close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Разработка научно-методологических основ создания перспективных высокотемпературных энергетических комплексов

код для вставкиСкачать
3
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность темы диссертационного исследования. По данным международного
энергетического агентства более 40 % выработки электроэнергии осуществляется на основе
угольного топлива и более 10 % – на базе ядерного. Как на атомных, так и на тепловых угольных электростанциях наиболее широкое распространение получили энергоустановки, работающие по паротурбинной технологии. Таким образом, именно на паротурбинных электростанциях осуществляется выработка свыше 50 % всей электрической энергии в мире, что и определяет актуальность повышения энергетической эффективности паротурбинных энергоустановок. Оборудование, используемое в установках рассматриваемого типа, достигло высокого
уровня совершенства, и существенного повышения экономичности можно ожидать только в
случае повышения начальных параметров термодинамического цикла. Если на электростанциях, использующих газовое топливо, произошел переход к комбинированным циклам, позволивший увеличить температуру подвода теплоты до 1200-1500 °С, обеспечив тем самым
достижение уровня тепловой экономичности 60 % и более, то на тепловых электростанциях,
использующих уголь, а также на атомных электростанциях проблема повышения термодинамической эффективности за счет роста начальных параметров пара пока остается нерешенной.
В атомной энергетике основным сдерживающим фактором является ограниченный уровень
параметров ядерного реактора. Внедрение способов повышения параметров генерируемого
ядерной паропроизводящей установкой пара ограничивается требованиями соблюдения ядерной безопасности. Освоение высокотемпературных энергоблоков на угольных электростанциях связано как с техническими проблемами, обусловленными в большей степени надежностью работы применяемых материалов, так и с существенным повышением стоимости оборудования и энергетического комплекса в целом, что приводит к снижению его конкурентоспособности по сравнению с альтернативными технологиями.
На текущий момент мировая теплоэнергетика уже сделала реальные шаги к массовому переходу на суперсверхкритические параметры пара (ССКП – 30 МПа, 600/620 °С) и активно продолжает исследования и разработки в области создания энергоустановок с ультрасверхкритическими параметрами (УСКП – 35 МПа, 700/720 °С). Отечественная наука планирует активно
участвовать в разработке новых высокотемпературных паротурбинных технологий производства электрической энергии. Согласно разработанной дорожной карте российской технологической платформы «Экологически чистая тепловая энергетика высокой эффективности» уже
с 2021 г. планируется освоение новых высокоэффективных энергоблоков на ультрасверхкритические параметры пара, обеспечивающих выработку электроэнергии с КПД свыше 50 %.
Осуществляется государственная поддержка проектов за счет средств федеральной целевой
программы Министерства образования и науки Российской Федерации «Исследования и разработки по приоритетным направлениям развития научно-технологического комплекса России», целью которых является проведение исследований в области создания перспективных
высокотемпературных энергетических комплексов на базе паротурбинных технологий как для
тепловой, так и для атомной энергетики.
В рамках реализуемых в соответствии с разработанными программами проектов проводятся исследования проблем повышения тепловой экономичности паротурбинных энергоблоков на основе оптимизации параметров и структуры тепловой схемы энергетических установок, путем совершенствования конструкций основного и вспомогательного оборудования, создания новых материалов и защитных покрытий, способных длительно работать при высоких
температурах и давлениях, отработки технологий изготовления деталей из новых материалов.
Несмотря на прилагаемые усилия при выполнении проектов, направленных на решение этой
актуальной проблемы, многие вопросы до сих пор остаются нерешенными.
Создание перспективных высокотемпературных энергетических комплексов на органическом, ядерном и водородном топливах с повышенными технико-экономическими характеристиками, безусловно, актуально для российской энергетической отрасли.
4
Степень разработанности темы. Результаты исследований и разработок тепловых схем
паросиловых установок, работающих на органическом топливе с повышенными начальными
параметрами пара, и их оборудования широко представлены в научных работах А.Г. Тумановского, А.Д. Трухния, А.С. Седлова, Е.В. Дорохова Э.Х. Вербовецкого, А.Г. Костюка, Л.А. Хоменка, Ю.К. Петрени, В.Г. Грибина, П.А. Кругликова, А.Е. Зарянкина, Г.А. Филиппова, А.Л.
Шварца, H. Lukowicz, F. Weizhong, K. Stepczynska, M. Kaczorowski, J. Pelegrin, M. Luxa. Исследованиям вопросов повышения технико-экономических характеристик энергоустановок тепловых и атомных электростанций за счет применения водородного топлива посвящены работы
О.О. Мильмана, В.А. Федорова, С.П. Малышенко, Б.А. Шифрина, Р.З. Аминова, А.Н. Байрамова, А.И. Гурьянова, Г.Ш. Пиралишвили, A. Miller, R.L. Bannister, J. Lewandowki,
K. Badyda, J. Hama. Исследования, направленные на создание новых жаропрочных сплавов для
оборудования перспективных высокотемпературных энергетических установок, изложены в
научных трудах А.В. Дуба, В.Н. Скоробогатых, С.И. Феклистова, S.A. McCoy, R. Viswanathan,
J. Klöwer, I.G. Wright.
Усилия большинства исследователей направлены на обеспечение технической достижимости создания энергоустановок, их оборудования, новых материалов. При этом большую роль в
освоении и распространении новых технологий играет обеспечение их конкурентоспособности,
одним из определяющих факторов которой является стоимость. Поэтому разработка новых технических решений должна быть направлена не только на повышение технических характеристик, но и на обеспечение экономической целесообразности их применения. Создание совокупности прогнозных моделей оценки стоимости нового оборудования в сочетании с использованием приемов и методов функционально-стоимостного анализа на ранних этапах его создания
обеспечит возможность обоснованного формирования структуры и выбора параметров перспективных высокотемпературных энергетических комплексов и их оборудования на базе существующих и новых технических решений.
Цель: разработка совокупности научно-обоснованных технических решений, обеспечивающих создание перспективных высокотемпературных энергетических комплексов нового
поколения на основе паротурбинной технологии с повышенными технико-экономическими
показателями.
Задачами диссертационного исследования являются:
1. Разработка совокупности научно-обоснованных технических решений, обеспечивающих снижение затрат на создание оборудования при обеспечении его максимальной эффективности для перспективных высокотемпературных энергетических комплексов нового поколения на основе расчетно-экспериментальных исследований.
2. Разработка совокупности методов и моделей для проведения расчетно-экспериментальных исследований, необходимых при формировании научно-обоснованных технических решений, обеспечивающих создание высокотемпературных энергетических комплексов и их
оборудования с повышенными технико-экономическими показателями.
3. Создание испытательного комплекса, программ и методик проведения испытаний, обеспечивающих экспериментальные исследования аэродинамических, гидравлических и тепловых процессов с целью подтверждения работоспособности и эффективности новых технических решений.
4. Разработка научно-обоснованных предложений по формированию структуры и выбору
параметров тепловых схем перспективных высокотемпературных энергетических комплексов
на органическом, ядерном и водородном топливах на основе оптимизационных исследований,
и формирование конструктивного облика основного оборудования и компоновочных решений
с использованием приемов и методов функционально-стоимостного анализа, применение которых обеспечивает достижение максимального уровня эффективности при минимальных затратах.
5. Исследование влияния технических решений на финансово-экономические и инвестиционные показатели перспективных высокотемпературных энергетических комплексов.
5
Научная новизна диссертационного исследования:
Разработана совокупность научно-технических решений, обеспечивающих техническую
возможность и экономическую целесообразность создания мощных высокотемпературных
энергетических комплексов нового поколения на основе паротурбинных технологий:
- в результате расчетно-экспериментальных исследований на основе созданных математических и физических моделей определено влияние формы и взаимного расположения холодных воронок и горелочных устройств на аэродинамику горизонтально-ориентированных топочных камер. С использованием полученных результатов разработана конструктивная схема
топки и предложена новая компоновка пылеугольного котельного агрегата, обеспечивающая
сокращение длины паропроводов острого пара и пара промежуточного перегрева по сравнению с традиционной компоновкой в 3 раза;
- получены новые результаты по влиянию водородного перегрева на функционирование
угольно-водородных энергетических комплексов, на основе которых определены требования
к водородно-кислородным камерам сгорания, для которых на базе результатов математического моделирования разработана конструктивная схема. Основываясь на полученных результатах, предложен способ сокращения использования жаропрочных материалов в котельном
агрегате за счет осуществления перегрева пара свыше 540-600 °С не в поверхностях нагрева
котла, а в водородно-кислородных пароперегревателях, установленных в непосредственной
близости от паровой турбины, позволяющий снизить долю использования жаропрочных материалов и обеспечивающий уменьшение стоимости энергетического комплекса на 11,3 %;
- установлены зависимости изменения расхода хладагента и мощности охлаждаемого отсека паровой турбины от температур основного потока и хладагента и рабочей температуры
металла. С применением полученных результатов разработана схема перспективного высокотемпературного энергетического комплекса с охлаждаемой паровой турбиной, позволяющая
сократить расход дорогостоящих жаропрочных материалов и, как следствие, уменьшить стоимость турбины на 28,5 %, обеспечив при этом КПД выработки электрической энергии, равный 48,1 %, что на 0,4 % ниже по сравнению с неохлаждаемой турбиной;
- проведены исследования возможных вариантов повышения пропускной способности цилиндров низкого давления, в ходе которых получены результаты по влиянию конструктивных
схем на аэродинамическую эффективность проточных частей. На основе полученных результатов предложен способ, обеспечивающий снижение металлоемкости турбин мощностью 3001200 МВт на 10-20 %, с 1,57-2,30 до 1,23-2,08 кг/кВт.
Разработана новая методология проектирования научно-обоснованных технических решений, базирующаяся на комплексном применении расчетных и экспериментальных методов
исследований, использовании аддитивных технологий для изготовления физических моделей,
обеспечивающая сокращение сроков создания нового оборудования.
Разработана усовершенствованная методика проектирования теплонапряженных охлаждаемых деталей высокотемпературных турбин на основе опережающей верификации математических моделей. Экспериментально обоснована возможность применения технологии селективного лазерного спекания (SLM-технологии) для изготовления прототипов охлаждаемых деталей.
Разработаны алгоритмы и расчетные модели ключевых элементов проточной части, части
низкого давления, выхлопного отсека, применимые для проектирования широкого класса турбомашин.
Разработан комплекс математических моделей, позволяющий оценивать металлоемкость
и стоимость изготовления нового оборудования перспективных высокотемпературных энергетических комплексов на ранних стадиях его создания. Установлены зависимости металлоемкости и стоимости оборудования от начальных параметров пара и его расхода.
Разработана математическая модель отсека паровой турбины с охлаждаемой проточной
частью, позволяющая определять необходимое количество охлаждающего агента в зависимости от его параметров, параметров основного потока и рабочей температуры применяемых
конструкционных материалов.
6
Получены новые результаты по влиянию параметров пара на технико-экономические показатели и структуру тепловых схем перспективных высокотемпературных энергетических
комплексов, на основе которых разработаны предложения по формированию структуры и выбору рабочих параметров перспективных энергетических комплексов.
Расчетно-экспериментально обосновано применение профильных поверхностей меридиональных обводов для снижения концевых потерь энергии в турбинных решетках малой относительной высоты.
На основе разработанных технических решений с использованием приемов и методов
функционально-стоимостного анализа сформирован конструктивный облик основного оборудования и предложены компоновочные решения высокотемпературных энергетических комплексов, применение которых обеспечит достижение максимального уровня эффективности
при минимальных затратах.
Практическая значимость работы. В работе исследованы технологии производства
электрической энергии на высокотемпературных паротурбинных установках, в том числе гибридного принципа действия. Разработаны новые научно-технические решения, обеспечивающие возможность практической реализации предлагаемых технологий. Разработаны методы
и модели оценки стоимости нового оборудования и высокотемпературных энергетических
комплексов.
Полученные автором результаты исследований тепловых схем энергетических комплексов с повышенными параметрами пара, а также разработанные рекомендации по проектированию схем использовались при выполнении научно-исследовательских работ в ФГБОУ ВО
«НИУ «МЭИ», которые затрагивали вопросы исследования высокотемпературных энергоустановок, в том числе гибридных с водородным перегревом пара. Материалы диссертации
использовались при проведении занятий со студентами и аспирантами по направлению подготовки «Теплоэнергетика» ФГБОУ ВО «НИУ «МЭИ».
На защиту выносятся следующие результаты:
Совокупность научно-обоснованных технических решений, обеспечивающих снижение
стоимости высокотемпературных энергетических комплексов:
- новая компоновка пылеугольного котельного агрегата с горизонтально расположенной
топочной камерой;
- конструктивная схема цилиндра низкого давления с двухъярусной проточной частью повышенной пропускной способности;
- способ реализации перегрева пара свыше температуры 540-600 °С в водородно-кислородных пароперегревателях, установленных в непосредственной близости от паровой турбины;
- схема перспективного высокотемпературного энергетического комплекса с охлаждаемой паровой турбиной.
Результаты исследования тепловых схем перспективных высокотемпературных энергетических комплексов на органическом, водородном и ядерном топливах посредством математического моделирования, в том числе энергоблоков с ультрасверхкритическими параметрами
пара, гибридных угольно-водородных ТЭС и гибридных АЭС.
Новая методология проектирования научно-обоснованных технических решений, базирующаяся на комплексном применении расчетных и экспериментальных методов исследований
с изготовлением моделей по аддитивной технологии.
Методика проектирования теплонапряженных охлаждаемых деталей высокотемпературных энергоустановок на основе опережающей верификации математических моделей.
Математическая модель отсека паровой турбины с охлаждаемой проточной частью.
Совокупность моделей прогнозной оценки стоимости оборудования перспективных высокотемпературных энергетических комплексов.
Результаты исследования влияния новых научно-технических решений на финансовые и
инвестиционные показатели перспективных высокотемпературных энергетических комплексов.
7
Достоверность. Достоверность и обоснованность полученных результатов обусловлена
применением современных методов решения теплотехнических задач, методов математического моделирования и оптимизации с использованием хорошо зарекомендовавших себя в мировой практике проведения исследований программных комплексов. Результаты математического моделирования подтверждены физическим экспериментом.
Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на следующих международных конференциях: Power System Engineering, Thermodynamics and Fluid Flow (Пльзень, Чехия, 2007, 2011, 2016); Computational Methods in Applied
Science and Engineering (Венеция, Италия, 2008); Compressor and Turbine Flow Systems, Theory
and Applications Areas (Лодзь, Польша, 2008, 2011); Turbomachinery Fluid Dynamics and Thermodynamics (Грац, Австрия, 2009; Стокгольм, Швеция, 2017); Research and Development in
Power Engineering (Варшава, Польша, 2009); Проблемы газодинамики и тепломассобмена в
энергетических технологиях (Москва, Россия, 2011); Energy Production and Management in the
21-st Century (Екатеринбург, Россия, 2014); Инновационная экономика и промышленная политика региона (Санкт-Петербург, Россия, 2014); Energy and Sustainability (Медельин, Колумбия, 2015); Уголь-ЭКО (Москва, Россия, 2016); Современные проблемы теплофизики и энергетики (Москва, Россия, 2017).
Личный вклад автора. Автору принадлежат постановка проблемы и задач исследования,
разработка и обоснование всех положений, определяющих научную новизну и практическую
значимость, постановка экспериментов, анализ и обобщение результатов, формулировка выводов и рекомендаций. Автор принимал непосредственное участие в создании экспериментальных установок и проведении расчетно-экспериментальных исследований предлагаемых
научно-технических решений.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 58 научных работ, в том числе 16 статей
в периодических изданиях, рекомендованных ВАК Минобрнауки России для опубликования
основных результатов диссертационных исследований на соискание ученых степеней доктора
и кандидата наук, 13 статей – в журналах, входящих в международные базы цитирования Scopus и Web of Science, 16 докладов в сборниках трудов международных конференций, 6 патентов.
Объем и структура работы. Материалы диссертации изложены на 366 страницах основного текста, включающего 257 рисунков и 64 таблицы. Работа состоит из введения, пяти глав,
заключения, списка литературы, содержащего 320 источников.
ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ
Во введении обоснована актуальность диссертационного исследования, сформулирована
цель и задачи работы, научная новизна и практическая ценность полученных результатов.
Приведены сведения о публикациях, объеме и структуре диссертации.
Первая глава посвящена анализу проблем и перспектив создания высокоэффективных
экологически чистых энергетических комплексов нового поколения на основе высокотемпературных паротурбинных установок.
Одной из основных проблем создания перспективных высокотемпературных энергетических комплексов с повышенными технико-экономическими показателями является обеспечение работоспособности конструкционных материалов, применяемых при изготовлении деталей и узлов оборудования, работающих в условиях высоких температур и давлений, в том
числе пароперегревательных поверхностей, паропроводов острого пара и промежуточного перегрева, высокотемпературных отсеков паровой турбины. Переход к повышенным параметрам приводит к существенному изменению марочной структуры применяемых при создании
основного энергетического оборудования конструкционных материалов. Так, например, если
при сверхкритических параметрах пара (СКП – 23,5 МПа, 540/540 °С) используются только
ферритные стали, а при суперсверхкритических в структуре появляется около 20 % аустенитных, то при увеличении температуры свыше 700 °C доля аустенитных сталей и никелевых
8
сплавов превышает 50 %. Соотношение стоимости традиционно используемых при изготовлении паротурбинных энергоблоков сверхкритических параметров материалов и дорогостоящих жаропрочных сталей и сплавов составляет 1/5 для ССКП и 1/43 – для УСКП блоков. Увеличение доли жаропрочных конструкционных материалов в марочной структуре становится
причиной роста стоимости энергоустановок и препятствием для обеспечения экономической
целесообразности их использования, несмотря на существенное приращение в экономичности
и улучшение экологических показателей.
В связи с высокой стоимостью жаропрочных материалов и их существенной долей в
структуре металлозатрат одним из ключевых направлений развития высокотемпературных паротурбинных энергетических комплексов является разработка технических решений, позволяющих сократить количество используемых дорогостоящих сталей и сплавов при создании
оборудования энергоустановок, снизив тем самым капитальные затраты.
В паротурбинных установках большая доля использования никелевых сплавов приходится на высокотемпературные паропроводы острого пара и пара промежуточного перегрева.
Протяженность паропроводов определяется конструктивным исполнением основного оборудования – котла и турбины и их взаимным расположением. Следовательно, технические решения, позволяющие сократить общую протяженность паропроводов, заслуживают повышенного внимания исследователей.
Другим способом уменьшения массы используемых дорогостоящих жаропрочных материалов является организация охлаждения деталей, работающих в зонах высоких температур.
В первую очередь, это элементы высокотемпературных отсеков паровой турбины: корпус, ротор, клапанные коробки, сопловые и рабочие лопатки. Применение системы охлаждения потребует усложнения как тепловой схемы энергоблока, так и конструкции самой турбины, и
приведет к некоторому снижению тепловой экономичности, вызванному отбором части пара
на охлаждение теплонапряженных элементов конструкции. Определение целесообразного
уровня рабочих температур металла и, соответственно, его марки является задачей конструктивно-технологической и технико-экономической оптимизации.
Большие резервы снижения металлоемкости мощных паротурбинных энергоустановок
скрыты в частях низкого давления паровых турбин. Во всем мире ведется активная работа по
увеличению пропускной способности цилиндров низкого давления (ЦНД) с целью уменьшения габаритных размеров турбомашин и снижения расхода металла на их изготовление. Решение этой проблемы, наряду со снижением доли жаропрочных материалов в структуре металлозатрат, будет способствовать повышению конкурентоспособности энергетических комплексов.
Одним из перспективных направлений является использование в энергетических установках водородного топлива, которое не только позволяет обеспечить высокие экологические показатели, но и решает проблему перегрева пара за счет реализации передачи теплоты не через
стенку поверхности нагрева, а посредством смешения в компактных водородно-кислородных
камерах сгорания, применение которых может существенно сократить расход жаропрочных
материалов при обеспечении гораздо более высокой температуры перегрева по сравнению с
традиционными котельными установками.
Амбициозные цели по созданию в сжатые сроки принципиально новых образцов сложного высокотехнологичного оборудования и организация его производства и эксплуатации
ставит задачу совершенствования подходов к проектированию новых сложных технических
систем и входящих в них элементов. Несмотря на активное развитие вычислительной техники
и методов моделирования процессов различной природы, существуют серьезные ограничения
применимости существующих моделей. Особый интерес в рассматриваемом случае представляют методы проектирования теплонапряженных деталей высокотемпературных энергетических комплексов и применение при их создании цифровых технологий производства.
Основной задачей при создании перспективных высокотемпературных энергетических
комплексов с повышенными технико-экономическими показателями является синтез рациональной структуры и выбор параметров, формирование облика основного энергетического
9
КПД энергоблока нетто, %
оборудования на базе научно-обоснованных технических решений с применением приемов и
методов функционально-стоимостного анализа, что позволит достичь максимального уровня
энергетической эффективности при минимальных затратах.
Во второй главе представлены результаты исследований влияния структуры и параметров тепловых схем высокотемпературных энергетических комплексов, работающих на органическом, ядерном и водородном топливах, на термодинамическую эффективность, а также
новые технические решения, обеспечивающие практическую реализуемость предлагаемых
комплексов путем преодоления существующих технических и экономических ограничений.
Необходимым условием достижения максимальной экономической эффективности является выбор оптимальной структуры и параметров тепловой схемы энергоблока в совокупности
с совершенствованием основного и вспомогательного оборудования. Поэтому исследование
схемных решений высокотемпературных энергетических комплексов проведено с учетом
ограничений, накладываемых конструктивной реализацией оборудования и его взаимным расположением. Принятые ограничения и компоновочные решения не только оказывают влияние
на технические параметры и, как следствие, на экономичность, но и определяют технологичность конструкций, расход конструкционных материалов, удобство обслуживания, что в конечном счете сказывается на показателях экономической эффективности.
С использованием методов математического моделирования исследовано влияние параметров и структуры тепловой схемы на экономичность энергоблока. Установлено, что повышение параметров со сверхкритических до ультрасверхкритических приводит к увеличению
экономичности блока более чем на 5 %. При этом оптимальный уровень давления промежуточного перегрева pпп составляет порядка 7 МПа, что соответствует 20 % от уровня начального
давления p0, причем относительное давление промежуточного перегрева снижается по мере
увеличения начального давления. Промежуточный перегрев до tпп = 720 °С при указанном
уровне давления обеспечивает КПД энергоблока нетто 48,5 % (рисунок 1). Установлено, что
максимальный уровень эффективности энергоблока достигается при температуре питательной
воды, равной 330-340 °С, в случае реализации подогрева в девяти регенеративных подогревателях, четыре из которых – высокого давления.
49
48
47
46
45
3
4
5
6
7
pпп, МПа
8
9
10
11
tпп, °C:
600
650
700
720
Рисунок 1 – Зависимость тепловой экономичности энергоблока
от давления промежуточного перегрева пара (p0 = 35 МПа)
Применение двойного промежуточного перегрева приводит к дальнейшему росту тепловой экономичности. При этом оптимальное давление первого промежуточного перегрева несколько возрастает по сравнению с однократным и составляет 7,5 МПа, а давление второго
находится на уровне 3 МПа. Использование двойного промежуточного перегрева хотя и приводит к росту КПД, однако существенно усложняет технологическую схему энергоблока и его
10
оборудования – появляются дополнительные высокотемпературные поверхности нагрева в
котле, паропроводы, соединяющие их с турбиной, а также еще один высокотемпературный
цилиндр турбины, что делает схему с однократным перегревом более предпочтительной.
С использованием результатов проведенных исследований и на основе анализа существующих технических решений, применяемых при создании современных пылеугольных энергоблоков, сформирован конструктивный облик основного оборудования энергоблока УСКП
мощностью 1000 МВт – котельной установки и паровой турбины, массогабаритные характеристики которых были положены в основу оценок стоимости нового оборудования. Поскольку
одним из основных препятствий перехода к ультрасверхкритическим параметрам пара является существенное увеличение в структуре металлозатрат дорогостоящих конструкционных
материалов, способных работать при высоких температурах, методом математического моделирования проведено исследование влияния начальных параметров на стоимость основных
элементов энергоблока, претерпевающих наиболее существенные изменения при повышении
начальных параметров пара (рисунок 2). Установлено, что при переходе от сверхкритических
к ультрасверхкритическим параметрам пара стоимость главных паропроводов увеличивается
в 3 раза, стоимость паровой турбины возрастает на 32 %, затраты на сооружение котельной
установки увеличиваются в 2,4 раза, а стоимость вспомогательного оборудования возрастает
на 7 %. Таким образом, для сокращения стоимости основного оборудования целесообразным
является разработка научно-обоснованных технических решений, обеспечивающих снижение
расхода жаропрочных материалов при изготовлении главных паропроводов, паровой турбины
и котельного агрегата.
Стоимость, млрд руб.
16
14
12
10
8
6
4
2
0
Главные
паропроводы
Паровая турбина
Котельный агрегат Вспомогательное
оборудование
СКП
Переход от СКП к УСКП
Рисунок 2 – Увеличение стоимости оборудования энергоблока при переходе к УСКП
С целью минимизации протяженности высокотемпературных паропроводов проведена
проработка ряда конструктивных исполнений котельной установки и паровой турбины, а
также проанализированы варианты компоновочных решений блока. Разработанные варианты
компоновочных решений представлены в таблице 1. Проведенный анализ полученных компоновочных решений показал, что изменение схемы расположения котельного агрегата существенно влияет на длину главных паропроводов, при этом наименьшую длину обеспечивает
компоновка с горизонтальным котлом, позволяющая сократить протяженность паропроводов
более чем в 3 раза (на 150 м) по сравнению с наиболее распространенной для энергоблоков
ССКП и УСКП компоновкой с башенным котлом. Трехкратное сокращение длины паропроводов обеспечивает соответствующее снижение их стоимости. План расположения основного
оборудования энергоблока с котлом горизонтальной компоновки приведен на рисунке 3.
11
Таблица 1 – Варианты компоновочных решений энергоблока УСКП
П-образный котел, традиционная компоновка Т-образный котел, традиционная компоновка
Длина паропроводов – 177,8 м, в т.ч.:
- острого пара: 96,2 м;
- перегретого пара: 81,6 м.
П-образный котел,
горизонтальная компоновка
Длина паропроводов – 187,8 м, в т.ч.:
- острого пара: 106,2 м;
- перегретого пара: 81,6 м.
Т-образный котел,
горизонтальная компоновка
Длина паропроводов – 105,7 м, в т.ч.:
- острого пара: 53,8 м;
- перегретого пара: 51,9 м.
П-образный котел, инверторная компоновка
Длина паропроводов – 151 м, в т.ч.:
- острого пара: 68,8 м;
- перегретого пара: 82,2 м.
Т-образный котел, инверторная компоновка
Длина паропроводов – 80 м, в т.ч.:
- острого пара: 36,6 м;
- перегретого пара: 43,4 м.
Башенный котел
Длина паропроводов – 86,6 м, в т.ч.:
- острого пара: 36,6 м;
- перегретого пара: 50 м.
Горизонтальный котел
Длина паропроводов – 209,4 м, в т.ч.:
- острого пара: 97,7 м;
- перегретого пара: 111,7 м.
Длина паропроводов – 63 м, в т.ч.:
- острого пара: 30,9 м;
- перегретого пара: 32,1 м.
12
Рисунок 3 – План расположения оборудования энергоблока УСКП с горизонтальным котлом
Как следует из полученных результатов, представленных на рисунке 2, наибольший вклад
в увеличение стоимости энергоблока вносит котельная установка, рост стоимости которой
обусловлен значительным расходом жаропрочных материалов на изготовление высокотемпературных пароперегревателей. Возможным способом сокращения расхода жаропрочных материалов в котле является перенос перегрева пара из поверхностей нагрева в водородно-кислородные камеры сгорания, где передача теплоты происходит не через поверхность теплообмена, а посредством смешения пара, поступающего из котла с высокотемпературными продуктами сгорания. Такая организация перегрева пара позволяет достигнуть гораздо более высокого уровня температур, которые в традиционных паротурбинных установках ограничены
возможностями конструкционных материалов пароперегревательных поверхностей. Тепловая
схема энергоблока с водородным высокотемпературным перегревом пара приведена на рисунке 4.
На рисунке 5 приведены результаты проведенного моделирования, характеризующие изменение КПД энергоблока брутто в зависимости от температуры промежуточного перегрева
пара при различных уровнях температуры свежего пара. Диапазон изменения температур как
свежего пара, так и пара промежуточного перегрева варьировался от температуры за котельным агрегатом до 1200 °С. Из полученных зависимостей видно, что при перегреве пара до
уровня температур, соответствующих ультрасверхкритическим параметрам, КПД энергоблока брутто находится на уровне 52-53 %, что позволяет обеспечить КПД нетто порядка 4849 %. Стоит отметить, что при перегреве пара свыше 900 °С целесообразна установка промежуточного охладителя для снижения температуры перед цилиндром низкого давления.
Сжигание водорода предлагается осуществлять в парокислородной среде, когда в качестве окислителя используется смесь водяного пара, генерируемого в котельном агрегате, и
кислорода. Указанное решение позволяет снизить максимальную температуру пламени до
уровня 2000-2200 °С, что характерно для максимальных температур пламени в камерах сгорания газовых турбин, обеспечив тем самым надежную работу металла жаровой трубы. Сниже-
13
ние температуры горения за счет балластирования окислителя водяным паром неизбежно вызовет снижение реакционной способности смеси. Поэтому для обеспечения стабильного горения необходимо было разработать конструкцию камеры сгорания, обеспечивающую надежную стабилизацию пламени.
Рисунок 4 – Тепловая схема энергоблока с двукратным водородным перегревом пара
КПД энергоблока брутто, %
75
70
65
60
55
50
45
600
700
800
900
1000
1100
1200
tпп, °С
t0, °С:
620
720
860
900
1000
1100
1200
Рисунок 5 – КПД гибридного энергоблока с двумя водородными пароперегревателями
Разработанная конструктивная схема камеры сгорания с лопаточным завихрителем, обеспечивающим надежную стабилизацию пламени, для сжигания водорода в парокислородной
среде, приведена на рисунке 6. Диаметр входного участка жаровой трубы выбирается таким
14
образом, чтобы отобрать от основного потока количество пара, необходимое для балластирования окислителя и обеспечивающее заданный уровень температуры горения. Кислород подается в паровой поток перед его поступлением в рабочую часть жаровой трубы. Подача водорода в жаровую трубу осуществляется через центральный канал и внешний завихритель, а подача парокислородной смеси – через внутренний завихритель и отверстия на стенках жаровой
трубы. Основной поток пара омывает жаровую трубу снаружи, обеспечивая ее охлаждение,
затем смешивается с высокотемпературными продуктами сгорания в узле смешения, после
чего пар направляется в высокотемпературную паровою турбину.
Рисунок 6 – Конструктивная схема водородно-кислородной камеры сгорания
Еще одним возможным способом сокращения расхода жаропрочных материалов является
применение охлаждения высокотемпературных элементов паровой турбины. При этом стоит
отметить, что применение охлаждения неизбежно приведет к снижению тепловой экономичности энергоблока, обусловленному снижением мощности турбины из-за направления части
рабочего тела цикла на охлаждение высокотемпературных деталей. Расчетная схема охлаждаемого отсека паровой турбины с конвективным охлаждением лопаток статора и ротора представлена на рисунке 7. Высокотемпературная среда направляется в отсек при температуре t0.
Для охлаждения лопаток используется рабочая среда с температурой tхлад, раздающаяся из распределительного коллектора по ступеням турбины. Охладив лопатки, суммарный поток хладагента поступает в проточную часть непосредственно за охлаждаемым отсеком. В результате
происходит смешение хладагента с рабочей средой на выходе из охлаждаемого отсека и дальнейшее расширение смеси в неохлаждаемом отсеке паровой турбины.
Рисунок 7 – Расчетная схема охлаждаемого отсека паровой турбины
Для оценки энергетических эффектов, вызванных применением охлаждения, была разработана модель охлаждаемого отсека паровой турбины и получены зависимости, позволяющие
определить необходимый расход пара на охлаждение и мощность охлаждаемого отсека при
15
различном уровне начальных температур пара, температур свежего пара и хладагента, а также
при разных рабочих температурах металла.
Относительный расход на охлаждение отсека Ψ можно определить по формуле (1).
хлад
Ψ
∙ 100%
0,3662 ∙
,
∙ хлад.вх
∙ 7,78
97354
115561
мет
(1)
, где Gхлад – расход хладагента на решетку, кг/с;
G0 – расход рабочей среды на входе в решетку, кг/с;
t0 – температура пара на входе охлаждаемого отсека, °С;
tхлад.вх – температура хладагента на входе в охлаждающие каналы лопаток, °С;
tмет – рабочая температура металла, °С.
Мощность охлаждаемого отсека паровой турбины Nохл.отс можно определить из соотношения (2).
охл.отс
500
∙
2,954
0,01294 ∙
∙ 10 ∙ мет
0,004659 ∙
хлад.вх
0,005809 ∙
1,433 ∙ 10 ∙ хлад.вх
0,002772 ∙
мет
мет
4,792 ∙ 10
∙
∙ 15,54 0,4959 ∙ мет
0,007332 ∙ мет ∙ .
хлад.вх
1,0925
0,4898 ∙
(2)
С применением полученных математических выражений проведено моделирование тепловых схем высокотемпературных энергоблоков с охлаждаемыми паровыми турбинами в широком диапазоне изменения начальной температуры. Зависимости изменения КПД энергоблока от начальной температуры пара при различных значения температуры хладагента и рабочей температуры металла представлены на рисунке 8.
52,5
КПД энергоблока , %
52,0
51,5
51,0
50,5
50,0
49,5
49,0
48,5
48,0
700
800
900
1000
1100
1200
t0, °С
600/700
600/800
600/900
700/800
tмет, °C/
700/900
700/1000
800/900
800/1000
tпп, °C:
800/1100
900/1000
900/1100
900/1200
Рисунок 8 – Зависимость КПД энергоблока
с охлаждаемой высокотемпературной турбиной от начальной температуры пара
Установлено, что применение охлаждения деталей высокотемпературной паровой турбины при начальной температуре пара 700-800 °С не приводит к существенному снижению
КПД энергоблока в силу относительно небольшого расхода хладагента, отбираемого на охлаждение. Так, при начальном уровне температуры 700-720 °С снижение экономичности составляет порядка 0,4 %, при этом уровень температуры металла может быть снижен до 600 °С, что
16
соответствует энергоблокам с суперсверхкритическими параметрами пара. Указанный уровень рабочих температур элементов конструкций позволяет применять более дешевые уже
освоенные в производстве конструкционные материалы, сократив таким образом стоимость
создания оборудования, и наряду с этим способствует решению проблемы обеспечения надежности и длительности эксплуатации энергоустановки.
Гибридный принцип может быть применен и для повышения тепловой экономичности
атомных паротурбинных электростанций, КПД которых в силу сравнительно низких начальных параметров пара, ограниченных условиями ядерной безопасности и возможностями перегрева в ядерной паропроизводящей установке, находится на уровне – 33-34 %.
При низкой начальной температуре пара (порядка 270 °С) в качестве топлива для перегрева может быть применено не только водородное, но и традиционное органическое топливо.
В ходе проведения исследований рассмотрены возможности повышения экономичности и
мощности АЭС с водо-водяными энергетическими реакторами (ВВЭР) с применением для перегрева пара специальных пароперегревателей, работающих на углеводородном топливе, при
этом перегрев осуществляется до 600-620 °С. Проведена конструктивная проработка пароперегревателя для гибридного атомного энергоблока. Конструктивная схема котла-пароперегревателя представлена на рисунке 9.
а) продольный разрез
б) поперечный разрез
Рисунок 9 – Котел-пароперегреватель для гибридной АЭС
Конструктивная проработка узлов, проведенная с применением методов математического
моделирования, доказала возможность создания подобного оборудования, обладающего необходимыми характеристиками. Перегрев пара в котле-пароперегревателе до 600 °С позволяет
увеличить мощность блока с 1000 до 2000 МВт, при этом выработка дополнительной электрической энергии происходит с КПД порядка 50 %, что сопоставимо с парогазовыми установками с температурой газов на входе в турбину на уровне 1100 °С.
Не менее важной задачей при реализации перегрева пара на АЭС во внешнем перегревателе до 600 °С является разработка турбины, мощность которой возрастает в два раза по сравнению с традиционной турбиной К-1000-5,9/50. Двукратное увеличение мощности происходит как из-за роста располагаемого теплоперепада, обусловленного повышением начальной
17
температуры, так и из-за увеличения массового расхода пара через проточную часть турбины,
что обусловлено исключением из схемы сепаратора-пароперегревателя, установленного
между цилиндрами высокого и низкого давления турбины традиционной АЭС. Массовый расход пара через цилиндр высокого давления (ЦВД) увеличивается на 150 кг/с, т.е. чуть более
чем на 10 %, и на 300 кг/с через цилиндры низкого давления, что составляет около 20-25 % от
прежнего расхода. Из-за повышения температур по проточной части увеличивается и объемный расход пара. В результате объемный расход пара через выхлопные отсеки турбины увеличивается на 40-50 %. Таким образом, основной задачей, требующей решения для создания
быстроходной паровой турбины для гибридной АЭС мощностью 2000 МВт, является обеспечение пропуска в конденсатор увеличенного расхода пара через выхлопные отсеки цилиндра
низкого давления. Одним из возможных решений обозначенной проблемы является увеличение пропускной способности ЦНД за счет применения двухъярусных проточных частей. С использованием предложенного решения разработан конструктивный облик перспективной
быстроходной высокотемпературной паровой турбины для гибридных АЭС мощностью
2000 МВт, продольный разрез которой представлен на рисунке 10.
Рисунок 10 – Продольный разрез перспективной высокотемпературной паровой турбины
Высокую эффективность энергоблока обеспечивают не только параметры термодинамического цикла и структура тепловой схемы, но и степень совершенства основного оборудования: котельного агрегата и паровой турбины. В целях обеспечения необходимых показателей
экономичности основного оборудования проведена его детальная конструктивная проработка.
В третьей главе диссертации изложены основы новой методологии поиска рациональных
научно-обоснованных технических решений, базирующейся на комплексном применении расчетных и экспериментальных методов исследований с использованием аддитивных технологий для изготовления физических моделей, а также представлены новые научно-технические
решения, обеспечивающие создание оборудования высокотемпературных энергетических
комплексов большой мощности, разработанные с применением предложенной методологии.
Последовательность разработки новых решений представлена на рисунке 11. Первым этапом является формирование концепции нового решения на основе оптимизационных исследований с целью определения первоначального конструктивного облика и выбора наилучших
параметров, обеспечивающих максимальный уровень эффективности (структурно-параметрическое моделирование). На втором этапе осуществляется объемное моделирование и производится исследование разработанных конструкций с применением методов численного моделирования (геометрическое моделирование). После определения наилучшего варианта конструкции осуществляется изготовление материального макета (модели) с применением аддитивных
технологий производства, обеспечивающих изготовление в максимально сжатые сроки (макетирование). Завершающим этапом разработки новых решений является проведение испытаний и экспериментов с целью подтверждения работоспособности и эффективности принятых
конструктивно-технологических решений (физико-механическое моделирование). На основе
результатов экспериментальных исследований при необходимости вносятся изменения как в
конструкторскую документацию, так и в используемые в процессе проектирования математические модели с целью их уточнения.
18
Задание функций
(задание на проектирование)
Структурное
моделирование
(синтез структуры)
Параметрическое
моделирование
−
−
+
Корректировка
структуры
Проверка
качества
функционирования
системы
−
Функциональные характеристики
элементов системы
Проверка
адекватности
модели
Натурные
испытания
Модельные
исследования
+
Корректировка модели
Объемное
моделирование
(создание
электронного макета)
Инженерный анализ (на
основе математических
моделей)
Проверка
качества
Корректировка
конструкции
+
Конструкторская
и технологическая
документация
Масштабное
макетирование
Натурное
макетирование
Макетирование
Геометрическое моделирование
Структурно-параметрическое
моделирование
+
Сравнение
полученных
характеристик с
заданными
Физико-механическое моделирование
Готовое изделие
−
Рисунок 11 – Методология разработки научно-обоснованных технических решений
В обеспечение практической реализации предложенной методологии разработки создан
специализированный экспериментальный комплекс, позволяющий проводить исследования
модельных образцов деталей и узлов нового энергетического оборудования. Комплекс состоит из стендов для аэродинамических испытаний плоских и кольцевых решеток турбомашин, моделей стопорных и регулирующих клапанов и выхлопных патрубков, установки для
исследования структуры течения в моделях топочных камер котельных агрегатов, а также экспериментальных стендов для исследования процессов теплообмена в охлаждаемых теплонапряженных деталях высокотемпературных турбин.
К техническим решениям, определяющим уровень экономичности и надежности, относятся: котельный агрегат горизонтальной компоновки; решения, обеспечивающие надежную
и экономичную работу части высокого давления паровой турбины, в том числе система парораспределения и новая конструкция меридиональных обводов турбинных решеток; цилиндр
низкого давления повышенной пропускной способности с двухъярусной проточной частью,
позволяющий снизить металлоемкость мощных турбомашин или реализовать большую мощность (свыше 1200 МВт) в быстроходном турбоагрегате одновального исполнения.
Отличительной чертой разработанного котельного агрегата, по сравнению с традиционными компоновками, является способ организации шлакоудаления, предполагающий расположение холодных воронок по всей длине топочной камеры, что оказывает существенное влияние на структуру потока в топке котла. В ходе конструктивной проработки котельного агрегата решены три задачи по организации топочного пространства: определено оптимальное с
точки зрения структуры течения положение и угол наклона горелочных устройств; предложена новая конструкция холодных воронок, обеспечивающая минимальное аэродинамическое
сопротивление; разработана оригинальная конструкция поворота газохода за топочной камерой, обеспечивающая минимальную степень неравномерности профиля скорости за поворо-
19
том для снижения неравномерного распределения тепловых потоков в радиационно-конвективных поверхностях нагрева. Исследованы различные конструктивные исполнения топки горизонтального котла. Варьировались такие параметры, как форма поворота, геометрические
размеры топочной камеры, расположение горелочных устройств, форма холодной воронки.
На рисунке 12 представлены два варианта топки горизонтального котла с различной формой
холодной воронки и расположением горелок.
а) конструкция с поперечно
б) конструкция с двумя продольно
расположенными холодными воронками
расположенными холодными воронками
Рисунок 12 – Конструктивные схемы топочной камеры горизонтального котла
Полученные результаты показали, что продольное расположение холодных воронок вдоль
оси топочной камеры позволяет отцентрировать положение вихреобразования и добиться его
стабильности, что обеспечивает оптимальные условия сгорания топлива. Результаты пространственного моделирования аэродинамики топочной камеры представлены на рисунке 13.
а) поперечное сечение
б) продольное сечение
Рисунок 13 – Результаты моделирования аэродинамики топочной камеры
Сжигание топлива осуществляется в прямоточных горелочных устройствах, расположенных тангенциально по периметру топки. В центре топки образуется вихревой факел, который
распространяется вдоль оси топочной камеры.
Общая длина котельного агрегата с учетом хвостовых поверхностей нагрева составляет
85,5 м; строительная площадь, необходимая для его размещения, приблизительно в 2 раза
больше, чем в случае использования традиционных компоновочных решений. Однако при
этом выходные коллекторы пароперегревателей оказываются на отметке 34,5 м, что позволяет
сократить протяженность высокотемпературных трубопроводов почти вдвое. Кроме того,
имеется возможность вывода выходных коллекторов в нижнюю часть трубных пакетов конвективных поверхностей теплообмена, в результате чего они окажутся на уровне 16 м. При
этом общая протяженность трубопроводов острого и вторичного пара сокращается втрое по
сравнению с традиционными вариантами исполнения котельного агрегата. Проведенные расчетные исследования показали перспективность использования предложенной компоновочной схемы. Расчетный КПД котла составил 93,1 %.
20
Повышение начального давления пара до уровня 32-36 МПа предъявляет новые требования к конструкции части высокого давления паровой турбины. При увеличении давления с 24
до 35 МПа следует ожидать повышения динамических нагрузок на штоки регулирующих клапанов не менее чем на 40 % по сравнению с исходным уровнем, поскольку их величина пропорциональна начальному давлению пара. Поэтому для турбин нового поколения, работающих при ультрасверхкритических параметрах пара, необходимо использовать регулирующие
клапаны с предельно низкими исходными динамическими нагрузками, которые зависят от амплитуд пульсаций давления в проточных частях клапанов. На основе результатов расчетноэкспериментальных исследований была предложена конструкция блока стопорно-регулирующих клапанов для системы парораспределения турбины с ультрасверхкритическими параметрами пара К-1000-35/50, предусматривающей установку четырех таких блоков. Примененные
конструктивные решения позволяют снизить гидравлическое сопротивление клапанов до
2,5 % от начального давления, что вдвое меньше сопротивления клапанов традиционной конструкции.
Рост начального давления пара приводит к проблемам при формировании проточной части цилиндра высокого давления, обусловленным снижением объемного расхода пара через
цилиндр, вызывающим, как следствие, уменьшение относительных высот лопаточного аппарата, увеличение концевых потерь энергии и снижение внутреннего относительного КПД
ЦВД. Для снижения интенсивности вторичных течений предложено на торцевых стенках решетки профилей в межлопаточном пространстве в пределах пограничного слоя расположить
с малым шагом криволинейные ребра. Такие ребра предотвращают развитие поперечных течений и при этом не оказывают отрицательного влияния на значение профильных потерь энергии. На рисунке 14 представлена конструкция решетки с ребрами и показаны результаты моделирования течения в межлопаточных каналах с гладкими и оребренными торцевыми поверхностями. Сравнение результатов моделирования свидетельствует, что размеры образовавшихся двух парных вихревых шнуров вблизи торцевых стенок уменьшаются при организации
двухстороннего оребрения в канале, сокращая концевые потери энергии в решетке.
а) конструкция оребренной б) результаты моделирования в) результаты моделирования
турбинной решетки
течения в гладком канале
течения в оребренном канале
Рисунок 14 – Конструкция турбинной решетки с оребренными торцевыми поверхностями и
результаты моделирования течения в межлопаточном канале
Для определения рациональной конструкции были разработаны и исследованы реберные
системы различных конфигураций. Исследование размера ребер показало, что их высота
должна быть не более 2 мм с тем, чтобы не превышать толщину пограничного слоя (увеличение высоты привело к снижению эффективности оребрения). Исследовались решетки с различными вариантами формы и схем расположения ребер на торцевой поверхности. Результаты
исследований приведены на рисунке 15 в виде кривых распределения локальных коэффициентов потерь энергии по высоте рассматриваемой решетки.
Относительная высота профиля
21
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0,00
0,05
0,10
Коэффициент потерь в решетке
0,15
Одиночное треугольное ребро
Одно цельное (прямоугольное) и одно кусочное (прямоугольное) ребро
Одно цельное (треугольное) и одно кусочное (треугольное) ребро
Одиночное прямоугольное ребро
Рисунок 15 – Распределение коэффициента потерь по высоте решетки
Показано, что применение ребер треугольной формы с отношением высоты ребра к ширине, равном 4, позволяет добиться максимального эффекта и сократить потери от вторичных
течений на 6,7 %. Результаты, полученные на основе численного моделирования, были подтверждены экспериментальными исследованиями на специально созданном стенде для испытания моделей плоских решеток турбомашин.
Сокращение металлоемкости и повышение экономичности энергоустановки возможно
осуществлять не только за счет совершенствования высокотемпературной части. Большие резервы скрыты в низкотемпературной части мощных паровых турбин, а именно в сокращении
удельной металлоемкости и совершенствовании аэродинамики цилиндров низкого давления,
в том числе за счет повышения пропускной способности путем применения двухъярусных
проточных частей. Для этого разработано и проанализировано три варианта конструктивной
реализации ЦНД с двухъярусной проточной частью, отличающиеся схемой подвода рабочего
тела, и проведено их сравнение. Показано, что наиболее эффективной с аэродинамической
точки зрения является приведенная на рисунке 16а компоновка с пятью ступенями в нижнем
ярусе, тремя ступенями в верхнем ярусе и независимым подводом пара (КПД 86,6 %). Предлагаемая конструкция цилиндра имеет осевую площадь выхлопа 16,5 м2, что соответствует
увеличению его пропускной способности на 45 % по сравнению с традиционным одноярусным исполнением ЦНД с лопаткой последней ступени длиной 1200 мм.
Для практической реализации рассматриваемого варианта предложено вместо традиционной диафрагмы первой ступени применить диафрагму оригинальной конструкции с направляющим аппаратом только в нижнем ярусе (рисунок 16б). Нижний ярус диафрагмы состоит из
диска 1, внешнего обвода 2, между которыми установлены сопловые лопатки первой ступени
нижнего яруса 3 двухъярусного ЦНД. Внешний обвод нижнего яруса диафрагмы является корневым обводом для второго яруса. Между обводами 2 и 4 с угловым шагом, не превышающим
5°, радиально устанавливаются перфорированные ребра 5, являющиеся аэродинамическими
фильтрами, обеспечивающими выравнивание неравномерного входного поля скоростей и снижающие амплитуду пульсаций давления в потоке пара перед первой ступенью верхнего яруса
ЦНД. Сопловые лопатки нижнего яруса и перфорированные плоские ребра верхнего яруса
жестко связаны с диском 1 и обводами, образуя тем самым единую жесткую неразборную конструкцию с горизонтальным разъемом, как у диафрагм традиционной конструкции.
22
а) проточная часть
б) диафрагма первой ступени
Рисунок 16 – Конструктивная схема проточной части двухъярусного ЦНД
Важным параметром при формировании двухъярусной проточной части является соотношение количества лопаток верхнего и нижнего ярусов. В предлагаемой конструкции ЦНД вторая и третья двухъярусные ступени выполняются с одинаковым числом лопаток в нижнем и
верхнем ярусах. Малые высоты лопаток верхнего яруса этих ступеней не вызывают больших
растягивающих напряжений в корневых сечениях нижнего яруса, несмотря на дополнительную нагрузку в виде разделительной полки. Ситуация меняется для последней двухъярусной
рабочей лопатки предпоследней ступени ЦНД длиной 1155 мм и увеличенным количеством
профилей в верхнем ярусе по сравнению с нижним для снижения потерь от веерности. Двухъярусная рабочая лопатка предпоследней ступени является ключевым элементом, определяющим надежность всей проточной части.
При разработке двухъярусной лопатки проведено моделирование различных вариантов
конструкции c двумя и тремя профилями в верхнем ярусе, варьировались толщина и форма
межъярусной полки, а также форма хвостовика. В результате лучшие характеристики как аэродинамические, так и прочностные показал вариант с двумя профилями. Общая длина двухъярусной лопатки в предпоследней ступени равна 1155 мм, высота лопатки нижнего яруса по
выходной кромке – 701 мм, а высота лопатки верхнего яруса – 434 мм. Внутренний относительный КПД предпоследней ступени нижнего яруса составляет 87,6 %, последней ступени
верхнего яруса – 77 % (с учетом потерь с выходной скоростью). С применением методов математического моделирования проведены исследования прочностного и вибрационного состояния двухъярусных рабочих лопаток, выполненных из двух конструкционных материалов –
нержавеющей стали 20Х13 и титанового сплава ВТ-6. Установлено, что применение титана
обеспечивает трехкратный запас прочности конструкции, в то время как в лопатке из нержавеющей стали максимальные напряжения близки к пределу прочности материала. Конструкция лопатки и результаты прочностного анализа представлены на рисунке 17.
Наряду с конструктивной разработкой новой «вильчатой» лопатки были рассмотрены вопросы, связанные с технологией ее изготовления: разработан технологических процесс, программа для станков с ЧПУ, изготовлен демонстрационный образец рабочей лопатки. Таким
образом, экспериментально доказана технологическая возможность изготовления «вильчатой» лопатки.
В силу конструктивных особенностей двухъярусной проточной части организовать регенеративный отбор пара можно только из верхнего яруса после его первой и второй ступени с
расходом 8,3 кг/c, что составляет в относительном выражении 17-20 % от расхода пара в верхнем ярусе. На основе полученных результатов моделирования течения в межступенчатом зазоре установлено, что указанная величина отбора пара приводит к возникновению окружной
и радиальной неравномерности параметров потока на входе в послеотборную ступень, вызывая снижение ее экономичности.
23
а) конструкция двухъярусной лопатки
б) распределение напряжений
Рисунок 17 – Двухъярусная «вильчатая» рабочая лопатка
Для снижения влияния отбора пара на аэродинамическую эффективность послеотборных
ступеней верхнего яруса предложено усовершенствовать конструкцию отбора путем установки в межступенчатом зазоре аэродинамического отсекателя, обеспечивающего снижение
неравномерности параметров потока. С применением методов математического моделирования проведены исследования влияния конструктивного исполнения отсекателя на течение рабочей среды в межступенчатом зазоре, в результате которых установлено, что отсекатель, полностью перекрывающий осерадиальную отборную щель от области основного потока и конструктивно выполненный заодно с внешним обводом послеотборной ступени, обеспечивает
минимальный уровень неравномерности. Уменьшение асимметрии структуры потока привело
к сокращению потерь энергии и росту аэродинамической эффективности послеотборной ступени, КПД которой при установке отсекателя предложенной конструкции увеличился с 76 до
81 %.
Применение двухъярусных проточных частей в цилиндрах низкого давления приводит к
необходимости создания новых решений для выхлопных патрубков, конструкция которых
определяет как эффективность и надежность работы всей паровой турбины, так и габаритные
размеры цилиндров. Для исследования влияния конструктивной схемы патрубка двухъярусного ЦНД на его аэродинамическую эффективность разработана расчетная модель и проведено моделирование пространственной структуры течения. На основе полученных в ходе моделирования результатов показано, что конструкция диффузорного патрубка с установкой
диффузора с отрицательной перекрышей и с разделением внутреннего пространства специальными вставками на выхлопные отсеки верхнего и нижнего ярусов проточной части турбины, откуда отработавший пар независимо поступает в отсеки конденсатора, позволяет обеспечить коэффициент полных потерь энергии на уровне ζп = 0,99, что на 40 % ниже по сравнению с бездиффузорным вариантом (ζп = 1,68). Конструкция двухъярусного ЦНД с выхлопным
патрубком представлена на рисунке 18. Проведенное сравнение основных габаритных размеров ЦНД современных мощных турбомашин и двухъярусного цилиндра показало, что переход
к двухъярусной проточной части не ведет к увеличению высоты и ширины патрубка, а увеличение пропускной способности патрубка достигается за счет расширения патрубка верхнего
яруса, который располагается в пределах длины нижнего яруса, что обеспечивает сохранение
осевых размеров ЦНД при увеличении его пропускной способности и мощности, аналогичных
ЦНД традиционной конструкции.
24
Рисунок 18 – Продольный разрез двухъярусного ЦНД
Для выхлопного патрубка осерадиальной конструкции характерно развитое вихревое движение рабочей среды в корпусе, что влечет за собой уменьшение эффективной проходной площади. С применением методов моделирования проведено исследование влияния установки
противовихревых решеток различной конфигурации на структуру течения в выхлопном патрубке. Показано, что наибольший эффект по гашению вихревого течения и выравниванию
поля скоростей обеспечивает конструкция, состоящая из пластинчатой решетки, расположенной в зоне выхода потока из диффузора, и квадратной решетки, расположенной со стороны
входа пара в патрубок за внешним обводом диффузора. В результате за решеткой сохраняются
только небольшие области вихревого течения (рисунок 19), а коэффициент полных потерь
снижается до ζп = 0,984.
Скорость, м/с
378
0
42
84
126
168
210
252
294
336
а) поле скоростей на выходе из
б) линии тока в корпусе
противовихревых решеток
выхлопного патрубка
Рисунок 19 – Результаты моделирования течения в выхлопном патрубке
С целью проведения верификации полученных результатов были созданы масштабные
модели предложенных решений, с использованием разработанных программ и методик проведен комплекс экспериментальных исследований, результаты которых подтвердили достоверность полученных на основе методов математического моделирования данных.
25
Наиболее сложным элементом разрабатываемых высокотемпературных энергоустановок
являются охлаждаемые лопаточные аппараты, при проектировании которых верификация полученных расчетных данных с целью определения точности и адекватности применяемых расчетных моделей проводится на образцах деталей, изготовленных по серийной технологии, что
обуславливает длительность и высокую стоимость процесса проектирования. Уровень развития технологий аддитивного производства деталей из металлических порошков создает предпосылки для совершенствования методики проектирования, направленного на сокращение
сроков разработки теплонапряженных деталей за счет изготовления прототипов для проведения теплогидравлических испытаний по SLM-технологии. При этом в целях обеспечения необходимого уровня качества проектных решений требовалось проведение комплекса исследований, обосновывающих возможность использования прототипов, изготовленных по аддитивной технологии, для проведения соответствующих испытаний.
Глава 4 посвящена разработке методики проектирования теплонапряженных деталей высокотемпературных турбоустановок.
Переход к повышенным параметрам на паротурбинных энергоблоках ставит задачу создания эффективных систем охлаждения. Несмотря на то, что максимальная температура в проточной части турбины блока с ультрасверхкритическими параметрами пара не превышает
760 °С и уже сейчас существуют материалы, применяемые в газотурбостроении, способные
длительно работать при температурах до 860-900 °С, задачей системы охлаждения является
поддержание температуры деталей на значительно меньшем уровне с целью снижения стоимости турбины за счет применения более дешевых конструкционных материалов и обеспечение заданного ресурса работы. Дальнейшее повышение начальных параметров пара путем перехода к гибридным энергоблокам с применением водородно-кислородных камер сгорания,
позволяющих осуществлять перегрев пара до 1200-1700 °С, при существующем уровне развития материалов приводит к необходимости охлаждения теплонапряженных деталей проточной части высокотемпературной паровой турбины.
Разработка методики проектирования теплонапряженных деталей осуществлена на примере наиболее нагруженного элемента высокотемпературной турбины – охлаждаемой рабочей
лопатки. Главной задачей совершенствования методики является сокращение сроков разработки детали за счет применения опережающей верификации расчетных моделей (тепловой и
гидравлической), подтверждения работоспособности конструкции и эффективности принятых
проектных решений на основе испытания прототипа, изготовленного по SLM-технологии.
Основными критериями, по которым можно судить о работоспособности и эффективности разработанной конструкции системы охлаждения лопатки, является коэффициент запаса
прочности и относительный расход воздуха, достаточный для обеспечения рабочего уровня
температуры металла детали. Поэтому методика включает два взаимосвязанных модуля – тепловой, позволяющий производить моделирование теплового состояния, и прочностной (рисунок 20).
Исходными данными для блока 1 являются геометрические параметры каналов и интенсификаторов теплообмена, выбор которых осуществляется на основе анализа прототипов. Выбор типа интенсификаторов и определение их ключевых характеристик при необходимости
реализуется путем проведения дополнительных экспериментальных исследований моделей
отдельных участков каналов охлаждения (блок 2), которые могут быть изготовлены по SLMтехнологии в полном соответствии с геометрией внутренней полости исследуемого участка
тракта охлаждения, что позволит получить достоверные данные для разработки гидравлической (блок 3) и тепловой моделей (блок 6). Предлагаемый подход позволяет существенно повысить качество создаваемых расчетных моделей. Блок 7 обеспечивает моделирование температурных полей в сечениях лопатки при различных режимах. Исходными данными для моделирования распределения температур в сечении являются внешние граничные условия, формируемые в блоке 5 на основе результатов гидравлических (блок 3) и аэродинамических
(блок 4) расчетов.
26
18
Верификация
теплогидравлической
модели
∆ Tbi
Изготовление и
экспериментальные
исследования
моделей каналов
охлаждения
2
1
3
Гидравлика
Gg
pbi
Расчет
обтекания
Принятие
решения
Tai
Gai Reai
Варьирование
параметрами M(x,y)
модели
14
17
16
Расчет теплового
состояния для
модельных условий αai
Gai
Reai
4
6
Граничные условия
(внутренние)
Gai Reai
Tgi
Regi λgi
αai
Tai
Выбор материала.
Изготовление
прототипа лопатки
7
Tbi
Расчет полей
температур
Расчет
суммарных
напряжений
11
12
Анализ
результатов
Расчет
термических
напряжений
σTi
αgi Tgi
5
Граничные условия
(внешние)
13
Относительный Ga /Gg
расход воздуха
15
Испытание
прототипа лопатки
для верификации
моделей
Ci
Запас
прочности
σ∑i
8
9
M(x,y)
Смещение
координаты
центра масс
10
Разработка конструкторской документации
Рисунок 20 – Блок-схема методики проектирования лопатки
Прочностной модуль проектирования состоит из четыре блоков. Блок 8 служит для определения термических напряжений в сечениях лопатки, обусловленных неравномерным распределением поля температур в сечении. Расчетный блок 9 позволяет определять суммарные
напряжения, вызванные центробежными нагрузками и нагрузками от газовых сил. Исходной
информацией для моделирования являются выходные данные блока 8, а также газовые
нагрузки, частота вращения ротора, характеристики материала и геометрические параметры
лопатки. Блок компенсации изгибных нагрузок 10 предусматривает возможность изменения
положения центра масс сечений лопатки с целью компенсации действующих изгибных напряжений от газовых и термических нагрузок. На основе данных о температурном состоянии лопатки и результатов прочностного анализа рассчитывается распределение коэффициента запаса прочности в сечениях лопатки (блок 11).
Располагая данными об относительном расходе воздуха и коэффициенте запаса прочности, а также информацией о температурном поле лопатки, принимается решение о соответствии системы охлаждения заданным требованиям (блок 14). В случае несоответствия требованиям технического задания на основе анализа запасов прочности в сечениях лопатки вносятся изменения в геометрию охлаждаемых каналов с целью корректировки температурного
поля. После принятия решения о соответствии разработанной лопатки заданным критериям
до начала выпуска конструкторской документации на основе электронной модели детали осуществляется выбор материала (блок 15) и изготовление по SLM-технологии прототипа лопатки, предназначенного для проведения тепловых и гидравлических испытаний (блок 17). По
результатам проведенных испытаний осуществляется верификация гидравлической и тепловой моделей охлаждаемой лопатки (блок 18).
Достоинством применения аддитивных технологий для прототипирования является возможность быстро изготовить образец, готовый для проведения испытаний, с отверстиями для
замера статического давления, фланцами для подсоединения к рабочему участку испытательного стенда, что практически исключает необходимость выполнения работ по препарировке.
Образец может быть изготовлен как в масштабе, так и в натуральную величину.
27
Верификация теплогидравлической модели проводится в блоке 18 посредством сравнения
результатов испытаний прототипа с расчетными значениями. В случае выявления недопустимых отклонений проводится уточнение гидравлической и тепловой модели, осуществляется
доработка конструкции, после чего процедура верификации повторяется.
Как показали результаты проведенных исследований, при освоении высокотемпературных паротурбинных установок целесообразно осуществлять перегрев до температур, не превышающих 1000-1200 °С, поскольку дальнейшее увеличение начальной температуры приводит к замедлению роста тепловой экономичности энергетического комплекса. При указанном
уровне начальной температуры возможна реализация конвективной системы охлаждения, не
снижающей аэродинамической эффективности проточной части из-за нарушения структуры
течения сбросом в поток охлаждающего агента. Для верификации моделей лопаток с конвективными системами охлаждения может быть использован метод калориметрирования в жидкометаллическом термостате, основанный на сравнении распределения расчетной плотности
теплового потока qр и плотности теплового потока, определенной по результатам испытаний
прототипа в жидкометаллическом термостате qц. Используя расчетные значения температуры
поверхности лопатки Θр для выбранного участка и задав величину допустимого отклонения
безразмерной температуры ΔΘ, допустимое отклонение (qц/qр)доп определяется по формуле (3).
ц
р доп
Θр
1
1
Θр
∆Θ
1
1
. (3)
При условии qц/qр ≤ (qц/qр)доп можно считать, что расчетная модель адекватно описывает
процессы теплообмена во внутренней полости лопатки.
При проведении верификации расчетных моделей на изготовленном с помощью аддитивных технологий образце лопатки или канала возникает неопределенность свойств материала
образца, обусловленная послойным спеканием металлического порошка. При спекании возникает пористость материала, влияющая на его физические свойства, в частности на важный
для рассматриваемого вида испытаний коэффициент теплопроводности λ, а также шероховатость поверхности, которая оказывает влияние как на гидравлические характеристики каналов, так и на коэффициент теплоотдачи.
Для устранения указанных неопределенностей и обеспечения необходимого уровня достоверности и точности предлагаемого метода верификации произведен выбор материала для
изготовления прототипов охлаждаемых лопаток и каналов с использованием SLMтехнологии, а также проведены исследования для определения степени влияния применяемой
технологии изготовления на указанные ключевые параметры. Для изготовления прототипов
выбран порошок с размером частиц 5 мкм из материала на основе железа с содержанием хрома
14-15,5 %, никеля – 3,5-5,5 % и меди – 2,4-4,5%, содержание остальных компонентов, включая
кремний, молибден, марганец и ниобий, не превышает 1 %. Из выбранного порошка по SLMтехнологии были изготовлены опытные образцы для определения шероховатости поверхности
и коэффициента теплопроводности λ, а также каналы прямоугольного сечения 2×10 мм для
проведения теплогидравлических испытаний. По результатам замеров величина шероховатости изготовленных образцов составила Ra = 5,37 мкм. Экспериментально получена зависимость от температуры коэффициента теплопроводности λ, значение которого возрастает от 12
до 19 Вт/(м·К) при увеличении температуры от 100 до 450 °С.
Еще одним важным свойством образцов, изготавливаемых посредством послойного
сплавления металлических порошков, отличающих их от образцов, изготавливаемых традиционными способами, является шероховатость поверхности, оказывающая существенное влияние как на тепловые, так и на гидравлические характеристики систем охлаждения теплонапряженных деталей. С целью установления степени влияния способа изготовления на указанные характеристики была выполнена серия экспериментальных исследований, в ходе которых
получены гидравлические и тепловые характеристики образцов каналов, изготовленных по
28
SLM-технологии, и каналов с шероховатостью, соответствующей шероховатости литой лопатки, изготовленных фрезерованием, и проведено их сравнение. Исследования проводились
на гладких каналах прямоугольного сечения, а также на каналах с односторонним поперечным
ребром высотой 0,5 мм, установленном на одной из широких сторон канала на относительном
расстоянии l/d = 15 от входа.
Установлено, что пропускная способность канала, изготовленного по SLM-технологии,
меньше на 5-6 % по сравнению с каналом, изготовленным фрезерованием. Распределение отношения Nu/Nu0 (где Nu0= 0,018·Re0,8) по длине канала с единичным прямоугольным интенсификатором представлено на рисунке 21. Влияние шероховатости поверхности канала в области установки ребра не выявлено, отношения Nu/Nu0 для обеих моделей имеют одинаковые
значения. Рост теплоотдачи из-за большей шероховатости наблюдается только при l/d > 24.
Таким образом, полученные экспериментальные результаты на гладких каналах и каналах с
единичным интенсификатором свидетельствуют о незначительном влиянии шероховатости
поверхности, обусловленной изготовлением образцов по SLM-технологии, на коэффициент
теплоотдачи, что подтверждает возможность проведения верификации теплогидравлических
расчетных моделей охлаждаемых теплонапряженных деталей на основе экспериментальных
исследований их прототипов, изготовленных селективным лазерным спеканием из выбранного материла.
1,7
1,6
Nu/Nu0
1,5
1,4
1,3
1,2
1,1
1
0
3
6
9
12
15
18
21
24
27
30
l/d
1
2
3
4
1, 2 – стенка с ребром; 3, 4 – гладкая стенка; 1, 3 – фрезерование; 2, 4 – SLM-технология
Рисунок 21 – Распределение Nu/Nu0 по длине канала при Re = 52100
С целью прямого подтверждения возможности применения прототипов охлаждаемых деталей, изготовленных по SLM-технологии, для осуществления опережающей верификации
проведен комплекс сравнительных испытаний натурной лопатки, изготовленной литьем по
выплавляемым моделям в серийном производстве, и ее прототипа (рисунок 22). Сравнение
полученных результатов гидравлических испытаний показало, что пропускная способность
лопатки, выполненной литьем, на 5 % выше пропускной способности ее прототипа, что объясняется большей шероховатостью внутренних каналов охлаждения.
На рисунке 23 приведены результаты тепловых испытаний натурной лопатки и прототипа
для двух расходов воздуха. Как видно из представленных графиков, значения плотности теплового потока q, полученные на основе экспериментальных исследований прототипа и лопатки, практически совпадают, отличие на всех участках поверхности не превышает 5 %.
29
а) лопатка, изготовленная по
б) прототип лопатки, изготовленный по
серийной технологии
SLM-технологии
Рисунок 22 – Рабочая лопатка газотурбинной установки
450
400
350
q, кВт/м2
300
250
200
150
100
-50
50
-10
0
10
20
l, мм
1
2
3
4
1, 3 – прототип; 2, 4 – лопатка; 1, 3 – G = 3 г/с; 2, 4 – G = 6 г/с
Рисунок 23 – Распределение плотностей тепловых потоков
-40
-30
-20
30
Полученное совпадение расходных характеристик и плотностей тепловых потоков в контрольных точках натурной лопатки и ее прототипа подтверждает возможность проведения верификации тепловой и гидравлической моделей системы охлаждения на базе экспериментальных исследований прототипов, изготовленных по технологии селективного лазерного спекания.
Сравнение эффективности усовершенствованной методики проектирования теплонапряженных деталей с существующей проведено по временным затратам на реализацию комплекса
проектировочных и доводочных работ. Показано, что применение SLM-технологии, позволяющей изготавливать прототипы теплонапряженных деталей, имеющих сложную конструктив-
30
ную форму, только на основе их электронных моделей без выпуска конструкторской и технологической документации, дает возможность усовершенствовать существующую методику
проектирования, исключив из последовательности разработки ряд трудоемких и длительных
операций. Применение усовершенствованной методики проектирования теплонапряженных
деталей сокращает длительность их создания на девять месяцев, что составляет более 30 % от
ее первоначального значения.
Глава 5 посвящена разработке стоимостных прогнозных моделей и исследованию влияния новых технических решений на финансово-экономические и инвестиционные показатели
перспективных высокотемпературных энергетических комплексов.
Конкурентоспособность перспективных энергетических комплексов наряду с тепловой
экономичностью определяет величина капитальных затрат, необходимых для их сооружения,
которые в свою очередь зависят от использованных при проектировании научно-обоснованных технических решений. Выбор рациональной комбинации решений, используемых при создании перспективных высокотемпературных энергетических комплексов на основе паротурбинных технологий, осуществлен с применением приемов и методов функционально-стоимостного анализа, для проведения которого установлены зависимости между основными техническими характеристиками энергетического комплекса и его агрегатов и их стоимостными
показателями. Для установления таких зависимостей разработан комплекс математических
моделей, обеспечивающих прогнозирование стоимости как отдельных агрегатов, так и энергоустановки в целом.
В основу создания прогнозных стоимостных моделей оборудования был положен затратный подход в сочетании с методом трендов, сравнительным методом и методом поэлементного расчета для отдельных узлов и деталей перспективного энергетического комплекса.
Для разработки совокупности моделей прогнозирования стоимости построена структурно-элементная схема как для комплекса в целом, так и для его отдельных агрегатов, оказывающих наибольшее влияние на стоимость и претерпевающих существенные изменения при
повышении начальных параметров пара. На основе анализа характеристик структурных элементов комплекса, в том числе особенностей конструкций, и реализуемых ими функций определены методы оценки стоимости каждого из элементов и построены соответствующие прогнозные модели. Общая стоимость создания перспективного энергетического комплекса получена путем агрегирования затрат по его отдельным структурным элементам.
Основными элементами энергетического комплекса, претерпевающими существенные изменения при увеличении начальных параметров, являются паровая турбина, котельная установка, главные паропроводы, а также водородно-кислородная камера сгорания. Методология
формирования прогнозных стоимостных моделей для всех указанных элементов базируется
на определении затрат на конструкционные материалы, необходимые для их изготовления, и
затрат, связанных с осуществлением технологических операций с учетом их трудоемкости,
включающих заработную плату промышленно-производственного персонала и стоимость использования обрабатывающего оборудования.
Одним из наиболее сложных объектов для моделирования является паровая турбина. На
ее примере показана последовательность разработки прогнозных стоимостных моделей. В
первую очередь на основе анализа разработанной структурно-элементной схемы определены
детали и узлы, вносящие основной вклад в изменение стоимости при увеличении начальных
параметров пара и изменении его расхода, к которым относятся высокотемпературные цилиндры высокого и среднего давления (ЦСД), где сосредоточены элементы, изготовленные из жаропрочных дорогостоящих материалов, а также цилиндры низкого давления, на долю которых
приходится более половины всей массы турбины. На основе анализа условий функционирования деталей и узлов были выявлены параметры, определяющие массогабаритные показатели
турбины и ее элементов, зависящие от расхода, начального давления и температуры пара. Повышение начальных параметров пара приводит к росту температур по проточной части, что
вызывает снижение предела длительной прочности и, как следствие, увеличение массогаба-
31
ритных характеристик деталей, изменение марочной структуры используемых конструкционных материалов, в большой степени определяющей стоимость оборудования, увеличение теплоперепада, приводящее к росту количества ступеней давления, а, следовательно, вызывающее удлинение корпуса и ротора. Изменение расхода пара оказывает влияние на высоты лопаток, внутренний диаметр корпусов и, как следствие, толщину их стенок, на необходимую пропускную способность выхлопных отсеков и их количество. Выявленный характер изменения
указанных характеристик является основой разработки моделей оценки металлоемкости деталей и узлов паровой турбины. Примеры полученных математических выражений c (4) по (7)
для определения массы корпусов, соплового и рабочего лопаточного аппарата цилиндра высокого давления в зависимости от начальных параметров пара и его расхода выглядят следующим образом:
ЦВД
корп.внеш
ρст ∙ 1,6453 ∙ ln
4,4599
0,4586 ∙ ln
1,233
0,4035 ∙ ln
1,3289
2∙
∙ϑ
∙π
∙ϑ
∙π
∙
1,3289
2
к
к
∙
∙
π
4
0,42 ∙
∙ 0,4586 ∙ ln
2 ∙ σ 0,42 ∙
1,2333
(4)
∙ 10 ,
0,48 ∙
ρст ∙
ρст ∙
з.пр
14,5866
,
ЦВД
ла.раб
2 ∙
ρст ∙ 2,6344 ∙ ln
0,4035 ∙
ЦВД
ла.сопл
ЦВД
ст
1,2333
0,4586 ∙ ln
ЦВД
корп.внутр
0,2 ∙
ЦВД
ст
з.пр
∙
∙
π
4
∙ 0,4035 ∙ ln
2∙σ
1,3289
(5)
∙ 10 ,
0,0141 ∙
0,0113 ∙ 4 ∙ 10
∙
0,0001 ∙ 48,933
(6)
,
2
к
к
0,0141 ∙
0,0113 ∙ 4 ∙ 10
∙
0,0005 ∙ 72,19 ∙
,
∙
, (7)
где ρст – плотность стали, кг/м3;
G – расход пара, кг/с;
nстЦВД – количество ступеней в цилиндре высокого давления, шт.;
Kз.пр – коэффициент запаса прочности;
p – расчетное давление, МПа;
σ – допустимое напряжение материала, МПа;
С – скорость пара, м/с;
ϑ – удельный объем пара, м3/кг;
rк – корневой радиус ступени, мм;
i – номер ступени.
Математические выражения, разработанные для оценки массы других деталей и узлов паровой турбины, котельной установки, главных паропроводов, водородно-кислородной камеры
сгорания, приведены в диссертации.
На основе совокупности разработанных моделей оценки металлоемкости с учетом цены
материалов и затрат, связанных с осуществлением технологических операций, были установлены зависимости стоимости создания высокотемпературной паровой турбины, котельного
32
агрегата, высокотемпературных паропроводов, водородно-кислородного пароперегревателя
от начального давления и температуры пара, а также его расхода.
На рисунках 24 и 25 в качестве иллюстрации в виде семейства кривых представлены результаты математического моделирования, характеризующие изменение стоимости создания
высокотемпературной паровой турбины от начальных параметров пара и его расхода соответственно. Аналогичные зависимости получены для другого оборудования, претерпевающего
существенные изменения при увеличении начальных параметров и расхода пара.
Стоимость создания паротурбинной
установки, млрд руб.
5,8
5,6
5,4
5,2
5,0
4,8
4,6
4,4
4,2
540
570
600
630
t0, °С
660
690
720
p0, МПа:
23,5
26
28
30
32
35
Рисунок 24 – Зависимость стоимости создания паротурбинной установки
от начальных параметров пара
Стоимость создания паротурбинной
установки, млрд руб.
8,0
7,5
7,0
6,5
6,0
5,5
5,0
4,5
4,0
650
750
850
950
1050
G, кг/с
1150
1250
1350
23,5/540
26/580
30/620
32/660
35/720
p0/t0, МПа/°C:
Рисунок 25 – Зависимость стоимости создания паротурбинной установки от расхода пара
На основе данных, полученных в ходе моделирования стоимости основного энергетического оборудования паротурбинных высокотемпературных энергоблоков, установлены зависимости между уровнем начальных параметров пара и величиной затрат на создание высокотемпературных энергетических комплексов.
33
Стоимость создания энергоблока,
млрд руб.
На рисунке 26 представлены кривые изменения стоимости для угольных паротурбинных
энергоблоков при изменении начальных параметров пара. Изменение давления пара оказывает
тем более существенное влияние на стоимость создания энергетического комплекса, чем выше
уровень начальной температуры. Так, при начальной температуре пара 540 °С рост давления
с 23,5 до 35 МПа приводит к увеличению стоимости на 1,6 %, а при увеличении температуры
до 720 °С аналогичный рост давления приводит к удорожанию на 4,9 %. Увеличение температуры с 540 до 720 °С при одновременном росте давления с 23,5 до 35 МПа приводит к увеличению стоимости создания энергетического комплекса на 20,5 % – с 57,6 до 69,4 млрд руб.
69,5
67,0
64,5
62,0
59,5
57,0
540
560
580
600
620
640
660
680
700
720
t0, °C
p0, МПа:
23,5
26
28
30
32
35
Рисунок 26 – Зависимость стоимости создания энергоблока от начальных параметров пара
Разработанные модели оценки стоимости оборудования позволили определить экономические эффекты от применения новых технических решений, направленных в том числе на
снижение стоимости высокотемпературных энергетических комплексов (таблица 2). Установлено, что применение предложенных технических решений позволяет снизить стоимость
энергетического комплекса на 10,6 млрд руб. Таким образом, стоимость энергоблока УСКП с
применением новых решений приближается к стоимости традиционных энергоблоков со
сверхкритическими параметрами пара.
Проведено исследование влияния применения новых технических решений на финансовоэкономические и инвестиционных показатели. Определены значения дисконтированного
срока окупаемости и чистого дисконтированного потока платежей для проектов создания высокотемпературных энергетических комплексов с различным составом реализованных технических решений. Полученные результаты приведены на рисунке 27. Показано, что применение
предложенных в работе технических решений уменьшает стоимость создания высокотемпературных энергетических комплексов, обеспечивая тем самым уменьшение дисконтированного срока окупаемости с 27,5 до 10 лет и увеличение чистого дисконтированного потока платежей с 0,6 до 10,3 млрд руб.
Аналогичные исследования с использованием разработанных математических моделей и
новых технических решений проведены для гибридной АЭС, особенностью которой является
введение дополнительного перегрева пара на выходе из реактора с 270 до 620 °С за счет сжигания углеводородного топлива. Предложенное в работе решение сопряжено не только с необходимостью установки котельного агрегата со всеми вспомогательными системами, но также
и с удлинением паропроводов и заменой их материала на высоколегированную жаропрочную
сталь, модернизацией турбоагрегата. Несмотря на обширный перечень изменений, которые
34
необходимо реализовать для создания гибридной АЭС, совокупные затраты на строительство
такого комплекса оказываются существенно ниже по сравнению с сооружением второго энергоблока АЭС аналогичной мощности. Введение дополнительного перегрева увеличивает мощность АЭС с 1 до 2 ГВт, при этом стоимость дополнительного оборудования существенно
ниже, чем строительство второго атомного энергоблока с реактором ВВЭР-1000. При принятых параметрах пара прирост стоимости атомного энергоблока составляет 11,4 млрд рублей.
Стоимость киловатта установленной мощности гибридной АЭС мощностью 2000 МВт с перегревом до 620 °С составляет 65,5 тыс. руб./кВт.
30
12
27,5
25
10
8
19
20
18
15
6
15
13,5
10
4
10
5
2
0,6
0
1
2,7
3,1
5,1
5,9
10,3
2
3
4
5
6
0
Технология
Рисунок 27 – Финансово-экономические показатели реализации проектов создания
перспективных высокотемпературных энергетических комплексов
Дисконтированный срок окупаемости, лет
Чистый дисконтированный поток платежей,
млрд руб.
Таблица 2 – Экономические эффекты от применения предложенных технических решений
Снижение
№
Технология и совокупность
Стоимость,
стоимости,
п/п
примененных технических решений
млрд руб.
млрд руб.
Угольный паротурбинный энергоблок УСКП в традиционном
1
69,36
–
исполнении
Угольный паротурбинный энергоблок УСКП с горизонталь2
68,88
0,48
ным котлом
Угольный паротурбинный энергоблок УСКП с горизонталь3
68,57
0,31
ным котлом и двухъярусным ЦНД
Угольный паротурбинный энергоблок УСКП с горизонталь4
66,93
1,64
ным котлом, двухъярусным ЦНД и охлаждаемой турбиной
Угольный паротурбинный энергоблок УСКП с горизонталь5 ным котлом, двухъярусным ЦНД, охлаждаемой турбиной и
66,25
0,68
применением новой методики проектирования
Гибридный энергетический комплекс с водородным перегре6 вом пара, двухъярусным ЦНД, охлаждаемой турбиной и при58,79
7,46
менением новой методики проектирования
7 Угольный паротурбинный энергоблок СКП
57,63
–
35
Выводы
1. Разработана совокупность научно-обоснованных технических решений по выбору параметров рабочего тела, структуры тепловых схем, конструкции элементов основного оборудования, обеспечивающих значительное уменьшение металлоемкости и изменение структуры
металлозатрат используемых конструкционных материалов и, как следствие, снижение стоимости высокотемпературных энергетических комплексов при сохранении максимально возможных показателей эффективности:
- новая компоновка пылеугольного котельного агрегата с горизонтально расположенной
топочной камерой, обеспечивающая сокращение длины паропроводов острого пара и пара
промежуточного перегрева в 2,5-3 раза по сравнению с традиционной компоновкой;
- конструктивная схема цилиндра низкого давления с двухъярусной проточной частью повышенной пропускной способности, применение которой позволяет снизить удельную металлоемкость быстроходных паровых турбин с 1,57-2,30 до 1,23-2,08 кг/кВт для диапазона
мощности 300-1200 МВт;
- способ реализации перегрева пара свыше температуры 540-600 °С не в поверхностях
нагрева котла, а в водородно-кислородных пароперегревателях, установленных в непосредственной близости от паровой турбины, что обеспечивает сокращение доли использования жаропрочных материалов при создании высокотемпературных энергоблоков и, как следствие,
снижение их стоимости на 11,3 %;
- схема перспективного высокотемпературного энергетического комплекса с охлаждаемой паровой турбиной, позволяющая сократить расход дорогостоящих жаропрочных материалов и тем самым снизить стоимость паровой турбины на 28,5 %, обеспечив при этом КПД
выработки электрической энергии, равный 48,1 %, что на 0,4 % ниже по сравнению с неохлаждаемой турбиной.
2. Предложена новая методология проектирования научно-обоснованных технических решений, базирующаяся на комплексном применении расчетных и экспериментальных методов
исследований с использованием аддитивных технологий для изготовления физических моделей, обеспечивающая сокращение сроков создания высокотемпературных энергетических
комплексов. На основе предложенной методологии разработана усовершенствованная методика проектирования теплонапряженных охлаждаемых деталей высокотемпературных турбин, базирующаяся на опережающей верификации математических моделей по объектам-демонстраторам, изготавливаемым по SLM-технологии.
3. Разработаны математические модели:
- обеспечивающие прогнозную оценку металлоемкости и стоимости изготовления нового
оборудования перспективных высокотемпературных энергетических комплексов на ранних
стадиях их создания;
- отсека паровой турбины с охлаждаемой проточной частью, позволяющая определять необходимое количество охлаждающего агента в зависимости от его параметров, параметров
основного потока и рабочей температуры применяемых конструкционных материалов.
4. Создан испытательный комплекс и разработаны программы и методики, обеспечивающие экспериментальное исследование аэродинамических, гидравлических и тепловых процессов на физических моделях разработанных новых технических решений с целью подтверждения работоспособности и эффективности.
5. Разработаны научно-обоснованные предложения по формированию структуры и выбору параметров тепловых схем перспективных высокотемпературных энергетических комплексов на органическом, ядерном и водородном топливах на основе оптимизационных исследований. С использованием приемов и методов функционально-стоимостного анализа
сформирован конструктивный облик основного оборудования и предложены компоновочные
решения, применение которых обеспечивает достижение максимального уровня эффективности при минимальных затратах:
- для энергоблоков с ультрасверхритическими параметрами пара с одним промежуточным
перегревом максимальная эффективность нетто равная 48,5 % обеспечивается при установке
36
девяти регенеративных подогревателей и температуре питательной воды порядка 330-340 °С,
давлении промежуточного перегрева на уровне 7 МПа. На основе проведенных исследований
и с применением разработанных технических решений сформирован конструктивный облик
основного оборудования и энергоблока в целом;
- для угольно-гибридных энергетических комплексов получены новые результаты по влиянию водородного перегрева пара на термодинамическую эффективность и структуру тепловых схем. Показано, что при перегреве пара свыше 900 °С требуется установка промежуточного охладителя пара для снижения температуры перед цилиндром низкого давления. Выявлены особенности функционирования энергетических комплексов с водородным перегревом
пара. Предложена конструкция водородного-кислородного пароперегревателя;
- предложено применение гибридного принципа для повышения мощности и экономичности паротурбинных энергоблоков АЭС за счет организации внешнего по отношению к ядерной паропроизводящей установке перегрева пара. Исследованы варианты реализации тепловых схем энергоблоков с перегревом пара за счет органического топлива до температуры
600 °С. Проведенные исследования позволили определить оптимальные параметры и структуру тепловых схем блоков с внешним перегревом, мощность которых при использовании органического топлива достигает 2000 МВт при КПД использования органического топлива
49,8 %. На основе проведенных исследований и с применением научно-обоснованных технических решений разработан конструктивный облик внешнего пароперегревателя на углеводородном топливе и паровой турбины большой мощности.
6. Исследовано влияние научно-технических решений на финансово-экономические и инвестиционные показатели высокотемпературных энергетических комплексов:
- на основе разработанных моделей оценки стоимости нового оборудования определена
стоимость энергоблока УСКП, которая составила 69,36 млрд. руб. в ценах 2017 г. Проведена
оценка влияния новых технических решений на стоимость высокотемпературных энергетических комплексов. Установлено, что применение разработанных технических решений обеспечивает сокращение стоимости создания до 58,79 млрд. руб., что сопоставимо со стоимостью
энергоблока сверхкритических параметров аналогичной мощности. Показано, что достигнутое сокращение стоимости приводит к уменьшению срока окупаемости инвестиций в создание
энергетического комплекса с 27 до 10 лет;
- показано, что стоимость 1 кВт установленной мощности гибридной АЭС мощностью
2000 МВт с перегревом пара до 620 °С составила 65,5 тыс. руб./кВт, что на 84,7 % ниже, чем
у АЭС с двумя энергоблоками мощностью 1000 МВт каждый, и на 19 % больше, чем стоимость
угольной ТЭС со сверхкритическими параметрами аналогичной мощности. При этом КПД использования углеводородного топлива на гибридной АЭС приближается к 50 %.
ОСНОВНЫЕ ПУБЛИКАЦИИ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ
Научные статьи в изданиях, рекомендованных ВАК Минобрнауки России для опубликования основных научных результатов:
1) Рогалев А.Н. Способы повышения конкурентоспособности высокотемпературных энергетических комплексов / Новое в российской электроэнергетике. – 2018. – № 2. – С. 6-21
2) Зарянкин А.Е., Рогалев А.Н., Сойко Г.В. Возможные пути перехода к высокотемпературным паротурбинным установкам / Естественные и технические науки. – 2013. – № 5. –
С. 228-233.
3) Седлов А.С., Рогалев Н.Д., Комаров И.И., Гаранин И.В., Рогалев А.Н. Высокотемпературные технологии производства электроэнергии на паротурбинных установках угольных
электростанций / Новое в российской электроэнергетике. – 2016. – № 9. – С. 6-22,
4) Зарянкин А.Е., Рогалев Н.Д., Лысков М.Г., Рогалев А.Н. Турбоустановка АЭС с внешним пароперегревателем / Вестник Московского энергетического института. – 2011. – № 4. –
С. 12-18.
37
5) Седлов А.С., Зарянкин А.Е., Рогалев А.Н., Григорьев Е.Ю., Гаранин И.В., Осипов С.К.
Перспективы применения двухъярусных проточных частей в цилиндрах низкого давления
мощных паровых турбин / Вестник Ивановского государственного энергетического университета. – 2016. – № 2. – С. 14-20.
6) Седлов А.С., Зарянкин А.Е., Рогалев А.Н., Григорьев Е.Ю., Гаранин И.В., Осипов С.К.
Технические решения создания новых двухъярусных ступеней для цилиндров низкого давления с повышенной пропускной способностью / Вестник Ивановского государственного энергетического университета. – 2016. – № 3. – С. 27-34.
7) Зарянкин А.Е., Григорьев Е.Ю., Рогалев А.Н., Гаранин И.В. Исследование и аэродинамическое совершенствование выхлопного патрубка цилиндра низкого давления паровой турбины / Вестник Ивановского государственного энергетического университета. – 2017. – № 2. –
С. 18-26.
8) Зарянкин А.Е., Рогалев А.Н., Падашмоганло Т., Гаранин И.В., Черкасов М.А., Григорьев Е.Ю. Окружная неравномерность параметров потока в конических диффузорах и способ
ее гашения / Вестник Ивановского государственного энергетического университета. – 2015. –
№ 6. – С. 6-15.
9) Зарянкин А.Е., Рогалев Н.Д., Рогалев А.Н., Гаранин И.В., Осипов С.К., Григорьев Е.Ю.
Регулирующие клапаны и решетки для первых ступеней турбин с ультрасверхкритическими
параметрами пара / Теплоэнергетика. – 2016. – № 6. – С. 44-52.
10) Комаров И.И., Рогалев Н.Д., Рогалев А.Н., Злывко О.В., Львов И.В. Влияние начальных параметров пара на финансово-экономические показатели высокотемпературных паротурбинных энергоблоков / Новое в российской электроэнергетике. – 2016. – № 9. – С. 23-40.
11) Зарянкин А.Е., Арианов С.В., Рогалев А.Н. Особенности течения пара в регулирующих
клапанах паровых турбин при сверхкритических перепадах давления / Вестник Московского
энергетического института. – 2009. – № 2. – С. 5-10.
12) Зарянкин А.Е., Рогалев А.Н., Носкова М.А. Сравнительный анализ соплового и дроссельного парораспределения в энергетических паровых турбинах / Естественные и технические науки. – 2013. – № 5. – С. 220-227.
13) Зарянкин А.Е., Зарянкин В.А., Серегин В.А., Григорьев Е.Ю., Рогалев А.Н. Разгруженные дроссельно-регулирующие клапаны нового поколения для паровых турбин / Вестник Ивановского государственного энергетического университета. – 2014. – № 6. – С. 11-17.
14) Зарянкин А.Е., Зройчиков Н.А., Рогалев Н.Д., Рогалев А.Н., Митрохова О.М. Влияние
типа парораспределения на экономичность цилиндров высокого давления энергетических турбин / Вестник Московского энергетического института. – 2015. – № 5. – С. 9-16.
15) Рогалев А.Н., Шевченко М.И. Применение аддитивных лазерных технологий при проектировании охлаждаемых лопаток газовых турбин / Вестник Ивановского государственного
энергетического университета. – 2016. – № 3. – С. 34-39.
16) Петрова Т.И., Рогалев А.Н., Селиванов Е.А. Выбор конструкционных материалов и
водно-химического режима для тепловых электростанций ультрасверхкритических параметров / Новое в российской электроэнергетике. – 2016. – № 6. – С. 44-52.
Научные статьи в изданиях, входящих в международные базы цитирования Scopus
и Web of Science:
17) Zaryankin A., Rogalev N., Kurdiukova G., Rogalev A., Lisin E., Strielkowski W. Nuclear
power plants with super-powerful high-temperature steam turbine / Contemporary Engineering Sciences. – 2014. – № 7. – pp. 457-468.
18) Rogalev N., Golodnitskiy A., Tumanovskiy A., Rogalev A. A survey of state-of-the-art development of coal-fired steam turbine power plant based on advanced ultrasupercritical steam technology / Contemporary Engineering Sciences. – 2014. – № 7. – pp. 1807-1825.
19) Zaryankin A., Rogalev N., Rogalev A., Garanin I., Strielkowski W. Summary of approaches
for improving throughput of low-pressure cylinders in steam turbines using two-tier stages / Contemporary Engineering Sciences. – 2014. – № 7. – pp. 1827-1837.
38
20) Lisin E., Rogalev A., Strielkowski W., Komarov I. Economic outlook for coal-fired power
plant technology in Russia from the standpoint of sustainable development / Sustainability. – 2015. –
№ 7. – pp. 11378-11400.
21) Zaryankin A., Rogalev A., Rogalev N., Garanin I., Osipov S. Multi-tier steam turbines. Prospects and particularities. Part 1 Overview of two-tier low-pressure turbines / Contemporary Engineering Sciences. – 2015. – № 8. – pp. 1021-1037.
22) Zaryankin A., Rogalev A., Garanin I., Munitsin A., Kurdiukova G., Bychkov N. Multi-tier
steam turbines. Prospects and particularities. Part 2 Two-tier stages for new two-tier low-pressure
cylinders with elevated capacity / Contemporary Engineering Sciences. – 2015. – № 8. – pp. 10391056.
23) Skorobogatykh V., Schenkova I., Kozlov P., Nakhabina M., Rogalev A. Martensitic and
austenitic creep resistant steels for application in advanced ultra-supercritical thermal power plants /
Contemporary Engineering Sciences. – 2015. – № 8. – pp. 1371-1382.
24) Rogalev N., Prokhorov V., Rogalev A., Komarov I., Kindra V. Steam boilers’ advanced
constructive solutions for the ultra-supercritical power plants / International Journal of Applied Engineering Research. – 2016. – № 11 (18). – pp. 9297-9306.
25) Zaryankin A.E., Rogalev A.N., Osipov S.K., Khudyakova V.P., Komarov I.I. Method to flow
parameters non-uniformity reduction in the after-extraction stages of two-tier low-pressure turbine /
International Journal of Applied Engineering Research. – 2016. – № 11 (20). – pp. 10299-10306.
26) Zaryankin A., Rogalev A., Lisin E., Khudyakova V. Lengthwise finning surface as the
method of influence on the flow separation in diffusers / Journal of Applied Mathematics and Computational Mechanics. – 2017. – № 16 (1). – pp. 127-138.
27) Shevchenko I.V., Rogalev A.N., Shevchenko M. I., Vegera A.N. Method of calorimetric
measurements in molten metal thermostat and its application for developing blade cooling system of
gas turbines / International Journal of Applied Engineering Research. – 2017. – № 12 (10). –
pp. 2382-2386.
28) Shevchenko I.V., Rogalev A.N., Garanin I.V., Komarov I.I., Vegera A.N. Asymmetrical heat
transfer intensification method for high-temperature gas turbines blades / International Journal of
Applied Engineering Research. – 2017. – № 12 (18). – pp. 7478-7484.
29) Shevchenko I.V., Rogalev A.N., Garanin I.V., Vegera A.N., Kindra V.O. Research and development of asymmetrical heat transfer augmentation method in radial channels of blades for high
temperature gas turbines / Journal of Physics: Conference Series. – 2017. – № 891. – 012142.
Доклады на конференциях:
30) Zaryankin A.E., Zroichikov N.A., Arianov S.V., Rogalev A.N. Turbine of nuclear power
plant with outer steam superheater / Proceedings of the 6-th Conference on Power System Engineering, Thermodynamics and Fluid Flow. – Pilsen, Czech Republic, 2007. – pp. 229-235.
31) Zaryankin A.E., Zroichikov N.A., Arianov S.V., Rogalev A.N. Features of the flow of a
compressible liquid in flowing parts of control valves of steam turbines / Proceedings of the 5-th
European Congress on Computational Methods in Applied Science and Engineering. – Venice, Italy,
2008. – p. 72.
32) Zaryankin A., Arianov S., Rogalev N., Rogalev A. Turbine of nuclear power plant with outer
steam superheater / Proceedings of the 8-th International Symposium on Compressor and Turbine
Flow Systems, Theory and Applications Areas. – Lodz, Poland, 2008. – pp. 383-389.
33) Zaryankin A.E., Zaryankin V.A., Arianov S.V., Kraushkin P.M., Rogalev A.N. Super powerful steam turbine for hybrid nuclear power plants / Proceedings of the 8-th European Conference
on Turbomachinery Fluid Dynamics and Thermodynamics. – Graz, Austria, 2009. – pp. 1149-1156.
34) Zaryankin A., Sedlov A., Arianov S., Rogalev A. Hybrid electric power installations with
high temperature steam turbines and hydrogen steam superheating / Proceedings of the 9-th Conference Research and Development in Power Engineering. – Warsaw, Poland, 2009. – pp. 127-137.
39
35) Зарянкин А.Е., Лысков М.Г., Рогалев А.Н. Высокотемпературные технологии производства электроэнергии на АЭС с реакторными установками ВВЭР-1000 / Материалы Международной научной школы Проблемы газодинамики и тепломассобмена в энергетических технологиях. – Москва, Россия, 2011. – С. 179-181.
36) Zaryankin A.E., Rogalev N.D., Rogalev A.E., Arianov S.V. Prospect and technical possibility of the passage to hybrid nuclear power plants with outer steam superheater / Proceedings of the
10-th International Symposium on Compressor and Turbine Flow Systems – Theory and Applications
Areas. – Lodz, Poland, 2011. – pp. 235-244.
37) Zaryankin A., Zaryankin V., Rogalev A., Chukin A. Two-tier low pressure cylinders for
condensing steam turbines / Proceedings of the 11-th Conference on Power System Engineering,
Thermodynamics and Fluid Flow. – Srni, Czech Republic, 2012.
38) Zaryankin A., Rogalev A., Komarov I. Thermodynamical aspects of the passage to hybrid
nuclear power plants / Energy Production and Management in the 21-st Century. – Ekaterinburg,
Russia, 2014. – pp. 273-283.
39) Комаров И.И., Лисин Е.М., Рогалев А.Н. Анализ подходов к прогнозированию технико-экономических характеристик нового энергетического оборудования / Материалы XII
Международной научно-практической конференции Инновационная экономика и промышленная политика региона. – Санкт-Петербург, Россия, 2014. – С. 244-261.
40) Zaryankin A., Rogalev N., Rogalev A., Oleynikova E., Grigoriev E. Next-generation balanced throttle control valves for steam turbines / Proceedings of the 6-th Energy and Sustainability
Conference. – Medellin, Colombia, 2015. – pp. 125-136.
41) Zaryankin A., Rogalev A., Garain I., Osipov S. Methods of low-pressure cylinders throughput improvement for construction of ultra-high capacity generation units / Proceedings of the 6-th
Energy and Sustainability Conference. – Medellin, Colombia, 2015. – pp. 149-160.
42) Zaryankin A., Rogalev A., Grigoriev E. Double-level low-pressure cylinders – the realistic
way to increase the maximum power of the tandem steam turbines / Proceedings of the 15-th Conference on Power System Engineering, Thermodynamics and Fluid Flow. – Pilsen, Czech Republic,
2016.
43) Рогалев Н.Д., Прохоров В.Б., Рогалев А.Н., Комаров И.И., Кочерова А.А., Ростова Д.М.
Перспективные конструктивные решения паровых котлов для энергоблоков с ультрасверхкритическими параметрами пара / Материалы международной научно-практической конференции Уголь-ЭКО. – Москва, Россия, 2016. – С. 111-120.
44) Zaryankin A., Rogalev A., Kindra V., Khudyakova V., Bychkov N. Reduction methods of
secondary flow losses in stator blades: numerical and experimental study / Proceedings of the 12-th
European Conference on Turbomachinery Fluid Dynamics and Thermodynamics. – Stockholm, Sweden, 2017.
45) Шевченко И.В., Гаранин И.В., Рогалев А.Н., Вегера А.Н., Киндра В.О. Исследование
влияния конструктивно-технологических факторов на эффективность охлаждения лопаток газовых турбин / Труды международной конференции Современные проблемы теплофизики и
энергетики. – Москва, Россия, 2017.
Другие публикации:
46) Зарянкин А.Е., Рогалев А.Н., Щаулов В.В., Сторожук С.К. Анализ различных схем
ПГУ с высокотемпературной паровой турбиной / Газотурбинные технологии. – 2009. – № 9. –
С. 30-35.
47) Zaryankin A., Lyskov M., Arianov S., Rogalev A. Super powerful steam superheaters and
turbines for hybrid nuclear power plants / Journal of Power Technology. – 2011. – № 91 (4). –
pp. 191-197.
48) Rogalev N.D., Rogalev A.N., Oleynikova E.N. High-temperature technologies of electric
energy production on steam-turbine power plants / Applied Mechanics and Materials. – 2015. –
№ 792. – pp. 364-369.
40
49) Рогалев А.Н., Шевченко М.И. Исследование теплообмена в канале входной кромки
лопатки турбины с закрытой циклонной схемой охлаждения / Альманах мировой науки. –
2016. – № 11-1 (14). – С. 112-120.
50) Шевченко М.И., Рогалев А.Н. Проектирование охлаждаемых лопаток газовых турбин
с опережающий верификацией тепловых и гидравлических моделей / Приоритетные научные
направления: от теории к практике. – 2016. – № 27-2. – С. 69-76.
51) Милюков И.А., Рогалев А.Н., Соколов В.П. Инновационные технологии проектирования в авиастроении / Авиационная промышленность. – 2017. – № 4. – С. 17-23.
52) Шевченко И.В., Рогалев А.Н., Шевченко М.И. Применение аддитивных лазерных технологий для натурного моделирования при проектировании охлаждаемых лопаток газовых
турбин / Авиационная промышленность. – 2017. – № 2. – С. 30-36.
Патенты:
53) Двухъярусная рабочая лопатка для паровых турбин: пат. 139602 РФ / Зарянкин А.Е.,
Зарянкин В.А., Арианов С.В., Рогалев А.Н., Чукин А.Н. – заявл. 20.03.2013; опубл. 20.04.2014.
54) Диафрагма паровой турбины: пат. 2605876 РФ / Зарянкин А.Е., Рогалев А.Н., Гаранин
И.В., Осипов С.К., Зарянкин В.А. – заявл. 04.08.2015; опубл. 27.12.2016.
55) Пылеугольный котел: пат. 2615556 РФ / Рогалев Н.Д., Рогалев А.Н., Архипов А.М.,
Прохоров В.Б., Чернов С.Л., Киричков В.С., Фоменко М.В. – заявл. 25.04.16; опубл. 05.04.17.
56) Топка парогенератора: пат. 2625887 РФ / Рогалев А.Н., Комаров И.И., Гаранин И.В.,
Вегера А.Н., Ростова Д.М. – заявл. 07.09.2016; опубл. 19.07.2017.
57) Двухъярусная ступень двухъярусного цилиндра низкого давления: пат. 2630817 РФ /
Зарянкин А.Е., Зарянкин В.А., Рогалев А.Н., Гаранин И.В., Осипов С.К. – заявл. 21.11.2016;
опубл. 13.09.2017.
58) Послеотборная ступень паровой турбины: пат. 2630951 РФ / Зарянкин А.Е., Рогалев
А.Н., Гаранин И.В., Осипов С.К. – заявл. 10.11.2016; опубл. 14.09.2017.
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа