты собственных частот колебаний лобовых частей обмотки статора
- Свойства фторопластового шланга, методика входного контроля
- Исследования и разработка решений по устранению причин повреждений упругой подвески сердечников
Введение к работе
/-^
Актуальность работы. Турбогенераторы (ТГ) представляют собой основной вид генерирующего оборудования, обеспечивающего свыше 80% общего мирового объема выработки электроэнергии (на тепловых и атомных электростанциях). Одновременно ТГ являются и наиболее сложным типом электрических машин, в которых тесно сочетаются проблемы мощности, габаритов, электромагнитных характеристик, нагрева, охлаждения, статической и динамической прочности элементов конструкции. Обеспечение максимальной эксплуатационной надежности и экономичности ТГ является центральной научно-технической проблемой.
В отечественном турбогенераторостроении огромный вклад в развитие теории, разработку вопросов расчета, проектирования и эксплуатации ТГ внесли многие ученые, исследователи, конструкторы, среди которых в первую очередь следует отметить Алексеева А.Е., Лютера Р.А., Костенко М.П., Бергера А.Я., Комара Е.Г., Иванова Н.П., Глебова И.А., Еремина М.Я., Вольде-ка А.И. Среди зарубежных специалистов следует отметить Парка Р., Конкордиа С, Видемана Е., Келленбергера В., Шуйского В.П., Готтера Г., Догети Р.Е.
Вместе с тем, несмотря на огромное количество работ, выполненных за прошедшие десятилетия, вопросы дальнейшего развития теории, разработки более совершенных конструкций ТГ, методов расчета и исследований не теряют своей актуальности.
Современный этап развития турбогенераторостроения характеризуется появлением широкого спектра новых типов ТГ, разнообразием имеющихся конструктивных решений.
Разработанная программа развития атомной энергетики России на период до 2020 г. предусматривает создание к 2013-2015 г. атомных энергоблоков единичной мощностью 1500 МВт. Одновременно программой ставится задача модернизации оборудования действующих энергоблоков, продления их сроков службы, увеличения коэффициента использования установленной мощности (КИУМ) с 73% до уровня 86%, достигнутого в США, Германии, Франции, Японии. Поэтому проблема повышения эксплуатационной надежности мощных ТГ приобретает особую актуальность.
РОС НАЦИОНАЛЬНАЯ вИВДИОТЕКА
2 >
Новые сложные задачи перед исследователями возникают в связи с наме-
чающейся тенденцией отказа от водорода в качестве хладагента и перехода на конструкции с другими системами охлаждения (вода, воздух). Следует также отметить разработанные и реализуемые проекты глубокой модернизации мощных ТГ на электростанциях (ЭС) с выполнением работ по заводской технологии, включающих перемотку статора, замену крайних пакетов сердечника и системы крепления лобовых частей (ЛЧ) обмотки в соответствии с новыми конструктивными разработками.
Большое значение имеют работы по совершенствованию конструкции, повышению качества и экономичности ТГ в условиях усиления конкурентной борьбы в поставках энергетического оборудования на мировом рынке, существенного повышения требований к эксплуатационным показателям ТГ, отраженных в новой редакции ГОСТ 533-2000 «Машины электрические вращающиеся. Турбогенераторы. Общие технические условия». В первую очередь это относится к увеличению сроков службы и межремонтного периода, повышению требований к коэффициенту готовности, маневренности, запасам мощности, обеспечению безаварийной работы ТГ в режимах с потреблением реактивной мощности, снижению расходов на обслуживание и ремонты.
В этих условиях работа, направленная на исследование и разработку методов расчета и конструирование основных узлов высокоиспользованных ТГ, является актуальной. Автор данной диссертации в течение многих лет занимается разработкой указанных проблем. В диссертации обобщены результаты проведенных им исследований и разработок, используемых в ТГ ОАО «Электросила». Обобщение охватывает период после 1973 г., когда им была защищена диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук.
Цель работы и задачи исследований. Основной целью работы является
решение ряда проблемных задач по обеспечению надежной и эффективной ра
боты ТГ, связанных с исследованиями и усовершенствованием конструкции от
ветственных узлов, имеющих по опыту эксплуатации наиболее частую повреж
даемость. К ним относятся торцевые зоны сердечника статора, коллекторы сис
темы водяного охлаждения обмотки статора, крепление ЛЧ обмотки статора,
упругое крепление сердечника в корпусе, токоподводы к обмотке возбуждения
ротора.
Для достижения поставленных целей необходимо было решить следующие задачи.
-
Разработать расчетную модель и провести теоретические исследования ряда важных механических свойств сердечника статора, связанных с особенностями его шихтованной структуры.
-
Разработать и обосновать усовершенствованную конструкцию торцевой зоны сердечника статора, обеспечивающую низкий уровень нагрева и надежную работу ТГ в режимах с потреблением реактивной мощности.
-
Разработать, теоретически и экспериментально обосновать конструкцию крепления ЛЧ обмоток статоров ТГ, обеспечивающую низкий уровень вибрации, стабильность свойств и неповреждаемость в условиях длительной эксплуатации.
-
Установить причины и разработать предложения по исключению повреждений коллекторов системы водяного охлаждения обмоток статоров мощных ТГ.
-
Отработать конструкцию и технологию сборки простых и надежных гидравлических соединений системы водяного охлаждения сердечников ТГ типа ТЗВ, разработать методику и провести ускоренные ресурсные испытания.
-
Разработать и обосновать предложения по повышению эффективности и надежности работы упругого крепления сердечника в корпусе статора.
-
Разработать решения по повышению усталостной прочности хвостовий роторов и токоподводов к обмоткам возбуждения.
Методы исследований. При решении указанных выше задач использовались методы теории электрических машин, ТОЭ, теории теплообмена, теоретической механики, теории упругости и сопротивления материалов, теории колебаний, термофлуктуационной теории разрушения, теории диффузии, методы экспериментальных исследований на макетах, моделях и натурных ТГ.
Работу характеризует единый научный подход к решению поставленных задач: всесторонний анализ проблемы, разработка оптимального варианта решения и соответствующего конструктивного исполнения, теоретическое обоснование конструкции, проведение исследований, внедрение, подтверждение положительных результатов на ТТ.
-4-Научная новизна:
-
Проведен углубленный теоретический анализ, разработаны методики электромагнитных, тепловых и механических расчетов, позволяющие исследовать особенности поведения и усовершенствовать конструкцию ответственных узлов ТГ, имеющих наибольшую повреждаемость при эксплуатации на электростанциях.
-
Предложена расчетная модель, разработана методика расчета, позволяющая теоретически исследовать вопросы влияния схемы укладки, склейки и относительного скольжения листов активной стали на изгибную жесткость сердечника, а также исследовать процесс износа лакового изоляционного покрытия листов.
-
Показано, что конструктивное исполнение торцевых зон сердечников ТГ с газовым охлаждением (скос на всю высоту зубца) должно существенно отличаться от исполнения торцевых зон сердечников в ТГ с полным водяным охлаждением (скос на Уг высоты зубца) вследствие экранирующего эффекта силу-миновых охладителей, установленных между пакетами активной стали. При этом на всех типах ТГ особое внимание должно быть обращено на исполнение первого полного пакета (склейка с расшлицовкой зубцов на половину толщины пакета со стороны, обращенной к торцу сердечника).
-
На основе анализа конструкций отечественного и зарубежного производства сформулирован комплекс требований к конструкции крепления ЛЧ обмотки статора, обеспечивающий высокую жесткость и стабильный низкий уровень вибрации. Впервые в практике крупного турбогенераторостроения в конструкцию крепления ЛЧ введены пружинно-тормозные элементы, осуществляющие жесткую связь ЛЧ с нажимным кольцом сердечника при вибрациях и одновременно допускающие радиальное и аксиальное перемещение ЛЧ относительно нажимного кольца при тепловом расширении.
-
Впервые разработан алгоритм и выполнены расчеты динамических свойств (собственные частоты и пространственные формы колебаний) совместной колебательной системы «сердечник - ЛЧ». Показано существенное влияние сердечника (его жесткости и массы) на динамические характеристики ЛЧ.
-
При разработке (на основе термофлуктуационной теории разрушения) режимов и методики ускоренных ресурсных испытаний фторопластовых шлан-
-5-гов системы водяного охлаждения сердечников ТГ типа ТЗВ предложен метод максимального ужесточения режимов, позволяющий преодолеть трудности, связанные с неизвестностью целого ряда параметров материала. 7. На основе проведенных теоретических и экспериментальных исследований разработаны уточненные методики расчетов и предложения по усовершенствованию конструкции и повышению надежности работы коллекторов системы водяного охлаждения обмоток статоров, упругого крепления сердечника, токоподводов и контактных колец ротора.
Практическая ценность работы. Результаты теоретических разработок и конструктивных решений, представленных в диссертации, имеют большое практическое значение, поскольку направлены на усовершенствование конструкции, повышение надежности и других важных эксплуатационных показателей ТГ, таких как:
увеличение срока службы;
увеличение межремонтного периода;
сокращение объема периодических ремонтов;
повышение маневренности, в том числе обеспечение возможности работы в режимах с потреблением реактивной мощности,
- снижение трудоемкости и себестоимости производства ТГ.
Результаты работ могут использоваться и уже используются электрома
шиностроительными фирмами при проектировании и производстве новых
электрических машин и, в первую очередь, ТГ с усовершенствованной конст
рукцией основных узлов.
Результаты работ могут также использоваться при восстановительных ремонтах с модернизацией конструкции ТГ, установленных на ЭС.
Реализация работы. Теоретическая часть работы реализована в усовершенствованных методиках расчетов при проектировании новых ТГ ОАО «Электросила».
Разработанные конструктивные решения реализованы в конструкции всех изготовленных ТГ типа ТЗВ с полным водяным охлаждением, а также в проектах серии ТГ типа ТЗВ, включая ТГ для АЭС нового поколения с повышенными надежностью и безопасностью мощностью 645, 800, 1000, 1100, 1300 и 1500 МВт.
Решения по торцевой зоне сердечников, креплению ЛЧ, водяных коллекторов, сердечника в корпусе ТГ реализованы в конструкции вновь изготовленных ТГ типа ТВВ с водородно-водяным охлаждением мощностью 800 МВт (Нижне-Вартовская ГРЭС) и 1000 МВт для России (Калининская АЭС), Ирана (АЭС «Бушер»), Китая (АЭС «Тяньвань»), Индии (АЭС «Куданкулам»).
Эти же решения заложены в разработанный проект глубокой модернизации ТГ типа ТВВ мощностью 800 МВт и 1000 МВт в условиях электростанций. Первый положительный опыт получен в 2002 г. на Пермской ГРЭС при восстановительном ремонте и модернизации конструкции ТГ №1 мощностью 800 МВт.
Апробация работы. Основные положения работы докладывались на следующих конференциях, симпозиумах и семинарах.
-
Совместное заседание секции турбо- и гидрогенераторов и крупных электрических машин НТС НПО «Союзэлектротяжмаш» и экспертной комиссии Минэнерго СССР, Новомичуринск, Рязанская ГРЭС, 28 августа 1984г.
-
Совместное заседание секции турбо - и гидрогенераторов и КЭМ НТС Минэлектротехпрома и экспертной комиссии Минэнерго СССР, Ленинград, 9 июля 1985 г.
-
Семинар РАО «ЕЭС России» «Электроэнергетика России: состояние, проблемы, перспективы». Москва, ВДНХ, 4-6 октября 1994 г.
-
XVIII годичная конференция СПб отделения Нац. Комитета по истории науки и техники РАН, С.-Петербург, С.-З. Отделение РАН, 26-29 ноября 1997 г.
-
Заседание № 20 Электротехнического Совета концерна «Росэнергоатом», Москва, 20-21 апреля 1999 г.
-
Всероссийское совещание энергетиков по проблемам вибрации и вибродиагностики, Москва, ВТИ, 25-28 мая 1999 г.
-
Всероссийское отраслевое совещание РАО «ЕЭС России» «Проблемы технического перевооружения и продления ресурса турбинного оборудования», С.-Петербург, ЛМЗ, 10-11 июня 1999 г.
-
Совместное заседание № 21 Электротехнического Совета концерна «Росэнергоатом» и НТС ОАО «Электросила», С.-Петербург, 10-11 августа 1999 г.
-
Заседание секции «Энергомашиностроение в г. С.-Петербурге и Ленинградской области» Союза ученых, инженеров и специалистов производства
-7-Санкт-Петербурга и Ленинградской области (Союз УИСП), С.-Петербург, 6 сентября 1999 г.
Ю.Международная выставка «Энергетика, электротехника, энергоэффективность», Киев, 19-22 октября 1999 г.
11 .Всекитайский семинар энергетиков «Тепловые блоки на сверхкритические и суперсверхкритические параметры мощностью 600-900 МВт», Пекин, 10-14 сентября 2000 г.
12.Расширенное заседание Совета директоров Национальной Теплоэнергетической корпорации Индии (N ТРС), Дели, 6-Ю марта 2001 г.
13.Вторая международная конференция концерна «Росэнергоатом» «Безопасность, эффективность и экономика атомной энергетики», Москва, ВНИИ АЭС, 22-23 марта 2001 г.
14.Расширенное заседание Ученого Совета Института электротехники МЭИ с повесткой дня: общественное обсуждение работы «Создание серии высокоэффективных взрывопожаробезопасных ТГ с полным водяным охлаждением для тепловых и атомных электростанций», выдвинутой на соискание Государственной премии РФ 2001 г. в области науки и техники. Москва, 25 мая 2001 г.
15.Международный Энергетический Форум Содружества Независимых Государств «МЭФ СНГ-2001», Ялта, 24-30 сентября 2001 г.
-
Координационное совещание «Об организации работ по созданию АЭС с энергоблоками ВВЭР-1500. Разработка ТЭО строительства Ленинградской АЭС-2» г. Сосновый Бор, ЛАЭС, 14-15 ноября 2001 г.
-
5-ая международная конференция по энергетике «Электроэнергетика в России: стратегия, реформы, практика». С.-Петербург, 26-27 ноября 2002 г.
-
Вторая Международная конференция «Современная энергетика - основа экономического развития» (в рамках III Международного форума «ТЭК России. Региональные аспекты»), С.-Петербург, 8-11 апреля 2003 г.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения и списка литературы из 209 наименований. Работа содержит 274 страницы, включая 83 рисунка и 27 таблиц.
Исследование и разработка конструкции торцевой зоны сердечников мощных турбогенераторов
Уровень радиальной вибрации сердечника статора в значительной степени зависит от его изгибной жесткости, которая в свою очередь определяется качеством связи между стальными листами, составляющими сердечник.
В работах [17; 18; 19; 25; 26] приведены результаты исследований физико-механических свойств лакового покрытия листов активной стали: прочности склейки, прочностных свойств при статических переменных нагрузках, реологических характеристик, температурных коэффициентов расширения. В работе [63] теоретически рассмотрен вопрос о характере распределения давления спрессовки в шихтованном сердечнике, содержащем вентиляционные распорки между пакетами. В работах [49; 51; 64; 65] сделана попытка расчетным путем оценить влияние склейки активной стали на изгибную жесткость сердечника, в упрощенной постановке, без учета податливости лакового слоя, рассмотрена задача о характере относительного скольжения листов активной стали при изгибной деформации сердечника.
В настоящем разделе представлены результаты дальнейших исследований в этом направлении, оценивается влияние таких факторов, как схема укладки листов активной стали и возможность относительного проскальзывания листов при изгибной деформации. При этом учитывается податливость лакового слоя [50].
Рассмотрим влияние характера укладки на изгибную жесткость на примере чистого изгиба прямолинейной балки, составленной из прямоугольных, склеенных между собой листов электротехнической стали (рис. 1.1) напряженное состояние всех листов при этом будет одинаковым. Если листы уложены с перекрытием на \1п часть своей длины, то достаточно рассмотреть лишь деформацию полосы в п слоев, так как в остальных слоях картина будет повторяться. Согласно работе [52] при изгибной деформации шихтованного склеенного бруса, как и в сплошном брусе, основное значение имеют продольные деформации и напряжения, т. е. можно положить: y= Jz=Txy=Txz=Tyz=0 Считая, что клеевой слои работает только на сдвиг, а продольные перемещения Uj точек каждого листа одинаковы по толщине, из условий равновесия получим [13; 14]:
Приравнивая нулю определитель А„ системы (1.3), получаем характе-ристическое уравнение для определения п корней Л к (к — О, 1, 2,..., к-У). Решение системы (1.36) запишется в виде: и-1 ,Atx —ХиХ (1.4) U, = Аі0+Вюх+ {Аікел х+Віке-А х)._ к=\ где А,ъ(у) и .б/к(у) - неизвестные функции координаты у общим числом 2п . Среди корней Як обязательно будет содержаться кратный нулевой. Последнее легко показать, если к какой-либо строке определителя Д„ прибавить все остальные; тогда получим строку с одинаковыми элементами, умноженными на и2.
Подставляя последовательно найденные значения Хк в систему урав у нений (1.3), получим 2п -2п соотношений: АІО = Л10 = Л0; (1.5) ВІО = Вы = BQ\ Aik = Aikdik , Bik — Bikdik, гдєаік- числовые коэффициенты. Напряжения в каждом стальном листе непрерывны и симметрично распределены относительно его середины. Поэтому дх л+1—і дх дх dU, п U—О (І-) дх (1.6) -24 Условия (1.6) дают нам еще 2п-3 уравнений для определения функций Ак(У) и В\к(у) Заметим, что соотношений (1.6) больше, но после использования 2п-3 остальные удовлетворяются тождественно. Из условия отсутствия напряжений на контуре каждого листа = о а-7) дх получаем выражения всех Ахк н В]к через В0: і\ь. Book, где zk и Ьк—числовые коэффициенты. Тогда U, = МУ) + В0(у)х + В0(уУ аік(аке х+Ьке- х). (1.9) к=\ Вследствие отмеченной выше симметрии распределения напряжений в листе среднее сечение каждого листа не искривляется. Таким образом, можно написать, например в случае четного п: U± (0, у) 0; U. (h У) = «У 2 2"1" (1.10)
Уравнения (1.10) определяют В0(у) как линейную функцию координаты у. Однако удобнее выразить В0(у) не через угловое перемещение, а через напряжения. Из соотношений (1.45) лишь важен вывод, что в шихтованном брусе, как и в сплошном, напряжения распределяются по высоте сечения по линейному закону; следовательно, функция В0(у)представляется в виде В0(у) = Су. (1.11) Учитывая, что изгибающий момент по длине бруса постоянен, получим: л HI2 Я/2 2Bh 2 J Ш- У У - 2Eh 1 пСУ2аУ " ПГ -і о о (1.12) где о0 - максимальное значение изгибного напряжения в сплошном брусе того же сечения, что и шихтованный, при том же значении изгибающего мо -25 мента. Отсюда -ЕН (1.13) Максимальные касательные напряжения в лаковом слое имеют место в углах стальных листов и равняются 7i.,= W(0)-/«()] і ъ TL =Wi(0)-v (0)}. (114) Влияние шихтованной структуры на изгибную жесткость бруса можно оценить следующим образом: относительное смещение по оси х (у — HIT) двух точек наружной поверхности, расположенных на расстоянии / друг от друга, равно для сплошной стальной балки (1.15) а для шихтованного бруса л ад(о,?)-аг(о4)-Цо ) + иІ ЇІ, (u6) где первые три слагаемых соответствуют осевому смещению стыков двух последовательных листов в слое, а последнее - относительному смещению краев самого листа, причем, поскольку из уравнений (1.3) и соотношений (1.4) и (1.14) следует, что
Для каждого варианта укладки активной стали при заданных упругих свойствах и толщинах стальных листов и лакового слоя относительная податливость склеенного шихтованного бруса (AU/AU0) определяется лишь продольной длиной листов, причем с увеличением длины листа податливость уменьшается. Максимальное касательное напряжение в лаковом слое не зависит от / и прямо пропорционально максимальному изгибному напряжению в стали. При подстановке в формулы (1.19) значений Ни/, соответствующих высоте тела и тангенциальному размеру сегментов по среднему диаметру, получаем достаточно точную оценку указанных выше величин для реальных сердечников. В табл. 1.1 приведены результаты численных расчетов для двух вариантов шихтованного бруса, эквивалентных сердечникам гидрогенераторов мощностью 135-640 МВт (вариант 1, / — 65 см) и турбогенераторов мощностью 165-320 МВт (вариант 2, / = 40 см). Значения остальных параметров приняты равными: h = 0,05 см, 5 = 0,003 см, Е = 2 105 МПа, G=\02 МПа.
Разработка методики и расчеты собственных частот колебаний лобовых частей обмотки статора
Низкий уровень вибрации лобовых частей может быть обеспечен лишь созданием жесткого внешнего крепления. Это путь, по которому идут все отечественные и зарубежные фирмы, выпускающие мощные турбогенераторы. Правда, внешнее крепление, выполненное из электроизоляционных материалов, обладающих низким модулем упругости, не может придать достаточную жесткость корзинке, даже если все свободное пространство вокруг лобовых частей будет заполнено крепежными деталями. Необходима жесткая связь с нажимной плитой сердечника. При такой схеме крепления одновременно обеспечивается и малая податливость корзинки лобовых частей, и надежная отстройка от резонанса, так как низшая собственная частота всей конструкции, определяемая жесткостью крепления к нажимной плите, может быть уведена значительно выше 100 Гц .
Однако совершенно жесткая связь корзинки лобовых частей с нажимной плитой препятствует осевому перемещению пазовой части обмотки при тепловом расширении. Из-за разного коэффициента линейного расширения меди и стали и разной температуры, сердечник и обмотка расширяются неодинаково. Это характерно и для нормальных режимов работы турбогенератора, но в особенности - для режимов сброса и наброса нагрузки. При жестком закреплении лобовых частей, в пазовой части обмотки должны возникать большие осевые напряжения, а на выходе из паза - значительные изгибающие моменты в стержнях. Чтобы избежать этого, необходимо предусмотреть возможность свободного перемещения корзинки лобовых частей относительно нажимной плиты сердечника в аксиальном направлении, сохранив жесткую связь в радиальном направлении и при выкручивании.
В процессе работы турбогенератора наблюдается обмятие контактирующих поверхностей, релаксация напряжений в деталях крепления, ползучесть изоляции. Крепление лобовых частей, из-за переменного теплового и электромагнитного воздействия, ослабляется, возрастают вибрации. Особенно это характерно для конструкций, где крепление лобовых частей производится посредством вязки шпагатом. Для обеспечения стабильности сборки корзинки лобовых частей необходимо, чтобы крепление лобовых дуг к жесткой внешней конструкции осуществлялось путем постоянного поджатия через специальные упругие элементы так, чтобы сила поджатия не ослабевала при возможных неупругих деформациях или смещениях деталей.
Наиболее полный обзор существующих конструкций крепления, лобовых частей обмотки статоров мощных турбогенераторов приведен в работах [28; 30; 74]. В большинстве разработанных систем крепления в той или иной степени учтены особенности работы лобовых частей, рассмотренные выше, а основным элементом, обеспечивающим жесткость корзинки, является нажимная плита сердечника. Для крепежных деталей широко используется химически обработанное прессованное дерево, немагнитная сталь, стеклопластик, синтетические смолы.
Отмечая достоинства этих конструкций, необходимо одновременно остановиться и на их недостатках, которые следовало устранить при проектировании крепления лобовых частей обмотки статора турбогенераторов типа ТЗВ с полным водяным охлаждением.
Так в конструкциях, где связующим звеном между нажимной плитой и лобовыми частями являются кронштейны, установленные равномерно по всей окружности [105; 106; 108], жесткость корзинки определяется лишь одной нажимной плитой. Кронштейны сами по себе мало ужесточают лобовые части. Кроме того, каждый кронштейн должен иметь свою систему крепления к нажимной плите. В случае ослабления крепления одного из кронштейнов, провисающий пролет лобовых частей может вибрировать с повышенной амплитудой.
Более надежным (и более технологичным) элементом конструкции, заменяющим кронштейны, является коническое кольцо из стеклотекстолита или древесно-слоистого пластика [104; 109], охватывающее корзинку лобовых частей с внешней стороны. Кольцо связывает корзинку в единое целое, придавая ей значительную собственную жесткость. Местные ослабления свя -67 зи конического кольца с нажимной плитой менее опасны, чем в конструкции с кронштейнами, так как не приводят к местному ослаблению обмотки.
В целом ряде конструкций крепления лобовых частей предусмотрена возможность аксиального перемещения корзинки относительно нажимной плиты при тепловом расширении обмотки. Для этого внешнее коническое кольцо, соприкасающееся по наружной цилиндрической поверхности с нажимной плитой, может скользить в аксиальном направлении как звено телескопа [109; ПО]. Иногда в нажимной плите предусматриваются специальные направляющие, по которым скользит внешнее кольцо [110]. Указанные конструкции обладают тем недостатком, что даже при точной обработке соприкасающихся поверхностей, из-за различного теплового расширения внешнего кольца и нажимной плиты, между ними неизбежно появляются радиальные зазоры, и жесткая связь между кольцом и нажимной плитой в радиальном направлении и при выкручивании нарушается. Устанавливаемые иногда между внешним кольцом и нажимной плитой клинья, подпружиненные в аксиальном направлении и предназначенные для выборки зазоров, не намного исправляют положение, так как при относительном повороте сечений наружного кольца и нажимной плиты все равно не обеспечивается их плотное прилегание друг к другу по всей длине клина. Кроме того, из-за малого угла клиньев, вся система получается самотормозящейся, и силы трения могут препятствовать аксиальному перемещению наружного кольца.
Свойства фторопластового шланга, методика входного контроля
На основе результатов исследований и разработок, выполненных для турбогенераторов типа ТЗВ с полным водяным охлаждением, разработаны и испытаны типовые конструкции крепления лобовых частей обмотки статора для турбогенераторов ОАО «Электросила» всего спектра мощностей большой (600, 800 и 1000 МВт), средней (200...500 МВт) и малой (160 МВт и ниже) независимо от типа охлаждения. Максимально учтен отрицательный опыт эксплуатации турбогенераторов отечественного и зарубежного производства, который показывает, что конструкция крепления лобовых частей, состоящая из множества разнородных элементов (шпильки, прокладки, распорки, клинья, вязки и т.п.), не исключает возможности смещения отдельных элементов, ослабления сборки и повреждений обмотки [31]. На турбогенераторах ТВВ-1000-2 и ТВВ-800-2 полностью повторена конструкция, разработанная для турбогенераторов типа ТЗВ. Отличие заключается в элементах, осуществляющих связь нажимного кольца сердечника и конического кольца с лобовыми частями обмотки статора. Коническое кольцо крепится в цилиндрическом выступе нажимного кольца с помощью специально разработанных пружинно-тормозных устройств, поджатых фигурными пластинчатыми пружинами из титанового сплава (конструкция находится в стадии патентования). При этом из конструкции исключены резиновые прокладки и создан зазор для прохода охлаждающего газа (рис. 2.13). Усилие радиального поджатия клиновых элементов выбрано так, чтобы развиваемое ими трение препятствовало радиальному, тангенциальному и аксиальному смещению конического кольца относительно выступа при вибрациях и, в то же время, допускало радиальное и аксиальное перемещение кольца вместе с лобовыми частями обмотки при тепловом расширении.
Конструкция принята в качестве типовой для всех турбогенераторов с водородно-водяным охлаждением мощностью 800 МВт, 1000 Мвт и выше и уже реализована в турбогенераторах ТВВ-1000-2, изготовленных для АЭС «Бушер» (Иран), АЭС «Тяньвань» (Китай), Калининской АЭС. Эта же конструкция заложена в проекты глубокой модернизации мощных турбогенераторов, работающих на электростанциях
На тех же принципах, но в более простом варианте разработана конструкция крепления лобовых частей обмотки статора для турбогенераторов средних мощностей (200...500 МВт), показанная на рис. 2.14. Лобовые части располагаются аналогичным образом на массивном коническом стеклотек-столитовом кольце и поджимаются к нему при помощи расклиненных упругих стеклотекстолитовых колец с внутренней стороны. На выходе стержней из пазов сердечника тангенциальные и радиальные промежутки между стержнями заполнены замазкой холодного отверждения, которая вместе со стержнями образует единое кольцо, предотвращающее повышенные самостоятельные колебания стержней на выходе из пазов. Литое нажимное кольцо из немагнитной стали также имеет более простую форму.
С ним болтами скреплены стальные кронштейны, установленные равномерно по окружности. Между кронштейнами и наружной поверхностью конического стеклотекстолитового кольца установлены подпружиненные клиновые элементы. Геометрия и усилие радиального поджатая клиновых элементов выбрано так, чтобы развиваемое ими трение препятствовало радиальному, тангенциальному и аксиальному смещению конического кольца относительно кронштейнов при вибрациях и, в то же время, допускало радиальное и аксиальное перемещение кольца вместе с лобовыми частями обмотки при тепловом расширении.
На аналогичных принципах разработана типовая конструкция крепления лобовых частей обмоток статоров турбогенераторов меньшей мощности (160 МВт и ниже) с воздушным охлаждением. В конструкции учтено, что на турбогенераторах этих мощностей применяется изоляция обмотки статора типа «Монолит», изготавливаемая по технологии вакуумно-нагнетательной пропитки обмотанного статора целиком с последующей запечкой (рис. 2.15). Лобовые части, через бандажные кольца, крепятся при помощи шнуровой вязки к кронштейнам, закрепленным на нажимном кольце. Этим обеспечивается одновременно стабильность поджатая и возможность теплового расширения лобовых частей за счет упругости крепления. На выходе из пазов и в районе головок, после запечки обмотанного статора, накладывается замазка холодного отверждения, образующая два жестких кольца, которые вместе с бандажными кольцами связывают корзинку лобовых частей в единое целое, предотвращая возможность самостоятельных колебаний лобовых дуг. В турбогенераторах мощностью 10 МВт и ниже с обмотками статора катушечного типа замазка в районе головок не наносится ввиду малого веса головок (рис. 2.16). В таблице 2.2 представлены результаты измерений вибрации головок лобовых частей при стендовых испытаниях турбогенераторов различной мощности, подтверждающие высокую эффективность разработанных конструкций.
Исследования и разработка решений по устранению причин повреждений упругой подвески сердечников
При проведении ускоренных испытаний фторопластовых шлангов необходимо обеспечить комплекс условий не только по статическому и динамическому нагружению, но и внешней среде. В турбогенераторе шланги заполнены водой при рабочем давлении до 0,4 МПа, снаружи - воздух при атмосферном давлении.
Как уже указывалось, фторопласт является исключительно химически стойким материалом. Поэтому естественными являются экспериментально подтвержденные выводы, что длительное выдерживание фторопласта в воде не изменяет исходных механических показателей (разрывной прочности и относительного удлинения). Практически не изменяются и характеристики длительной прочности фторопласта при воздействии воды [161].
Вместе с тем следует учесть, что фторопласт, не смачиваемый водой при кратковременном погружении, смачивается при длител __- тэебывании в дистиллированной воде (свыше 15 ... 20 суток) [140]. Влагопроницаемость фторопласта также не равна нулю. Поскольку фторопласт вступает в определенное взаимодействие с водой, то это может повлиять на механизм разрушения при длительном нагружении.
Известно [140], что инактивная (не взаимодействующая химически) жидкая среда воздействует на напряженные полимеры посредством снижения поверхностной энергии при адсорбции (эффект Ребиндера). Это способствует развитию трещин при меньших напряжениях. Наряду с этим жидкая среда, проникая в материал, ослабляет межмолекулярные связи, а в субмик-родефектах создает дополнительное расклинивающее действие за счет капиллярных сил и давления растекания. Это не изменяет характера зависимости Т{а,Т), но влияет на количественные показатели.
Сказанное выше приводит к выводу, что при ускоренных испытаниях фторопластовых шлангов необходимо обеспечить те же условия в отношении среды, что и при эксплуатации в турбогенераторах: внутри шлангов вода при давлении 0,4 МПа, снаружи - воздух при атмосферном давлении. Это необходимо еще и затем, чтобы сохранить ту же интенсивность саморазогрева фторопласта при циклическом нагружении. Учитывая, что при избыточном давлении 0,4 МПа вода кипит при температуре 150 С {Т- 423 К), однозначно выбираем данную температуру для проведения ускоренных испытаний. Удобство такого режима состоит еще и в том, что помещая шланги с водой в термокамеру с температурой 150 С, мы автоматически получаем необходимое давление в шлангах 0,4 МПа.
Продолжительность ускоренных испытаний (ГМ=Т2), соответствующая длительности работы шлангов в турбогенераторе при температуре 60 С (7 = 333 К) в течение 30 лет (Т{= 109 с) определяется по формуле (3.8). Для максимально известного значения С=10"5с (разд. 3.3.1) получаем: Ти = ю6 2340425 с = 292 ч (для значения С- 10"4 с продолжительность испытаний Ти=416ч, для значения С =10"6 с продолжительность испытаний Ти = 179ч).
Устанавливая приблизительно 45 % запас, выбираем продолжительность режима ускоренных испытаний, равную Ти = 292 1,45 = 420 ч.
В ходе данных статических ускоренных испытаний фторопластовые шланги должны одновременно подвергаться и вибрационному воздействию. Целесообразно количество циклов установить равным 10 (а не 10 ), так как при этом ниже испытательное напряжение и механизм повреждения ближе к действующему в турбогенераторе. По этой же причине частота вибраций вы о бирается равной 100 Гц. Размах вибрации на базе 10 циклов (с запасом 1,5) равняется: 2А„ 33,0-2-1,5=100 мкм.
В окончательном виде параметры режимов ускоренных испытаний фторопластовых шлангов, соответствующие условиям работы в турбогенераторе в течение 30 лет (с примерно полуторным запасом по длительности действия статических нагрузок и таким же запасом по амплитуде переменных напряжений при вибрациях) приведены в табл. 3.4.
Необходимым требованием при проведении ускоренных испытаний полимеров является идентичность структуры и механизма разрушения материала при испытаниях и в условиях эксплуатации. Для фторопласта Ф-4Д, обладающего высокой теплостойкостью и не изменяющего своей структуры до температуры 260 С, это требование выполняется.
Режимы ускоренных испытаний, приведенные в табл. 3.4, рассчитаны в предложении неизменности статического напряженного состояния фторопластовых шлангов при температуре испытаний и температуре эксплуатации. В отношении гидравлического давления воды это условие выполняется. Концы шлангов нагружены еще дополнительными напряжениями за счет насадки с натягом на штуцеры. При посадке материал шланга подвергается относительно высокой деформации (до 20 %), с которой связана и определенная степень начального повреждения. Эта начальная дефектность учитывается использованием в расчетах максимального значения предэкспоненциального множителя С=10"5 с. Напомним, что в диапазоне рассматриваемых температур работы шлангов, вплоть до 260 С фторопласт при больших деформациях ведет себя как вязкоупругий материал, причем, упругая часть напряжений обусловлена высокой эластичностью полимерных цепей, а вязкая, релакси-рующая со временем, связана с преодолением межмолекулярных связей. Насадка шлангов на штуцеры осуществляется при температуре свыше 200 С, при которой неупругая часть напряжений успевает быстро отрелаксировать-ся. Температуры эксплуатации и ускоренных испытаний шлангов существенно ниже, и следует ожидать, что остающиеся упругие напряжения высо-коэластичности для обоих случаев приблизительно одинаковы.
