Повышения эрозионной

Возрастание параметров jV0. в. х и N0. э способствует уве-' личению удельного расхода охлаждающей воды. В то же время из рис. 10.4, а видно, что целевая функция имеет резко выраженный: минимум по температуре 7Y Для объяснения этого обстоятельства рассмотрим особенности формирования величины Мв и схемы подачи воды в холодильники ЭХУ, которые реализуются по мере роста температуры Те, начиная со значения Т„. в. Сначала Тз не превосходит значения величины Ts opt и тем более 7^ opt, а параметр А возрастает от отрицательных значений до нуля (см. рис. 10.4, б). Это означает, что подача воды осуществляется по схеме, изображенной на рис. 10.3, б, а расход воды lV0. B. x/[i (Т8 — АТХ) — iB (Т0, в)], первоначально прокачиваемый ^ерез холодильник пароэжекторной холодильной машины, при А < О превосходит, а при А = 0 равен расходу, необходимому для отвода теплоты N0, э от паротурбинного преобразователя при увеличении энтальпии водяного потока от i'B (Ts — АГХ) до iB (Т5 opt — АГХ). На рассматриваемом участке, несмотря на некоторое увеличение параметра N0. в. х, снижение Мв происходит под воздействием увеличения разности энтальпий водяного потока на холодильнике пароэжекторной холодильной машины iB (Ts — АГХ) — t'BJTo. в)- Как видно из рис. 10.4, б, при Т8 = = T/t Opt параметр А = 0, следовательно, схема 10.3, б является оптимальной для подачи воды в холодильники ЭХУ. При дальнейшем увеличении температуры Те параметр А становится положительным и монотонно возрастает. В диапазоне температур TS Opt -С < Ts ^ Т5 opt это свидетельствует о нарушении условия (10.7), когда расход воды, прокачиваемой через холодильник пароэжекторной холодильной машины, оказывается недостаточным для отвода теплоты lV0. э от паротурбинного преобразователя за счет повышения энтальпии водяного потока от iB (Ts — А7\) ДО *'в (Тs opt — Д7\)- Это вынуждает прокачивать воду через холодильники ЭХУ по схеме 10.3, в, которая при Ts = T5ovt трансформируется в схему 10Д а, что ведет к росту Мъ вследствие увеличения па раметров Afo. э и Af0. B. х, а также снижения разности энтальпий водяного потока на холодильнике паротурбинного преобразователя iB (T5 opt — АГХ) — гв (Т8 — АГХ).

Хотя при повышении температуры воды до 363° К ее капли примерно в два раза меньше капель, полученных при распыле воды с температурой 298 К, ощутимой разницы в длине зоны испарения распыленной подогретой воды нам обнаружить не удалось. Как и следовало ожидать, подогрев воды не оказал существенного влияния на конечную температуру парога-за, поскольку повышение энтальпии парогаза от повышения энтальпии воды было очень незначительным.

Здесь т)/ — термический к. п. д. цикла, представляющий к. п. д. установки с идеальной турбиной, не имеющей потерь в проточной части; а — коэффициент возврата теплоты в ПП, характеризующий уменьшение того количества теплоты, которое необходимо подвести к 1 кг пара, в результате повышения энтальпии при входе в ПП за счет потерь в проточной части ЧВД; т]в = Я/Я<— внутренний к. п. д. турбины, где Ht — изоэнтропийный перепад энтальпий турбины.

и в предыдущем случае, при ПД и КР сохраняются одинаковыми значения %0 и TIBO за счет повышения энтальпии пара, выходящего из ЦВД турбины, при этом увеличивается коэффициент возврата теплоты в промежуточном перегревателе а = = [l — (l—i\i)Hit/(io — i'a + in — ii)]~1, где Hit и r\i— изоэнтропийный перепад энтальпий и внутренний к. п. д. ЦВД. Поскольку удельный подвод теплоты к теплофикационному потоку меньше, чем к конденсационному, величина а для него возрастает в большей мере. Изменение коэффициента а, входящего сомножителем в выражение ч\' для теплофикационного потока, увеличивает тепловую экономичность последнего (?>qa <0). Так как энтальпия отбираемого пара при этом не зависит от способа регулирования, неизменной тепловой нагрузке Qo соответствует один и тот же расход Ga отбираемого пара. Мощность же теплофикационного потока Na возрастает с увеличением его к. п. д. В зависимости от конкретных соотношений приростов мощностей теплофикационного и конденсационного потоков значения б а могут быть как положительными, так и отрицательными. Одновременное влияние трех составляющих, согласно уравнению (Х.З), предопределяет увеличение общего выигрыша.

Зависимость температуры 7"-п-яаив от большого количества факторов затрудняет определение ее на основе теоретического анализа реальных циклов. Такой анализ может дать лишь ориентировочное ее значение; более надежные данные могут быть получены на основе сопоставления вариантных расчетов тепловых схем. Так были получены данные по начальному давлению пара при вторичном перегреве, представленные на рис. 1-6 [Л. 2]. Они охватывают широкий диапазон начальных параметров пара, применяемых в настоящее время. Расчеты проводились при условиях совмещения отбора пара на вторичный перегрев с верхним регенеративным отбором, повышения энтальпии питательной воды за счет этого отбора на 50 ккал/кг, падения давления пара в регенеративном отборе на 3% и в тракте -промежуточного перегрева на 10% от давления за ЦВД. 28

Учтя влияние повышения энтальпии в ПН, которое различно для сравниваемых схем, так как изменяются значения е, получим

Учтя влияние повышения энтальпии в ПН, которое различно для сравниваемых схем, так как изменяются значения е, получим

где» первое слагаемое учитывает влияние уменьшения подвода теплоты в деаэраторе за счет повышения энтальпии в предшествующей ступени подогрева.

Использование высокоподогретого жидкого топлива требует и подогрева окислителя до такой же температуры; в противном случае интенсификации процесса достигнуто не будет. В целом предварительный подогрев окислителя (главным образом путем использования тепла уходящих газов) не только повышает к.п.д. агрегата, но и вследствие значительного повышения энтальпии всей системы снижает отвод тепла из зоны горения на тепловую подготовку горючей смеси от температуры входа в камеру горения до температуры воспламенения. Это легко проследить, если обратиться к уравнению распределения температур по длине зоны горения, вытекающему из уравнения переноса энергии:

где Оцо — количество циркулирующей воды в момент т. = 0. Знак перед вторым членом объясняется физическими соображениями: при повышении давления паросодержание уменьшится вследствие повышения энтальпии кипящей воды.

где ропр — давление в элементе оборудования электростанции, определяющее напор насоса (для питательного насоса это может быть давление в той части паропроизводящей установки, куда подается питательная вода; для конденсатного насоса первого подъема — давление на всасе насоса второго подъема, для последнего — в деаэраторе; для дренажного насоса—давление рабочего тела в точке закачки и т.д.);рвх н — давление перед насосом; Др; — гидравлическое сопротивление /-го элемента оборудования, включенного между рассчитываемым насосом и точкой тепловой схемы с давлением ропр (L — полное число таких элементов); Д/>геод — величина, учитывающая разность в высотах установки оборудования с р0 и насоса. При расчетах на номинальный режим результат, полученный по (3.54), увеличивают на некоторую величину Дрзап-Расчет повышения энтальпии, Дж/кг, перекачиваемой среды в насосе ведется по формуле

залитых специальным раствором. Верхняя часть топочной камеры покрыта износостойким слоем обмуровки толщиной 0,45 м. Для повышения эрозионной стойкости топка в этой зоне дополнительно облицована силикатной плиткой толщиной 40 мм. Обмуровка циклонов рециркуляции выполнена аналогично обмуровке верхней части топки.

Несмотря на значительный опыт создания мощных паровых турбин, ЦНД остается наименее экономичной частью турбин и представляет собой объект интенсивных исследований и модернизаций, что характерно как для отечественного, так и для зарубежного турбостроения. Основные усилия конструкторов и исследователей направлены на создание новых элементов проточной части чисто осевой схемы. Непрерывному совершенствованию подвергается отсек последних ступеней и выходной диффузор. Разрабатываются методы улучшенного меридионального профилирования, создания высокоэкономичной и надежной рабочей лопатки последней ступени, различные системы и устройства сепарации и удаления влаги, а также повышения эрозионной стойкости элементов проточной части и т. д. Значительно меньшее внимание уделяется изучению и совершенствованию подводящих патрубков, входных устройств и отсеков первых осевых ступеней.

При наличии в материале непрочных структурных составляющих его обычные механические характеристики могут быть достаточно высокими, но эрозионная прочность будет низка. Например, чугуны обладают высокой твердостью, но исключительно низкой эрозионной стойкостью. При одинаковой твердости аустенитные стали лучше сопротивляются эрозии, чем перлитные, и т. д. В свою очередь в некоторых работах отмечается, что гидроударное нагружение приводит также к структурным изменениям, связанным с фазовыми преобразованиями, например к распаду аустенита и превращению его в мартенсит, образованию упрочненных фаз в стеллитах. Нестабильность некоторых структур в условиях механического воздействия, таким образом, может использоваться для повышения эрозионной стойкости материала; в процессе эрозионного нагружения его сопротивление будет возрастать.

Поверхностное упрочнение ряда марок сталей может быть достигнуто, как известно, и при помощи азотирования. Однако в отношении влияния азотирования поверхности детали на ее эрозионную стойкость при ударном воздействии струи воды и при кавитации не существует единого мнения. Одни, основываясь на опытах, считают азотирование поверхности не эффективным [Л. 2, 46 и 67], а другие [Л. 43 и 68] приводят экспериментальные данные, указывающие, что эрозионная стойкость азотируемой стали после азотирования увеличивается во много раз. Интересно отметить, что авторы работ [Л. 67 и 68], пришедшие к прямо противоположным выводам относительно влияния азотирования на эрозионную стойкость материала, исследовали одну и ту же марку стали — 38ХМЮА. Успех или неудача этого метода повышения эрозионной стойкости зависит, по-видимому, от выбора рациональной технологии и от целесообразности и тщательности последующей обработки поверхности после азотирования (см. [Л. 68]).

Дробеструйная обработка поверхности углеродистой и аустенитной стали марки 1Х18Н9Т, по данным Глик-мана {Л. 43], почти не дает повышения эрозионной стойкости.

Как уже было упомянуто выше (раздел «б», § 7), не существует единого мнения о том, можно ли при помощи азотирования повысить эрозионную стойкость детали. Исследование азотирования с целью повышения эрозионной стойкости нержавеющей стали марки 1X13, идущей на изготовление лопаток паровых турбин, было проведено на ЛМЗ. Сообщается [Л. 119], что можно по-, лучить удовлетворительные результаты, если перед азотированием при помощи специальной обработки разрушить пассивную пленку, которая постоянно покрывает поверхность нержавеющей стали и препятствует проникновению азота в металл. Характерной особенностью азотированного слоя на стали марки 1X13 является резкий перепад твердости при переходе от азотированного слоя вглубь детали. Однако, несмотря на этот недостаток, азотированные сегменты сопел турбин высокого

руживается резкое снижение предела усталости основного металла лопаток. Повышение поверхностной твердости металла нанесением твердых покрытий ухудшает вибрационные, аэродинамические и прочностные характеристики лопаток. Тем не менее экспериментальное подтверждение повышения эрозионной прочности лопаток при увеличении поверхностной твердости металла обеспечило развитие этого метода и внедрение его в производство. Действительно, в опытах наблюдается общая тенденция роста эрозионной стойкости металла при увеличении его твердости. На рис. 7-8 приведена зависимость скорости эрозионного разрушения образцов от удельного количества капель, попадающих на единицу поверхности различных сплавов, характеристики которых представлены в табл. 7-1. Опыты проводились при скорости соударе-

для повышения эрозионной стойкости азотированию подвергают изделия из хромистых и хромоникелевых сталей мартенситного, ферритного и аустенитного классов. Как правило, стали с высоким содержанием хрома (13—18%), а также коррозионно-стойкие хромоникелевые стали типа Х18Н9 перед азотированием подвергают специальной обработке, устраняющей поверхностные оксидные пленки, «сопротивляющиеся» диффузии азота в основной металл.

С целью повышения эрозионной и фрикционной стойкости титановых сплавов было изучено влияние различных покрытии на состояние поверхности и усталостную

песок и пыль, наблюдаются небольшие изменения в размерах лопаток, что вызывает потерю тяги и скорости. Для повышения эрозионной стойкости титановых сплавов разрабатываются покрытия.

Хромирование аустенитных сталей часто сопровождается образованием на поверхности наряду с а-фазой а-фазы. Поскольку а-фаза не обеспечивает высокое сопротивление задиру, а а-фаза охрупчивает слой, для повышения эрозионной стойкости, сопротивления задиранию и износостойкости аустенитных сталей при повышенных температурах ЦНИИТМАШем предложена комбинированная химико-термическая обработка, состоящая из диффузионного хромирования в порошкообразной смеси при 1050—1100° С с последующей нитридизацией (азотирование в среде хорошо очищенного азота при температуре 1070—1100° С). В этом случае на поверхности диффузионного слоя образуется сплошной слой нитрида Cr2N с высокой микротвердостью: >Н 850 для стали 12Х18Н9Т и Н 850—900 для стали ХН35ВТ. Эффективная толщина слоя составляет 0,08—0,12 мм. Содержание хрома на поверхности —50%, азота 5—6%. Процесс применяется для упрочнения регулирующих и стопорных клапанов и деталей узлов паропуска паровых турбин с высокими рабочими параметрами, а также подшипниковых и других деталей герметичных насосов для перекачки агрессивных сред.