SOLAR 2003 CONFERENCE: MANUSCRIPT PREPARATION … · canal de flujo de las turbinas de vapor...

M E X I C O

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VVAAPPOORR

ESPECIALIDAD: MECÁNICA

Zdzislaw Mazur Czerwiec Doctor en Ciencias e Ingeniería de Materiales

Cuernavaca, Morelos

Fecha de ingreso: 24 de mayo del 2007

AAnnáálliissiiss yy ccoonnttrrooll ddee eerroossiióónn ppoorr ppaarrttííccuullaass ssóólliiddaass eenn llooss eelleemmeennttooss ddeell ssiisstteemmaa ddee fflluujjoo ddee ttuurrbbiinnaass ddee vvaappoorr

CONTENIDO

Página

Resumen ejecutivo 3 1 Introducción 4 2 Simulación numérica de erosión de los componentes

principales de turbinas de vapor 7

3 Conclusiones 43 Referencias 44 Bibliografía 45 Agradecimientos 47 Currículum vitae

48

Especialidad: MECANICA 2


RESUMEN EJECUTIVO Se presenta el análisis de erosión por partículas sólidas de diferentes elementos del canal de flujo de las turbinas de vapor (toberas, válvula de vapor, tetones de los álabes, sellos de laberinto, discos del rotor) que operan en México utilizando herramientas de Dinámica de Fluidos Computacional (CFD). En estos elementos principales de turbinas se registró un fuerte problema de erosión que amenaza la operación confiable de las turbinas y su rendimiento óptimo. Se llevó a cabo la modelación y simulación numérica de los componentes principales/criticas de las turbinas de vapor considerando las condiciones nominales de operación. La simulación numérica se efectuó para la geometría/diseño original y diseño modificado (propuesto) de los componentes para identificar las oportunidades de reducción/eliminación de erosión. Con base en los resultados del análisis se desarrollaron las modificaciones de diseño de los diferentes elementos del canal de flujo de las turbinas para reducción sustancial de la erosión. Las modificaciones de diseño de los elementos de las turbinas constan en la modificación del patrón de flujo relacionado para reducir su impacto sobre la razón de erosión mediante disminución de la velocidad de flujo, modificación de trayectorias de las partículas sólidas y modificación del ángulo de impacto sobre la superficie de los elementos analizados. Se presentan los resultados de simulaciones/predicciones que indican que es posible reducir significativamente y controlar la erosión de los componentes del sistema de flujo de las turbinas de vapor modificando ciertas características geométricas de los componentes o parámetros de su operación. Se presentan los beneficios económicos para las Centrales Termoeléctricas que resultan de la reducción de la razón de erosión por partículas sólidas que afecta los componentes críticos de turbinas de vapor (toberas, álabes móviles, sellos de laberinto, válvulas, otros) que se generan por la extensión de períodos entre los mantenimientos o reposición de componentes, reducción de costos de operación y mantenimiento de las turbinas y extensión de vida útil de los componentes principales. Se especifican cuales resultados de este trabajo ya fueron implementados en las Centrales Termoeléctricas confirmando los resultados de las simulaciones numéricas. Palabras clave: turbinas de vapor, erosión por partículas sólidas, simulación numérica, control de erosión, toberas, válvulas, sellos.



1. INTRODUCCIÓN. El flujo de vapor que contiene partículas sólidas es responsable por problemas de erosión de los componentes de turbinas de vapor y reducción de su vida útil. La contaminación del vapor es un problema típico de turbinas de vapor geotérmicas. Las partículas duras de sílice, azufre, fósforo y otros elementos contenidas en el flujo de vapor impactan directamente a los componentes del sistema de flujo de las turbinas causando su desgaste. En turbinas de vapor de las centrales termoeléctricas, el daño por erosión está causado por las partículas de óxido (magnetita) desprendidas de las tuberías de la caldera y líneas de vapor (típicamente durante arranques de las unidades de generación) que introducidas con el flujo de vapor a la turbina causan severos daños por erosión de los componentes principales de la misma. En general, los componentes de la turbina que principalmente son afectados por la erosión son: toberas, las bandas y tetones de los álabes móviles, álabes fijos de diafragmas, sellos de laberinto del rotor, láminas de sellos, discos del rotor, válvulas de control y carcasas. La degradación de los sellos de laberinto del rotor resulta comúnmente en un deterioro considerable de la eficiencia de la turbina, llegando a los valores de 2 % a 4 % o mayor (Leyzerovich, 1997). Este problema reduce también tiempo entre los mantenimientos e incrementa el costo de operación y mantenimiento de la turbina. Como consecuencia, los mantenimientos más frecuentes reducen la producción de la energía eléctrica en total causando fuertes pérdidas económicas. En el caso de las toberas de la turbina el desgaste por erosión se presenta en la zona del borde de salida de los álabes reduciendo la vida útil de la tobera significativamente. También, debido a erosión se presenta un incremento en el área de la garganta de la tobera y pérdida de eficiencia de la turbina relacionada. Cuando se incrementa el área de la garganta de la tobera, la turbina demanda más flujo de vapor para mantener la potencia requerida provocando un incremento de las emisiones contaminantes. Este incremento de flujo de vapor causa también una sobrecarga de los elementos del sistema de flujo de la turbina, principalmente álabes móviles resultando en las fallas de estos componentes críticos de la turbina. La erosión de los discos del rotor, de la carcasa y erosión de las válvulas de control de la turbina afecta la confiabilidad y disponibilidad de operación de la turbina. Para evitar las fallas catastróficas por causa de estos se requiere una frecuente reparación o reemplazo de los elementos dañados. El problema de erosión de las superficies de los sólidos fue estudiado ampliamente y el mecanismo de su desarrollo fue atribuido a las pequeñas partículas sólidas o gotas de agua, que impactan continuamente a la superficie de los elementos del sistema de flujo de la turbina. El desgaste debido a erosión (abrasión) por partículas sólidas depende primeramente del material del elemento expuesto al fluido y de las propiedades de las partículas transportadas por el mismo. El proceso de abrasión de la superficie de un sólido está determinado por la velocidad relativa y el ángulo de impacto de las partículas, así como la proporción (contenido) del flujo de partículas y flujo de vapor (Curran, 1983; Franco, 1998; Quercia, 2001; Derevich, 2000; Keck, 1997). El ángulo de impacto y la velocidad de las partículas juegan un rol principal en la razón de erosión como se muestra en las figuras 1 y 2 (Curran, 1983; Franco, 1998). Sobre



esta base, cada reducción de la velocidad de las partículas y modificación del ángulo de impacto de las mismas a la superficie de un sólido conduce a la reducción efectiva de la erosión (Franco, 1998).

90º 60º 30º

1 R

azón

de

eros

ión

nor

mal

izad

a

Ángulo de impacto de las partículas

Figura 1. Datos experimentales de la erosión en función de ángulo de impacto de las partículas sólidas (Curran, 1983).

Ero

sión

lbm

ater

ial/l

bp

artí

cula

s x

106

Figura 2. Datos experimentales de la erosión en función de velocidad de partículas en turbinas geotérmicas (Curran, 1983).

Velocidad de partículas pies/s



En la figura 1 se puede apreciar que aumentando el ángulo de impacto de las partículas desde cero se registra un incremento de la razón de erosión hasta el ángulo de impacto de 30° aproximadamente donde se presenta un máximum local y después aumentando el ángulo de impacto la erosión disminuye llegando a un mínimum para el ángulo de 90°. El movimiento de las partículas esta gobernado por patrones (trayectorias) locales de flujo. Debido a que patrón de flujo dentro de la turbina cambia significativamente no es posible predecir el desgaste abrasivo de un componente de la turbina sin conocer el patrón local de flujo en la zona de interés. La simulación de flujo por medio de Dinámica de Fluidos Computacional (CFD por sus siglas en inglés) basado en el método de volumen finito representa un camino viable y económico para analizar y entender el patrón local de flujo en las regiones de fuerte desgaste por erosión. Muchas configuraciones de diseño bajo diferentes condiciones de operación pueden ser analizadas con bajo costo, sin costosos experimentos y se pueden proponer las modificaciones del diseño de los elementos del canal de flujo de la turbina para controlar/reducir el problema de erosión. En este trabajo se presenta el análisis del problema de erosión de diferentes elementos del canal de flujo de las turbinas de vapor (toberas, válvula de vapor, tetones de los álabes, sellos de laberinto, discos del rotor) que operan en México utilizando herramientas CFD. Con base en los resultados del análisis se identificaron y desarrollaron las modificaciones de diseño de los diferentes elementos del canal de flujo de las turbinas para reducción sustancial de la erosión (algunas fueran patentadas). Las modificaciones de diseño de los elementos de las turbinas constan en la modificación del patrón de flujo relacionado para reducir su impacto sobre la razón de erosión mediante disminución de la velocidad de flujo, modificación de trayectorias de las partículas sólidas y modificación del ángulo de impacto sobre la superficie de los elementos analizados.



2. SIMULACIÓN NUMÉRICA DE EROSIÓN DE LOS COMPONENTES PRINCIPALES DE TURBINAS DE VAPOR 2.1. Metodología Las simulaciones y predicciones numéricas fueron realizadas utilizando códigos del volumen finito Fluent y STAR CD considerando diferentes modelos de turbulencia (Standard k – ε, RNG k – ε, otros). El estudio numérico del proceso de erosión aplicando CFD, considera un modelo matemático con la ecuación de conservación de Euler en fase continua (flujo de vapor) y un modelo Lagrangiano (Fluent, 2001) para resolver la fase discreta (partículas sólidas). La dispersión de las partículas en el fluido se predice usando un modelo estocástico. Este modelo incluye los efectos de las fluctuaciones de velocidad en régimen turbulento sobre la trayectoria de las partículas. El dominio computacional considera las ecuaciones de conservación de la masa y de momento para flujo incompresible en una geometría tridimensional en estado estable. Para contabilizar la erosión por partículas sólidas se esta basando sobre el cálculo de la trayectoria de varias partículas individuales en el dominio de flujo. Cada partícula representa una muestra de partículas los cuales siguen la misma trayectoria. El movimiento de las partículas controladas/monitoreadas se usa para describir el comportamiento promedio de toda la fase dispersa. Aplicando el modelo Lagrangiano para resolver la fase discreta y modelos de erosión, se esta considerando las siguientes suposiciones: Interacciones entre partículas se omiten; Cualquier cambio en la turbulencia del flujo causado por las partículas no esta considerado; Se consideran nada más las partículas sólidas esféricas, no reactivas y no fragmentadas; La modificación de la geometría del elemento analizado causado por la remoción de la pared por partículas sólidas no esta considerada. Esto significa que modelo computacional de la geometría es invariable durante simulación. Se esta considerando que las partículas discretas están viajando en un fluido continuo donde las fuerzas actúan sobre la partícula afectando su aceleración y eso se debe a las diferencias de velocidades entre las partículas y fluido, y también debido a desplazamiento del fluido por la partícula. Durante simulación se están recordando los siguientes datos: • Número de partículas que impactan sobre la superficie; • Velocidad de impacto de la partícula; • Dirección de las partículas relativa a la superficie de impacto. La remoción del material de la pared se calcula utilizando modelo de Finnie (Finnie, 1960) desarrollado para materiales dúctiles. Este modelo considera remoción del material por erosión como corte por una partícula singular. Una de los principales tesis del modelo es que la partícula impactando a la superficie erosionada con el ángulo α (llamado ángulo de impacto) medido con referencia a la superficie, corta el material de misma manera que una herramienta de corte (buril). Se considera que la partícula es



más dura que la superficie erosionada y por eso no se fragmenta y el material de la superficie (sólido) se esta deformando plásticamente durante proceso de corte debido a que es dúctil. Se asume que existen siguientes condiciones: • No se considera la fuerza termoforética; • No se considera el movimiento de Brown; • No se considera la fuerza de impacto de Saffman; • No se considera transferencia de calor por radiación. Se esta considerando el cambio de la trayectoria continua de la partícula debido al efecto de la trayectoria de la fase discreta sobre la continua. Se requiere especificar: • La posición inicial y la velocidad de cada línea de corriente de partículas; • El diámetro de la partícula; • El flujo másico de las partículas que siguen la trayectoria de una particular individual; • Que la inyección se refiere a corrientes de partículas: Sencilla – una corriente de partículas • • Grupo – más que una corriente • • • Inyección de superficie – inyección de partículas de la superficie definida previamente en la entrada de corrientes de vapor. En este caso para evitar demasiado número de partículas se utiliza pontos de muestreo en la superficie plana. La razón de erosión esta definida por (Fluent, 2001):

particlesN

p face

pp

erosion A

fdCmR

1

)( (1)

Los dominios computacionales que representan los detalles de la geometría de los elementos de turbomaquinaria se representan con mallas que fueron usadas para conducir la investigación. La construcción del modelo geométrico y mallado se llevo a cabo con GAMBIT aplicando elementos hexaedros. El valor de y+ para la malla cerca de la pared/superficie fue en el rango de y+ = 5 hasta y+ = 10. Este valor indica la calidad de la malla; su ortogonalidad (deformación) cerca de superficie. Se verificó la independencia de los resultados de solución de la malla verificando varias mallas hasta obtener un modelo final. Esto fue logrado incrementando la resolución de la malla hasta se obtuvo una precisión suficiente.



2.2. Condiciones de frontera Con base en el análisis microscópico del flujo de vapor con partículas sólidas, se determino el diámetro de las partículas sólidas para cada caso analizado. Las condiciones iniciales de flujo de vapor fueron calculados con base en los balances térmicos de las unidades analizadas considerando presión de vapor, temperatura de vapor, flujo másico de vapor, número de Reynolds, número de Mach, intensidad de turbulencia, la relación de flujo de vapor y flujo de partículas sólidas, material del elemento de la turbina y material de la partícula sólida. 2.3. Resultados de modelación numérica Se presentan varios casos de análisis de erosión por partículas sólidas de diferentes componentes críticos de turbinas de vapor registrados en turbinas reales que operan en México en las Centrales Termoeléctricas de la Comisión Federal de Electricidad. 2.3.1. Tobera de turbina de vapor de 300 MW En la figura 3 se muestra la erosión por partículas sólidas en la tobera etapa 1 de la turbina de 300 MW. La erosión se presenta en el borde de salida del álabe de la tobera aumentando la garganta (pasaje del canal de flujo) que resulta en la disminución de la eficiencia de la turbina; para generar misma potencia se gasta más flujo de vapor, y este incremento de flujo de vapor causa sobrecarga de algunos álabes móviles del rotor resultando en frecuentes fallas de estos álabes (álabes L-0).

e

ÁlabErosión de álabes

Figura 3. Erosión del bloque de toberas

La figura 4 presenta modelos numéricos de las dos toberas utilizados para simulación de erosión. La figura 4a representa la geometría original de la tobera y la figura 4b la geometría modificada de la tobera que consta en un perfil modificado/escalonado en la parte cóncava adyacente al borde de salida del álabe, que esta desplazado hacía dentro del álabe formando un escalón de 1 mm.



Álabe

Borde de salida Perfil modificado

a) b)

Figura 4. Modelo/malla computacional de la tobera original (a) y tobera modificada (b)

Las figuras 5 y 6 representan los resultados de la simulación numérica para tobera original en forma de campos de velocidad (Figura 5) y líneas de corrientes de partículas sólidas (Figura 6). Los mismos resultados para la tobera modificada se presentan en las figura 7 y 8 respectivamente. Comparando las gráficas mencionadas se puede apreciar una reducción de la velocidad de flujo en la tobera modificada de un 6.7% y cambio de trayectoria de partículas sólidas en la tobera modificada en la zona del borde de salida del álabe; se presenta una separación del flujo de vapor/partículas sólidas en la zona del borde de salida.



Figura 5. Campos de velocidad para tobera original en la altura de 50 % del canal de flujo [m/s]

a)

b) Figura 6. Líneas de corrientes de flujo de partículas sólidas en 2D en la altura

de 50 % del canal de flujo (perfil original).



Figura 7. Campos de velocidad para tobera modificada (perfil escalonado) en

la altura de 50 % del canal de flujo [m/s]

a)

b) Figura 8. Líneas de corrientes de flujo de partículas sólidas en 2D en la altura

de 50 % del canal de flujo (perfil modificado - escalonado).



Los contornos de razón de erosión en 3D para la tobera original y modificada con el perfil escalonado, se presentan en las figura 9 y 10 respectivamente. En el caso de la tobera original la erosión máxima se concentró en la zona del borde de salida del álabe de la tobera con un valor de 1.28 kg/m2s. Se puede apreciar una corcondancia de los resultados numéricos de distribución de erosión máxima con la distribución de la erosión en la tobera real presentada en la figura 3.

Figura 9. Contornos de razón de erosión en 3D, perfil original [kg/m2s].

Figura 10. Contornos de razón de erosión en 3D, perfil modificado-escalonado

[kg/m2s]. Para el caso de la tobera con la geometría modificada (perfil escalonado) la distribución de contornos de erosión en el álabe es más uniforme (Figura 10). La erosión máxima registrada en la zona del borde de salida del álabe fue de 0.643 kg/m2s es decir de un 50 % menor que para la tobera original. Analizando el detalle de trayectorias de corrientes de flujo de las partículas sólidas en zona del borde de salida del álabe (Figura 11), se puede deducir que la disminución de erosión en la tobera modificada, se debe a la optimización de trayectorias de las partículas sólidas, modificación de ángulos de impacto de partículas al superficie del



álabe, disminución de velocidad de flujo en esta zona y la reducción de densidad de impactos de partículas a la superficie del álabe debido a la separación de flujo de vapor/partículas sólidas del álabe en la zona del borde de salida de la misma.

Figura 11. Detalle de líneas de corrientes de flujo de partículas sólidas en 2D

en la altura de 50 % del canal de flujo (perfil modificado - escalonado). Resumen de resultados obtenidos

1. Se obtuvo una trayectoria optimizada de las partículas sólidas y ángulos de impacto en la zona crítica de la tobera.

2. La velocidad de flujo fue reducida de un 6.7 %. 3. La razón de erosión fue reducida de un 50 %. 4. Se obtuvo la extensión del período entre mantenimientos de la tobera de un

100 % 5. Se obtuvo una patente para el perfil modificado de la tobera. 6. Se obtuvieron dos patentes para la rehabilitación y extensión de vida útil de las

toberas de turbinas de vapor.



2.3.2. Válvula principal de paro de la turbina de vapor de 158 MW En la figura 12 se presenta la erosión registrada en la válvula principal de paro de la turbina de vapor de 158 MW. La erosión esta concentrada principalmente en la zona del cuello de la válvula. Este grado de erosión se presenta después de 6 a 12 meses de operación de la turbina. Hubo varios casos que los pedazos del cuello de la válvula fueron separados de la misma e introducidos al canal de flujo de la turbina causando graves daños en los álabes móviles y fijos (diafragmas) ocasionando fuertes gastos para el mantenimiento de la turbina (cambio/reparación de álabes móviles y fijos-diafragmas).

Figura 12. Daños por erosión de partículas sólidas en la válvula principal de paro de las turbinas de 158 MW.

La figura 13 muestra el esquema de la disposición de la válvula en la posición totalmente abierta. El flujo de vapor con partículas sólidas entra radialmente a la válvula por 10 canales de entrada, impactando a la superficie de trabajo de la válvula y cambiando la dirección a la axial y posteriormente saliendo por 10 canales axiales de salida que conducen al sistema de flujo de la turbina. Los modelos computacionales de la válvula en la versión original y la versión modificada se presentan en la figura 14. La versión modificada de la válvula (Figura 14b) consta de canales de entrada tangentes de flujo de vapor a la válvula manteniendo otros parámetros de la válvula sin cambio. El ángulo de impacto de las partículas en la válvula modificada con canales de entrada de flujo tangentes esta en el rango de 0 a 10 °.



Entrada radial del flujo de vapor

Salida axial del flujo

Superficie de trabajo de la válvula

Figura 13. Esquema de la disposición de la válvula en la posición abierta.

a)

b) Figura 14. Modelo computacional/malla de la válvula, geometría original (a) y geometría modificada con la entrada tangente del flujo a la válvula 0-10° (b) Los contornos de velocidad del flujo para la válvula original y la válvula modificada se presentan en las figuras 15 y 16 respectivamente. La velocidad máxima del flujo se presenta en dos casos en la zona del cuello de la válvula teniendo un valor máximo de 160 m/s para la válvula original y un valor similar de 158 m/s para la válvula modificada. Considerando esta distribución de las velocidades la zona más crítica, más propensa a la erosión es el mismo cuello de la válvula. Los contornos de presión estática para la válvula original y la válvula modificada se presentan en la figura 17. Se aprecia que los valores máximos de presión estática para dos variantes de la geometría de la válvula son iguales. Se nota también una pequeña variación en la distribución de la presión estática entre dos válvulas. La versión modificada de la válvula tiene una distribución de presiones más uniforme.



Figura 15. Contornos de velocidad del flujo para válvula original [m/s].

d del flujo para válvula modificada [m/s].

Figura 16. Contornos de velocida

Figura 17. Contornos de pr lvula original (a) y válvula modificada (b) [Pa].

esión estática para vá

b) a)



Los contornos de razón de erosión de la válvula original y la válvula modificada obtenidos por simulación numérica, se presentan en las figuras 16 y 17 respectivamente.

Figura 16. Contornos de erosión en la válvula original [kg/m2s].

Figura 17. Contornos de erosión en la válvula modificada [kg/m2s]. Para el caso de la válvula original, la erosión máxima esta concentrada en la zona del cuello de la válvula con un valor de 951 kg/m2s. Se nota muy buena concordancia de esta distribución de erosión obtenida por simulación numérica con la erosión registrada en la válvula real presentada en la figura 12. Para el caso de la válvula modificada con canales de entrada del flujo tangentes a la válvula, la distribución de erosión en la superficie de la válvula es más uniforme (Figura 17). La erosión máxima de 462 kg/m2s se presenta en diferentes zonas de la



superficie de la válvula. Este valor de erosión es de un 51 % menor que para la válvula original. La gráfica comparativa de distribución de erosión en la superficie de la válvula en una sección en la dirección axial se presenta en la figura 18. Esta gráfica muestra claramente las diferencias de variación de distribución de erosión entre dos variantes de las válvulas siendo la válvula modificada con canales de entrada de flujo tangenciales que tiene la magnitud y la distribución de erosión optimizada.

0.00

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0.08

0.09

0.10

0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07

Original Modificada

Raz

ón d

e er

osió

n k

g/m

2 s

Altura [m]

Figura 18. Razón de erosión en la superficie de la válvula [kg/m2s]. Resumen de los resultados obtenidos

1. Se obtuvo una trayectoria optimizada de las partículas sólidas y ángulos de impacto en la zona crítica de la válvula.

2. La razón de erosión fue reducida de un 51 %. 3. Se obtuvo la extensión del período entre mantenimientos de la válvula de

un 100 % 4. Se obtuvo una patente para la geometría modificada de la válvula. 5. Se obtuvo una patente para rehabilitación y extensión de vida útil de la

válvula



2.3.3. Erosión del disco del rotor de la turbina geotérmica de 110 MW La figura 19 muestra la vista general del rotor de la turbina geotérmica de 110 MW. Con la flecha se indica el disco de la rueda No. 4 donde se registró un fuerte problema de erosión. El detalle de la erosión del disco de la rueda 4 del rotor se presenta en la figura 20. Para la comparación en la figura 21 se presenta el mismo disco del rotor en el estado original sano.

Álabes L-0

Figura 19. Vista general del rotor de la turbina geotérmica de 110 MW.

Figura 20. Detalle de erosión del disco del rotor de la turbina geotérmica de 110 MW.



Figura 21. Detalle del disco del rotor de la turbina geotérmica de 110 MW en la condición original.

El rotor gira con la velocidad de 3600 rpm y en esta zona del disco se presentan muy altos esfuerzos estáticos debidos a fuerza centrífuga que resulta de velocidad de rotación, de la masa del disco y masa de los álabes instalados en el mismo. Los daños provocados en el disco por erosión de partículas sólidas presentados en la figura 20, causan concentración de esfuerzos en esta zona debido a la acción de la muesca y pueden conducir a la falla catastrófica de la rotor/turbina con las pérdidas económicas muy considerables. Por otro lado la reparación de este tipo de daños en los discos no es confiable y un rotor nuevo de repuesto significa un costo muy considerable para una Central termoeléctrica (decenas de millones de pesos). Para buscar las soluciones de mitigar del problema de erosión del disco de la turbina se realizaron simulaciones numéricas considerando la geometría original del sistema disco-sello del diafragma presentada en la figura 22 y la geometría modificada del mismo sistema presentada en la figura 23. El sello de laberinto entre el rotor y la diafragma esta constituido por láminas de sello instaladas (recalcadas) en el diafragma y los dientes de laberinto formados en el rotor. El camino del flujo de vapor con partículas sólidas que atraviesa el sello se muestra con las flechas en la figura 23. En la geometría modificada del sistema disco-sello de laberinto, el primer diente del sello de laberinto fue alejado de la cara del disco de 24 mm (posición original) a 47 mm (posición propuesta), es decir la distancia de la cara del disco al primer diente del sello de laberinto fue aumentada de un 196 %. Para poder hacer esto se diseño un anillo angular sujetado con el diafragma por medio de los tornillos como se indica en la figura 23.



Diafragma

Disco

Figura 22. Geometría del sello de laberinto y disco del rotor de la turbina geotérmica de 110 MW en la configuración original.

Rotor

Disco

Rotor

Figura 23. Geometría del sello de laberinto y disco del rotor de la turbina geotérmica de 110 MW en la configuración modificada (propuesta).



Los resultados de la simulación numérica de sistema original y sistema modificado (propuesto) se presentan en forma de vectores de velocidad en zona de interés que abarca el primer diente del sello de laberinto y el radio de transición (filete) entre la cara del disco y el rotor en las figuras 24 (diseño original) y 25 (diseño modificado).

Figura 24. Vectores de velocidad para la geometría original del disco del rotor y sello de laberinto.

Figura 25. Vectores de velocidad para la geometría modificada del disco del rotor y sello de laberinto.



Analizando la figura 24 se nota que el flujo de vapor/partículas sólidas sale del sello de laberinto chocando a la superficie del disco con una velocidad significativa (el tamaño de flechas representan la magnitud de velocidad). En la zona de transición disco-rotor se registran recirculaciones de flujo que contribuyen muy significativamente a la erosión del disco. Para el caso de diseño modificado (Figura 25) debido a la distancia aumentada del primer diente del sello a la cara del disco, el flujo de vapor/partículas sólidas impacta la cara del disco con una velocidad menor (tamaño de flechas es menor) comparándolo con el diseño original. En la zona de transición disco-rotor no se registran recirculaciones de flujo como lo fue en el caso de diseño original del sello. La comparación de velocidades máximas de impacto de las partículas sólidas a la cara del disco para el diseño original y modificado se presenta en las figuras 26 y 27 respectivamente. Se nota que la velocidad máxima de impacto de las partículas para el diseño original fue de 114 m/s (Figura 26) y fue reducida a velocidad de 72 m/s (Figura 27) es decir de un 38 %. Comparándolo la reducción de velocidad de impacto de las partículas obtenida para el diseño modificado del sistema disco-sello con la grafica de relación de razón de erosión y la velocidad de impacto presentado en la figura 2, se estima que el razón de erosión en la cara del disco del rotor fue reducido de un 86 %.

Pos

ició

n m

Velocidad axial m/s

Figura 26. Perfil de la velocidad axial en la salida del sello de laberinto para la

geometría original del disco del rotor y sello de laberinto.



Pos

ició

n m

Velocidad axial m/s

Figura 27. Perfil de la velocidad axial en la salida del sello de laberinto para la

geometría modificada del disco del rotor y sello de laberinto.

Resumen de resultados obtenidos

1. Se obtuvo una reducción de la velocidad de impacto de las partículas sólidas a la superficie del disco del rotor de un 38 %.

2. La razón de erosión fue reducida de un 86 %. 3. Se obtuvo la extensión del período entre mantenimientos del rotor de un

200 %. Esto significa que la vida útil del rotor llegará al período diseñado (30-40 años).

4. Se obtuvo una patente para el diseño modificado del sello de laberinto del diafragma de la turbina.



2.3.4. Erosión de los dientes del sello de laberinto del rotor de la turbina geotérmica de 110 MW. En el mismo rotor y el mismo sello de laberinto de la turbina geotérmica de 110 MW que se analizó en la sección anterior, se registro un fuerte desgaste de los dientes del sello de laberinto en el rotor (desaparición total) como se muestra en la figura 28. Eso produce un fuerte deterioro de la eficiencia de la turbina (aumento de fugas de vapor en sistema de flujo de la turbina) y puede conducir a la falla catastrófica del rotor/turbina si el desgaste llega a los valores críticos en forma de ranuras profundas en la superficie del rotor. La reparación de este tipo de daños es costosa y no es confiable, la reposición del rotor significa un fuerte gasto para la Central Termoeléctrica del orden de decenas de millones de pesos. Además estas dos soluciones no eliminan el problema de erosión, son soluciones pasivas. Para buscar las soluciones de mitigar del problema de erosión del sello de laberinto del rotor de la turbina se realizaron simulaciones numéricas considerando el diseño original del sello rotor-diafragma presentado en la figura 29 que es el mismo que se analizó en la sección anterior y el diseño modificado del mismo sistema de sello presentado en la figura 30. El diseño modificado/propuesto consta de un deflector de flujo incorporado a un anillo sujetado al diafragma por medio de tornillos presentado en la sección anterior. El deflector tiene la función de no permitir la entrada directa del flujo de vapor con partículas sólidas al sistema de sello, regresándolo a la dirección contraria, causando su recirculación, aumentando su camino hacía el sello y restringiendo su entrada al sello. .

Figura 28. Erosión del sello de laberinto del rotor de la turbina geotérmica de 110 MW debido a lavado con vapor.



14

12 6 12 6 12 66

95

4 7 7 4 7 7 4 7 7 4 7

0.64

9

3

0.6 4

10DIAPHRAGM

UNIT: mm

FLOWFlujo Diafragma

Figura 29. Geometría original del sello de laberinto entre el diafragma y el

rotor de la turbina geotérmica de 110 MW.

14 72 3

920

57.5

36.5 18

9

47

12 6 12 6 12 6

50

6

3

0.6 4

95 35

32

R2

R6

40°

R19

R10R55

R6R4

R20

3536°

R2

4 7 7 4 7 7 4 7 7 4 7

0.64

FLOW

Figura 30. Geometría modificada del sello de laberinto entre el diafragma y el

rotor de la turbina geotérmica de 110 MW con un deflector de flujo. Los resultados de la simulación numérica de sistema original y sistema modificado (propuesto) se presentan en forma de trayectorias de partículas sólidas en zona del primer diente del sello contando de entrada de flujo al sello en la figura 31 (diseño original) y figura 31 (diseño modificado) para mismas condiciones de operación. Comparando las dos gráficas se hace notar mucha mayor densidad de impactos de las partículas sólidas al diente

Deflector

Flujo



del sello para el caso de diseño original que para diseño propuesto. Se observa también cierto cambio en ángulos de impacto de las partículas comparando dos casos.

Diente del sello del rotor

Figura 31. Trayectorias de partículas para la geometría original del sello.

Diente del sello del rotor

Figura 32. Trayectorias de partículas para la geometría modificada del sello con deflector.

En las figuras 33 y 34 se presentan trayectorias/velocidades de las corrientes de partículas sólidas indicadas con flechas para el diseño original y diseño modificado del sello respectivamente. El tamaño de flechas indica la magnitud de velocidad. Se hacen notar mucho mayores velocidades de partículas sólidas para el diseño original del sello. Se observan también mayores recirculaciones y contra flujos en las cámaras del sello para el caso de diseño original.



Figura 33. Trayectorias/velocidades de partículas para la geometría original

del sello.

Figura 34. Trayectorias/velocidades de partículas para la geometría modificada del sello con deflector.



La figura 35 presenta el funcionamiento del deflector del flujo incorporado al diseño modificado del sello. Se notan los cambios de dirección del flujo de la dirección radial perpendicular al eje del rotor a la dirección axial y reversa inclinada indicada con las flechas.

Dirección Radial

Figura 35. Trayectorias de partículas en la zona del deflector de la geometría modificada del sello.

La comparación de velocidad axial del flujo de vapor con partículas sólidas en la zona de impacto con el primer diente del sello de laberinto considerando la geometría original y geometría modificada del sello se presenta en la figura 36. La velocidad máxima de impacto de partículas registrada para el diseño original del sello fue de 52 m/s y para el diseño modificado de 28.5 m/s aproximadamente. Se obtuvo una reducción de velocidad de impacto de las partículas de un 44 %. El perfil/patrón de la razón de erosión en el diente del sello como resultado de las condiciones operativas del flujo para el diseño original y modificado se presenta en las figuras 37 y 38 respectivamente. Comparando las dos gráficas se nota una fuerte reducción de la razón de erosión para el diseño modificado del sello; la mancha negra que representa el desgaste por erosión es muy pequeña comparándolo con la misma de la figura 37 para el diseño original del sello.



52.0162

28.533-1.00E-03

0.00E+00

1.00E-03

2.00E-03

3.00E-03

4.00E-03

5.00E-03

6.00E-03

7.00E-03

8.00E-03

9.00E-03

-10 10 30 50 70

x velocity (m/s)

Pos

itio

n (m

)

O

Pr

Velocidad axial m/s

Pos

ició

n m

Original

Modificado

Figura 36. Comparación de velocidad axial del flujo de vapor con partículas

sólidas en la zona de impacto con el primer diente del sello de laberinto considerando la geometría original y geometría modificada del sello.

Flujo

Figura 37. Patrón/razón de erosión en el primer diente del sello de laberinto

para la geometría original del sello.



Flujo

Figura 38. Patrón/razón de erosión en el primer diente del sello de laberinto

para la geometría modificada con el deflector. Resumen de resultados obtenidos

1. El deflector redujo la velocidad de flujo de vapor/partículas que impacta a los dientes del sello de laberinto.

2. Se incrementó el camino de flujo de vapor alrededor del deflector reduciendo el volumen del flujo que entra al sello de laberinto.

3. Se obtuvo una reducción de la velocidad de impacto de las partículas sólidas a la superficie del diente del sello del rotor de un 44%.

4. La razón de erosión fue reducida de un 80%. 5. Se obtuvo la extensión del período entre mantenimientos del rotor de un

200%.



2.3.5. Erosión de los tetones de los álabes L-0 de la turbina geotérmica de 110 MW Los álabes móviles etapa L-0 del rotor de la turbina de 110 MW (ver Figura 19) sufren un desgaste por erosión como se indica en la figura 39. Para la comparación, en la figura 40 se muestra el estado original (sin desgaste) de los mismos tetones de los álabes L-0. El desgaste consta en la desintgración/pérdida de material de los tetones/remaches que unen los álabes con las bandas formando grupos de álabes para obtener una característica vibratoria adecuada de los grupos de álabes conforme a las condiciones de operación. El desgaste/desintegración de los tetones conduce al aflojamiento de la unión de los álabes con la banda, cambio de su rigidez y finalmente al desprendimiento de la banda con los tetones de los álabes, que puede resultar en una falla catastrófica de la turbina debido a posible fractura de los álabes relacionada con el cambio de sus características vibratorias.

Figura 39. Erosión de tetones del álabe móvil L-0 de la turbina geotérmica de 110 MW

Para mitigar el problema de erosión de los tetones de los álabes L-0, se llevó a cabo la simulación numérica de las dos configuraciones del canal de flujo de la turbina en la zona de interés considerando el diseño original del canal de flujo presentado en la figura 41 y el diseño modificado presentado en la figura 42. En el diseño original del canal de flujo (Figura 41) el flujo principal de vapor con partículas sólidas sale de los pasajes del diafragma y entra a los álabes móviles L-0 (de la última etapa). Una parte del flujo entra a la trampa de humedad y otra pasa por el huelgo del sello formado entre la carcasa y la banda de los álabes L-0. Este flujo choca con los tetones de los álabes L-0 causando su erosión y desintegración. El fenómeno de erosión de los tetones esta acelerado debido a la velocidad de flujo significativa en esta zona de sello.

Tetón

Banda



Figura 40. Tetones del álabe móvil L-0 de la turbina geotérmica de 110 MW sin síntomas de erosión (estado original).

Trampa de humedad

Diafragma

Tetones

Carcasa Sello

Álabe L-0

Banda

Flujo principal

Figura 41. Configuración original del canal de flujo al entrada al álabe móvil L-0 de la turbina de 110 MW.

El diseño modificado del canal de flujo en la zona de álabes L-0 consta en la prolongación de la carcasa de la turbina en la dirección axial (Figura 42) para dirigir el flujo principal hacía los álabes móviles, reduciendo el flujo que pasa por el huelgo del sello entre la carcasa y la banda de los álabes móviles L-0. Esta prolongación está alineada con el canal de flujo del diafragma y esta configurada de tal manera (tiene



redondeos de sus bordes) para que se facilite la captura de humedad (gotas de agua) y una parte de partículas sólidas por la trampa de humedad.

Trampa de humedad

Prolongación Diafragma

Tetones

Carcasa Sello

Banda

Álabe L-0 Flujo principal

Figura 42. Configuración modificada del canal de flujo al entrada al álabe móvil L-0 de la turbina de 110 MW.

Los resultados de la simulación numérica del diseño original y modificado del canal de flujo en forma de contornos de velocidades se presentan en la figura 43 y 44 respectivamente.

Figura 43. Contornos de velocidad en el canal de flujo original [m/s].



Figura 44. Contornos de velocidad en el canal de flujo modificado [m/s].

La velocidad máxima del flujo para el diseño original del canal de flujo, en la zona de los tetones de los álabes L-0 (zona crítica) fue de 65 m/s y para el diseño modificado fue de 55 m/s, que significa una disminución de la velocidad del flujo de un 16 % en esta zona.

Figura 45. Contornos de energía cinética turbulenta en el canal de flujo original [m2/s2].

La energía cinética del flujo en misma zona de interés fue reducida también de 772 m2/s2 para el diseño original (Figura 45) al 560 m2/s2 para el diseño modificado (Figura 46), es decir de un 28 %. Estos dos elementos influyen directamente a la disminución de la razón de erosión que fue determinada del orden de un 43 %.



Figura 46. Contornos de energía cinética turbulenta en el canal de flujo modificado [m2/s2].

Resumen de los resultados obtenidos

1. Se obtuvo una reducción de la gradiente de presión a través del canal de flujo en zona de los tetones de álabes L-0.

2. Se obtuvo un incremento de flujo de vapor que pasa por el canal principal de álabes móviles L-0.

3. Como consecuencia la velocidad del flujo de vapor húmedo con partículas sólidas que atraviesa los tetones fue reducida de un 16 %.

4. Se obtuvo una reducción de recirculación del flujo de vapor en zona de tetones.

5. La energía cinética en zona de tetones fue reducida de un 28 % y la razón de erosión de un 43 %.

6. Se obtuvo la extensión del período entre mantenimientos del rotor de un 140 %.

7. Se obtuvo una patente para el diseño modificado del canal de flujo en zona del álabe L-0 de la turbina.

8. la modificación del diseño del canal de flujo de la turbina fue implementado en la Central Geotérmica Cerro Prieto, B.C.



2.3.6. Erosión del sello exterior de laberinto del rotor de la turbina geotérmica de 25 MW En la turbina geotérmica de nueva generación de 25 MW de potencia, después de un año de operación, se presentó un desgaste acelerado por erosión de partículas sólidas en el muñón del rotor en la zona del sello exterior de baja presión como se muestra en las figuras 47 y 48. Este desgaste causo un deterioro del vacío del condensador y relacionada caída de la eficiencia de la turbina.

Figura 47. Vista general del rotor de la turbina geotérmica de 25 MW.

Cámara A

Cámara B

Figura 48. Detalle de la erosión del sello exterior de laberinto en la cámara B del rotor de la turbina geotérmica de 25 MW.



Para determinar la causa del desgaste y las recomendaciones pertinentes se llevo a cabo la simulación numérica del sistema de sello para condiciones nominales de operación (condiciones de diseño) y varias simulaciones del mismo sello para diferentes condiciones de operación; diferentes valores de las presiones en las cámaras A y B del sello (Figura 48). En la cámara A del sello (Figura 48) se encuentra el vapor de sello que llega del lado de alta presión de la turbina para contrarrestar la entrada del aire a la turbina. En la cámara B del sello (Figura 48) se encuentra una mezcla del aire que entra del exterior hacía interior de la turbina y del vapor de sello que llega de la cámara A del sello. Una relación adecuada de las presiones en las cámaras A y B del sello asegura la eficiencia diseñada del sello, manteniendo la turbulencia de los flujos de aire y de vapor en un nivel aceptable. Los resultados de la simulación numérica del sello en forma de trayectorias de partículas sólidas en la cámara interna B del sello se presentan en la figura 49. Se notan fuertes recirculaciones de flujos en diferentes zonas del sello que tienen una influencia directa a la erosión del muñón del rotor.

Cámara B

Figura 49. Trayectorias de las partículas sólidas en el sello exterior de

laberinto cámara B del rotor de la turbina geotérmica de 25 MW. La distribución de presiones absolutas en las cámaras internas del sello para condiciones nominales de operación (condiciones de diseño) y condiciones optimizadas con base en las simulaciones numéricas (condiciones propuestas) se presentan en la figura 50. Los resultados de las simulaciones numéricas indicaron que la presión original en la cámara A del sello de laberinto que tenía el valor de 380.4 kPa debe ser reducido a 222.0 kPa (un 41.6 %) y la presión original en la cámara B que tenía el



valor de 63.55 kPa debe ser incrementada a 89.96 kPa (un 41.6 %) aproximadamente que es el mismo porcentaje de incremento que la reducción de presión en la cámara A.

Figura 50. Campos de presión absoluta estática en las cámaras del sello exterior de laberinto del rotor de la turbina geotérmica de 25 MW.

Figura 51. Perfiles de velocidad en las cámaras del sello exterior de

laberinto del rotor de la turbina geotérmica de 25 MW.

A

A B

B

Condiciones nominales

Condiciones propuestas

B

Nominales

Propuestas



Los perfiles de velocidades de flujos en las cámaras internas del sello para condiciones originales y propuestas se presentan en la figura 51. Se nota una reducción significativa de la velocidad del flujo entrante a la cámara B del sello de 353.5 m/s (para condiciones originales) a 252.5 m/s (para condiciones propuestas), es decir de un 29 %. Los perfiles de la energía cinética en las cámaras internas del sello para condiciones nominales de operación y propuestas se presentan en la figura 52. Se observa que la energía cinética máxima del flujo en la cámara B del sello (cámara crítica) fue reducida del valor 2597 m2s2 (para condiciones nominales de operación) al valor de 1299 m2s2 (para condiciones propuestas), es decir de un 50 %.

B

Condiciones nominales

B

Condiciones propuestas

Figura 52. Perfiles de energía cinética turbulenta en las cámaras del sello exterior de laberinto del rotor de la turbina geotérmica de 25 MW [m2s2].

Resumen de los resultados obtenidos

1. Se obtuvo una reducción de la gradiente de presión a través del sello (entre exterior y las cámaras internas del sello).

2. Se obtuvo una reducción de fugas de aire hacía la turbina de un 17 % y una reducción de fugas de vapor hacía zona de vacío de la turbina de un 22 % resultando en aumento de la eficiencia de la turbina.

3. La velocidad del flujo de vapor con partículas sólidas que entra a la cámara B del sello (cámara crítica) fue reducida de un 29 %.

4. Se obtuvo una reducción de recirculación del flujo de vapor con partículas sólidas en las cámaras del sello.

5. La energía cinética en el sello del rotor (cámara B) y la razón de erosión en la misma fueron reducidos de un 50 %.



6. Se obtuvo la extensión del período entre mantenimientos del rotor de un 160%.

7. La modificación de las presiones en las cámaras del sello fue implementada en la Central Geotérmica Cerro Prieto, B.C.



3. CONCLUSIONES Se presentan simulaciones y predicciones numéricas de flujo aplicando Dinámica de Fluidos Computacional (CFD) para determinar las condiciones específicas que gobiernan el fenómeno de erosión por partículas sólidas de diferentes componentes críticos de turbinas de vapor. La razón de erosión depende principalmente de las trayectorias de partículas sólidas, velocidad/energía cinética turbulenta de las partículas y el ángulo de impacto de las partículas a la superficie de los componentes. Los resultados de simulaciones/predicciones indican que es posible reducir significativamente y controlar la erosión de los componentes del sistema de flujo de las turbinas de vapor modificando ciertas características geométricas de los componentes o parámetros de su operación. Reducción de la razón de erosión por partículas sólidas que afecta los componentes críticos de turbinas de vapor (toberas, álabes móviles, sellos de laberinto, válvulas, otros) resulta en grandes beneficios económicos para las Centrales Termoeléctricas en forma de extensión de períodos entre los mantenimientos o reposición de componentes, reducción de costos de operación y mantenimiento de las turbinas, extensión de vida útil de los componentes principales. Los resultados obtenidos en este trabajo enseñan que la simulación numérica puede ser aplicada como una herramienta predictiva. Los resultados de simulación numérica pueden ser utilizados como condiciones de entrada en la etapa de diseño para determinar parámetros optimizados del sistema y para incrementar la vida útil de los componentes. Algunos resultados de este trabajo fueron implementados en las Centrales Termoeléctricas confirmando los resultados de las simulaciones numéricas. La implementación de otros requiere su programación y preparación en forma de planos de manufactura detallados, especificación de materiales y procesos de manufactura, incorporándolos a los programas de mantenimientos de las turbinas en cuestión.



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AGRADECIMIENTOS Se agradece todo el apoyo recibido de la Gerencia de Turbomaquinaria del Instituto de Investigaciones Eléctricas en su infraestructura y asesoría para realizar los trabajos de investigación de erosión en turbomaquinaria especialmente a maestros en ciencias Alfonso Campos A., Rafael Campos A. y Luis Palacios Q.



CURRÍCULUM VITAE Nombre:

Zdzislaw Mazur Czerwiec Estudios profesionales:

Licenciatura y maestría: Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica de Gdansk, Polonia, 1968.

Doctorado: Ciencias e Ingeniería de Materiales, Universidad Autónoma del

Estado de Morelos, Cuernavaca, México, 2002. Distinciones

Cruz del Merito de Bronce, Consejo del Estado de Polonia, 1978.

Cruz del Merito de Plata, Consejo del Estado de Polonia, 1987.

Miembro del Sistema Nacional de Investigadores (SNI) Nivel III, CONACYT, México, desde 1991.

Evaluador Acreditado, CONACYT, México, 1992 a la fecha.

Premio al Desempeño Extraordinario, Instituto de Investigaciones Eléctricas,

México, 1994.

Curriculum Vitae publicado en Marquis Who´s Who, Estados Unidos, 1995.

Invitación para participar en los trabajos del Comité Industrial de la Conferencia American Power Conference, Chicago, Estados Unidos, 1998.

Invitación para participar en los trabajos del Comité Industrial de la Conferencia

American Power Conference, Chicago, Estados Unidos, 1999.

Revisor de la revista Chemical Engineering Science, Inglaterra, 2004 a la fecha.

Revisor de la revista International Journal of Fatigue, Inglaterra, 2005 a la fecha.

Revisor de la revista Applied Thermal Engineering, Inglaterra, 2005 a la fecha.

Revisor de la revista Numerical Heat Transfer A, Inglaterra, 2006 a la fecha.

Segundo lugar en el Segundo Concurso Nacional de Tesis de Postgrado del

Sistema Nacional de Educación Superior Tecnológica 2005, por la dirección de tesis de maestría “Desarrollo de una técnica de alineación de elementos fijos del canal de flujo de turbinas de vapor”, México, 2006.



Especialidad: MECANICA

49

Experiencia profesional

Zaklady Mechaniczne - Zamech, Elblag, Polonia, Director de División de Desarrollo de Manufactura, 1968 - 1988.

Instituto de Investigaciones Eléctricas, Cuernavaca, México, Investigador-Jefe

de Proyectos, 1988 a la fecha.

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