HODNOCENÍ OHŘÍVÁKU VTO3 Z POHLEDU NÍZKOCYKLOVÉ ÚNAVY PRO NOVÝ ZDROJ LEDVICE 660 MW S NADKRITICKÝMI PARAMETRY

Transkript

1 HODNOCENÍ OHŘÍVÁKU VTO3 Z POHLEDU NÍZKOCYKLOVÉ ÚNAVY PRO NOVÝ ZDROJ LEDVICE 660 MW S NADKRITICKÝMI PARAMETRY Autor : Ing. Miroslav HAJŠMAN, Ph.D., ŠKODA POWER a.s., miroslav.hajsman@skoda.cz Anotace : Součástí zakázk, kterou podepsala Škoda Power a.s. pro nový elektrárenský blok Ledvice 660 MW s nadkritickými parametr, je také dodávka sstému regenerace. Vsokotlaký ohřívák prochází během své životnosti celou řadou zátěžných stavů, které mají cklický průběh. Pro vbrané zátěžné stav bla provedena lineární MKP analýza v programovém prostředí ANSYS. Z těchto MKP analýz bla vhodnocena špičková napětí v kritických místech. Na základě výsledků MKP analýz pak bl stanoven nejvíce poškozující zátěžné ckl. Z lineárních napětí pro jednotlivé ckl bl na základě Neuberov metod a LCF materiálových konstant stanoven počet cklů do iniciace trhlin. Annotation : Part of the contract that was signed b Škoda Power Inc. for a new power unit Ledvice 660 MW with supercritical parameters is also deliver of sstem of regeneration. High pressure heater is subjected to several loadings during its lifetime that have cclic character. For chosen loading states was made linear FEM analsis in program ANSYS. From these FEM analsis was evaluated peak stresses in critical locations. On the basis of FEM analsis were determined the load ccles which damages are the highest. From linear stresses for individual ccles were set (on the basis of Neuber method and LCF material constant) the number of ccles till the crack initiation

2 1. ÚVOD V roce 2007 podepsala Škoda Power a.s. zakázku pro nový elektrárenský blok Ledvice 660 MW s nadkritickými parametr. Předmětem zakázk je mimo jiné kromě dodávk turbosoustrojí rovněž dodávka sstémů regenerace. Stejně jako vlastní turbina tak ani sstém regenerace nebl dosud pro nadkritické parametr ve Škoda Power vroben a uveden do provozu, jedná se o první zakázku tohoto tpu. Z tohoto důvodu blo nutné navrhnout a také prověřit investičně nejméně náročné řešení, které ale zároveň splní veškeré požadavk na dlouhodobě spolehlivý provoz. Z dostupných materiálů od jiných výrobců víme, že při použití klasických U-tpe ohříváků s velmi masivní trubkovnicí (obr. 1) na vsoké parametr, dochází po letech provozu k inicializaci trhlin v rádiusu přechodu relativně slabého pláště do masivní trubkovnice. Řešením tohoto problému je rozdělení ohříváku na dva menší se slabší trubkovnicí, čímž se ovšem celý sstém výrazně prodraží. Další možností je použít ohřívák jeden a to tzv. tp header-tpe (obr. 2), který již nemá klasickou masivní trubkovnici a tudíž je možné provést jeho bezproblémové dimenzování jak pro nadkritické parametr, tak i pro vsoké výkon. Investičně je header-tpe méně náročný než dva klasické U-tpe, ale zase je dražší než jeden U-tpe. Porovnání investičních nákladů je ukázáno na obr. 3. Jelikož jsou ve Škoda Power standardně používán ohřívák pouze konstrukce U-tpe, bl z cenových důvodů navržen pouze jeden U-tpe ohřívák, přestože dle výkonu bloku 660 MW jsme již praktick za hranicí, kde je možné provést rozumné dimenzování (obr. 3). Abchom prověřili možnost vzniku trhlin v kritickém místě přechodu pláště do trubkovnice bl proveden detailní MKP výpočet nejvíce zatíženého ohříváku VTO3. Na základě výsledků této MKP analýz blo provedeno vhodnocení kritického místa přechodu pláště do trubkovnice z pohledu nízkocklové únav. A právě tento výpočet vsokotlakého ohříváku VTO3 pro nový elektrárenský blok Ledvice 660 MW s nadkritickými parametr je předmětem tohoto článku. Obrázek 1 : Klasický U-tpe ohřívák s masivní trubkovnicí Obrázek 2 : Ohřívák header-tpe bez masivní trubkovnice - 2 -

3 Obrázek 3 : Porovnání investičních nákladů ohříváků podle tpu a výkonu 2. ZÁKLADNÍ TECHNICKÉ ÚDAJE Navržený ohřívák VTO3 z materiálu 20MnMoNi4-5 je vsoký cca 12m, průměr válce v místě trubkovnice je cca 2m a tloušťka trubkovnice je cca 500 mm. detail Obrázek 4 : U-tpe ohřívák VTO3 s masivní trubkovnicí pro nadkritický blok Ledvice 660 MW - 3 -

4 3. VÝPOČTOVÝ MODEL Geometrický model ohříváku VTO3 bl převzat z CATIE, kde bl také pro účel MKP výpočtu zjednodušen a upraven. Protože děrované části trubkovnice nelze ve výpočtových modelech při značném počtu zaválcovaných vlásenek 18 3 (1706 na vstupní a 1706 na výstupní části vodní komor) modelovat přesně podle skutečného provedení, bl tto děrované části ve výpočtovém modelu nahrazen částmi plnými, tj. bez otvorů, obr. 5. Rozměr oblastí s vlásenkami na vstupu a výstupu z, resp. do parního prostoru bl stanoven s ohledem na skutečný stav. Materiálové charakteristik (modul pružnosti E a Poissonovo číslo µ) pro děrované části trubkovnice pak ovšem musí mít takové efektivní hodnot E ef, µ ef, ab globální tuhosti trubkovnice modelované a skutečné bl shodné [2]. Stanovení efektivních hodnot E ef, µ ef blo provedeno jednoduše na 2D vzorku děrované části trubkovnice, obr. 6, kde děrované části trubkovnice jsou namodelované dle výkresu. Uvažujme takové zatížení vzorku, při kterém dojde k jeho prodloužení ve směru os o zadanou hodnotu u * a zároveň nedojde k jeho deformaci ve směru os, tj. relativní posunutí pravé a levé krajní stěn ve směru je nulové, u = 0. Z výpočtu dostaneme membránová napětí σ * ve směru na straně vzorku a membránové napětí σ * ve směru na straně vzorku. K těmto napětím vpočteme odpovídající sum reakcí R a R působících na rovných úsecích na stranách a podle vztahů R = σ * l *, R = σ * l *, kde l * a l * značí délk rovných úseků na stranách a. Odpovídající napětí σ a σ po celých délkách stran a, pak spočítáme ze vztahů R R σ =, σ =, kde l a l značí délk na stranách a. l l trubkovnice vlásenk na výstupu z parního prostoru výstup kondenzátu vlásenk na vstupu do parního prostoru vstup kondenzátu Obrázek 5 : Geometrie matematického modelu ohříváku VTO3 zobrazená spolu s kombinovanou heahedr-tetrahedrální sítí - 4 -

5 Obrázek 6 : Geometrie 2D vzorku děrované části trubkovnice Z lineární teorie pružnosti plne Hookův zákon, který můžeme zapsat ve tvaru ef [ σ µ ( σ σ )] ε ef + E = 1, ε σ µ ( σ + σ ) z ef [ ] = 1 ef z. Při zatěžování 2D vzorku E trubkovnice předpokládáme rovinnou napjatost, tj. σ z = 0. V druhé rovnici Hookova zákona u platí ε = = 0. Odtud plne vztah pro Poissonovu konstantu děrované části trubkovnice l σ µ ef =. V první rovnici Hookova zákona platí σ modul pružnosti děrované části trubkovnice E [ ] ef u ε =. Odtud plne vztah pro Youngův l l = σ µ efσ. u Stanovení efektivní hodnot ρ ef použité pouze pro děrované části trubkovnice je výrazně jednodušší. Tto hodnot bl vpočten z poměru objemu skutečné děrované trubkovnice a plné modelované trubkovnice. Tto hodnot mají význam pro transientní teplotní úlohu, neboť respektují skutečnou tepelnou kapacitu děrované trubkovnice, která je výrazně nižší než je tepelná kapacita trubkovnice plné. Hodnot vodivosti, měrné tepelné kapacit a roztažnosti zůstávají pro model trubkovnice stejné. teplota [ C] E [MPa] µ [-] 0,3 0,3 0,3 0,3 ρ [kg.m -3 ] c [J.kg -1.K -1 ] λ [W.m -1.K -1 ] 35,58 36,00 36,84 36,84 β [K -1 ] 1,11e-5 1,11e-5 1,23e-5 1,30e-5 E ef [MPa] µ ef [-] 0,348 0,348 0,348 0,348 ρ ef [kg.m -3 ] Tab. 1 : Ve výpočtech ohříváku VTO3 bl uvažován tto vlastnosti materiálu Pro hodnocení nízkocklové únav (Low Ccle Fatigue = LCF) ohříváku VTO3 bl použit tto LCF koeficient σf = 735 ; b = ; εf = ; c = ; K = 808 ; n =

6 4. ZÁTEŽNÉ STAVY Vsokotlaký ohřívák VTO3 prochází během své životnosti celou řadou zátěžných stavů, které mají cklický průběh. Vbrané bl takové zátěžné stav, při kterých dojde k výraznému namáhání a pro tto bla provedena lineární MKP analýza v programovém prostředí ANSYS. Pro všechn zátěžné stav bl předpokládán nulový přestup tepla z vnějšího izolovaného povrchu do okolí, tj. α = 0 W.m -2.K Najetí ze studeného stavu VTO3 při výkonu turbin 50% Počáteční podmínk : V celém ohříváku je T = 20 C, p = 0.1 MPa. Způsob najetí : Na výkonu turbin 50% bude do tras VTO vpuštěna napájecí voda o teplotě 140 C (teplota v napájecí nádrži), ve výpočtu se předpokládá, že nárůst teplot vod ve VTO3 je lineární z 30 na 140 C trendem 3 C/min, resp. 10 C/min. Nárůst teplot ve VTO3 není okamžitý vlivem ochlazení ve VTO1 a VTO2. Součinitel přestupu tepla bl spočítán ve vodní komoře α = 370 W.m -2.K -1. Přestup tepla z vlásenek do trubkovnice je v modelu realizován ekvivalentním přestupem tepla na hraničních plochách objemů, které bl k tomuto účelu sestrojen a to za podmínk shodnosti tepelných toků ve skutečném VTO3 a ve výpočtovém modelu. Poměr skutečné ploch vlásenek a ploch v modelu je / 2.36 (obě v m 2 ), pak dostaneme α model = W.m -2.K -1. U tlaku se předpokládá, že ihned po vpuštění napájecí vod do tras VTO, dojde k nárůstu tlaku na nominálních 34 MPa, přičemž parní strana je po celou dobu uzavřena, tj. bez tlaku Najetí ze studeného stavu VTO3 při výkonu turbin 100% Počáteční podmínk : V celém ohříváku je T = 20 C, p = 0.1 MPa. Způsob najetí : Na výkonu turbin 100% bude do tras VTO vpuštěna napájecí voda o teplotě 190 C (teplota v napájecí nádrži), ve výpočtu se předpokládá, že nárůst teplot vod ve VTO3 je lineární z 30 na 190 C trendem 3 C/min, resp. 10 C/min. Nárůst teplot ve VTO3 je opět lineární vlivem ochlazení ve VTO1 a VTO2. Součinitel přestupu tepla bl spočítán ve vodní komoře α = 648 W.m -2.K -1. Přestup tepla z vlásenek do trubkovnice je realizován jako ve 4.1., α model = W.m -2.K -1. U tlaku se předpokládá, že ihned po vpuštění napájecí vod do tras VTO, dojde k nárůstu tlaku na nominálních 34 MPa, přičemž parní strana je po celou dobu uzavřena, tj. bez tlaku Ustálený stav VTO3 na 50% výkonu turbin Při ustáleném stavu na 50% výkonu turbin má teplota napájecí vod na vstupu do VTO3 teplotu 198 C a její teplota na výstupu vzroste až na 236 C. Teplota pár na vstupu do VTO3 je v tomto případě 377 C a teplota pár na výstupu 203 C, přičemž teplota stosti na parní straně ohříváku je cca 237 C (při tlaku cca 3.0MPa). Tlak napájecí vod ve VTO3 je na nominální hodnotě 34 MPa. Součinitele přestupu tepla v modelu mají stejné hodnot jako v případě 4.1. s tím rozdílem, že v tomto případě jsou navíc zadán součinitele přestupu tepla na parní straně. Pod nominální hladinou kondenzátu je zadána hodnota α = 300 W.m -2.K -1 a nad touto hladinou je α = 200 W.m -2.K

7 4.4. Ustálený stav VTO3 na 100% výkonu turbin Při ustáleném stavu na 100% výkonu turbin má teplota napájecí vod na vstupu do VTO3 teplotu 262 C a její teplota na výstupu vzroste až na 287 C. Teplota pár na vstupu do VTO3 je v tomto případě 387 C a teplota pár na výstupu 270 C, přičemž teplota stosti na parní straně ohříváku je cca 291 C (při tlaku cca 7.3MPa). Tlak napájecí vod ve VTO3 je na nominální hodnotě 34 MPa. Součinitele přestupu tepla v modelu mají stejné hodnot jako v případě 4.2. s tím rozdílem, že v tomto případě jsou navíc zadán součinitele přestupu tepla na parní straně. Pod nominální hladinou kondenzátu je zadána hodnota α = 600 W.m -2.K -1 a nad touto hladinou je α = 200 W.m -2.K Výkonová změna z 50% na 100% výkonu turbin trendem 2%N/min (povolená velikost a rchlost změn pro turbinu daná kontraktem) Jedná se o změnu ze stavu definovaného ve 4.3. na stav definovaný ve Výkonová změna ze 100% na 50% výkonu turbin trendem 2%N/min (povolená velikost a rchlost změn pro turbinu daná kontraktem) Poznámka : Jedná se o změnu ze stavu definovaného ve 4.4. na stav definovaný ve ) Pro výpočet přestupu tepla blo vužito zejména Nusseltovo kritérium α d λ Nu = = Re Pr, tj. α = Re Pr. λ d 2) Při výpočtu zatížení VTO3 při najíždění ze studeného stavu VTO3 blo předpokládáno, že nejprve dojde k najetí turbin na 50% nebo 100% výkonu a až poté bude najeta VT regenerace. Tento případ je z pohledu namáhání kritického místa nejhorší a nelze vloučit, že k němu v průběhu životnosti nebude opakovaně docházet. V tomto případě je ale možné uvažovat tlak napájecí vod ve VTO3 konstantní a rovno pouze nominální hodnotě 34 MPa. Pokud bchom uvažovali najetí VT regenerace spolu s turbinou, pak b blo nutné do transientní úloh zahrnout příslušný průběh tlaku napájecí vod, který je pro nízké průtok všší než nominálních 34 MPa. Z charakteristik napájecího čerpadla plne, že pro male průtok napájecí vod dosahuje hodnota tlaku až 45 MPa. 5. HODNOCENÍ VÝSLEDKŮ 5.1. Hodnocení výsledků MKP analýz Je třeba zdůraznit, že hlavním cílem této lineární MKP úloh blo provést kontrolu na nízkocklovou únavu a to u přechodového rádiusu mezi pláštěm a trubkovnicí. Z tohoto důvodu bl v MKP analýze kladen důraz na nalezení co nejpřesnějších hodnot špičkového napětí v tomto kritickém místě a to pro všechn zátěžné stav či proces. Největší namáhání vzniká v ohříváku VTO3 při najíždění tras VTO v době, kd je již turbina na výkonu (viz. zátěžné stav 4.1. a 4.2.). Při tomto najíždění dojde nejprve k otevření vodní stran, tj. do ohříváku je nejprve vpuštěna napájecí voda o určité teplotě (závislé na výkonu turbin) a až po prohřátí ohříváku na vodní straně dojde k otevření parní stran. Při - 7 -

8 výpočtu napjatosti při najetí ze studeného stavu VTO3 při výkonu turbin 50% se ukázalo, že špička napětí dosahovaná v kritickém místě nezávisí na zvoleném trendu nárůstu teplot napájecí vod na vstupu do VTO3, resp. závislost je minimální. Tento fakt je způsobený tím, že parní část se neprohřívá, neboť je uzavřena a ted maimální napětí nastane ve stavu, kd je komora s trubkovnicí prohřáta na 140 C a plášť je praktick studený (minimálně ohřátý vedením tepla z trubkovnice do pláště). Podobně je nezávislá na trendu prohřevu i špička napětí dosahovaná při najetí ze studeného stavu VTO3 při výkonu turbin 100%. Tento fakt zvšuje důvěrhodnost vpočítaných maimálních špičkových napětí během zátěžných stavů najíždění (4.1. a 4.2.), neboť eliminuje důležitý faktor celého děje, kterým je trend teplot napájecí vod, který musel být zvolen. Při změnách výkonu turbin je dosahovaná napjatost v ohříváku ve srovnání s najížděním výrazně nižší. Přesto blo nutné provést i tento výpočet, neboť počet změn výkonu turbin bude za životnost násobně všší než počet najíždění ze studeného stavu. Tento výpočet namáhání bl proveden pro výkonové změn turbin z 50% na 100% výkonu a zpět trendem 2% nominálního výkonu za minutu, tj. z 330 MW na 660 MW a zpět maimálním povoleným trendem 13,2 MW/min. Tto změn výkonu turbin jsou z pohledu namáhání VTO3 nejhorší, ale jsou v souladu s kontraktem (dovolený počet takových změn výkonu je , tj. jedná se o cklů). Obrázek 7 : Rozložení teplot po 16 minutách po zahájení najetí ze studeného stavu VTO3 (při výkonu turbin 100%), v čase kd teplota vod ve VTO3 dosáhla teplot vod v napájecí nádrži 190 C (trend nárůstu teplot vod ve VTO3 10 C/min)

9 Obrázek 8 : Von Misesovo napětí po 16 minutách po zahájení najetí ze studeného stavu VTO3 při výkonu turbin 100%, kd teplota vod ve VTO3 již dosáhla teplot vod v napájecí nádrži, tj. 190 C. Obrázek 9 : Rozložení teplot za ustáleného provozu při 100% výkonu turbin - 9 -

10 5.2. Hodnocení výsledků z pohledu nízkocklové únav (LCF) Jak již blo řečeno v předcházejícím odstavci, kontrolovaným kritickým místem bl přechodový rádius mezi trubkovnicí a pláštěm. Na základě výsledků lineární MKP analýz bl stanoven následující nejhorší (ve smslu nejvíce poškozující) zátěžné stav (ckl) : cklus 1) cklus 2) cklus 3) horní napětí v cklu se dosáhne během změn výkonu turbin ze 100% na 50% trendem 2% nominálního výkonu za minutu dolní napětí v cklu se dosáhne během studeného startu VTO při 50% výkonu turbin horní napětí v cklu se dosáhne během změn výkonu turbin ze 100% na 50% trendem 2% nominálního výkonu za minutu dolní napětí v cklu se dosáhne během studeného startu VTO při 100% výkonu turbin horní napětí v cklu se dosáhne během změn výkonu turbin ze 100% na 50% trendem 2% nominálního výkonu za minutu dolní napětí v cklu se dosáhne během změn výkonu turbin z 50% na 100% trendem 2% nominálního výkonu za minutu Pro takto definované zátěžné ckl bl proveden výpočet nízkocklové únav pro definované materiálové LCF konstant, viz. odstavec 3. zátěžné stav (ckl) cklus 1) cklus 2) cklus 3) horní a dolní napětí v cklu počet cklů do inicializace trhlin σhorní = +155 MPa σhorní = +155 MPa σhorní = +155 MPa σdolní = -872 MPa σdolní = MPa σdolní = -230 MPa Tab. 2 : Horní a dolní napětí pro jednotlivé zátěžné ckl a počt cklů do inicializace trhlin v přechodovém rádiusu mezi trubkovnicí a pláštěm Poznámka : Studeným startem VTO3 je v tetu mšlen start, kd je VTO3 studený. Je třeba si uvědomit, že studený start VTO3 není totéž co studený start turbin, neboť turbina bude chladnout výrazně pomaleji, což je dáno jednak všší provozní teplotou a větší hmotou turbinových těles. Pro turbinu Ledvice 660 MW bl definován předpokládaný počet startů za životnost : 100 studených, 700 teplých a 3000 horkých startů. Lze předpokládat, že studený start VTO3 nastane pro studený a teplý start turbin, tj. lze předpokládat 800 studených startů VTO3 za životnost. Horké start turbin budou pro VTO3 spíše odpovídat zatížení jako pro výkonové změn

11 6. ZÁVĚR Vsokotlaký ohřívák prochází během své životnosti celou řadou zátěžných stavů, které se cklick opakují. Pro vbrané zátěžné stav bla provedena lineární MKP analýza v programovém prostředí ANSYS. Z těchto MKP analýz bla vhodnocena špičková napětí v kritických místech. Výpočet ohříváku VTO3 pro turbinu Ledvice 660 MW s nadkritickými parametr prokázal, že nejkritičtějším místem je rádius přechodu pláště do trubkovnice. Toto místo je nejvíce namáháno v přechodových stavech jako je například najíždění VT větve regenerace v době, kd je již turbina na výkonu. Výpočet bl proveden pro několik různých zátěžných stavů a na základě výsledků namáhání při těchto zátěžných stavech bl určen tzv. zátěžné ckl. K těmto zátěžným cklům bl proveden výpočet nízkocklové únav. Pro každý zátěžný cklus bl počet cklů do inicializace trhlin vpočítán z lineárních napětí a na základě Neuberov metod a LCF materiálových konstant. Z výsledků je patrné, že nejhorším cklem (z hlediska poškození) je cklus, kde horní napětí je dosaženo při výkonové změně turbin ze 100% na 50% trendem 2% nominálního výkonu za minutu a dolní napětí je dosaženo během najetí studené VT větve regenerace při výkonu turbin 100%. Počet takových cklů do inicializace trhlin v kritickém místě je Počet předpokládaných studených startů VT větve regenerace je vzhledem k počtu startů turbin roven 800. Budemeli uvažovat zátěžný cklus daný pouze změnami výkonu turbin z 50% na 100% a ze 100% na 50% a to vžd maimálním povoleným trendem 2% nominálního výkonu za minutu, pak počet takových cklů do inicializace trhlin je větší než 3 milión. Přitom povolený počet takových výkonových změn turbin je , resp cklů. Z výše uvedeného vplývá, že takto navržený ohřívák VTO3 tpu U-tpe z hlediska nízkocklové únav vhovuje. LITERATURA [1] Pevnostní výpočet ohříváku NTO4 na JETE při najetí turbin na výkonovou hladinu 55%, Ing. Miroslav Hajšman, ŠKODA ENERGO s.r.o., TZTP0773, [2] Pevnostní řešení MKP regeneračního ohříváku všších provozních parametrů. Stacionární stav při ma. provozních parametrech, Ing. Jan Leština, VAMET s.r.o., 9/97, arch.č. 217-S [3] Základ sdílení tepla, M.A. Michejev, Druhé, upravené vdání, SNTL, Praha