CC BY
16
УДК 621.184.2
ПРИЧИНЫ ПРЕЖДЕВРЕМЕННОГО РАЗРУШЕНИЯ ТЕПЛООБМЕННЫХ ТРУБ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ
В.М. Кушнаренко, Ю.А. Чирков, Г.А. Клещарева, С.Ю. Решетов, А.В. Клещарева
Оренбургский государственный университет, г. Оренбург, Россия
vmkushnarenko@mail.ru, chircov_ura@mail.ru, galinadotc@mail.ru, suresh_oren@mail.ru,
sasha26fx@gmail.com
Резюме: ЦЕЛЬ. Воздействие высоких температур и давлений воды, пара в котлах тепловых электростанций (ТЭС) требует применения определенных марок сталей и специальных сварочно-монтажных технологий. В период эксплуатации котельного оборудования и трубопроводов наблюдаются различные повреждения, которые приводят к остановке котлотурбинных агрегатов или блоков, и наносят значительный материальный ущерб. Необходимо выявить наиболее слабые места энергетического оборудования ТЭС, установить причины разрушений и определить его ресурс. МЕТОДЫ. При установлении причин разрушения элементов оборудования ТЭС использовался фрактографический анализ разрушений на макро- и микроуровне с применением оптического микроскопа. РЕЗУЛЬТАТЫ. Рассмотрены разрушения элементов энергетического оборудования и установлены причины их повреждения. ЗАКЛЮЧЕНИЕ. Коррозия, ползучесть металла при высокой температуре, перегрев, недопустимые дефекты и длительная эксплуатация приводят к разрушению оборудования при относительно невысоких внутренних напряжениях в металле.
Ключевые слова: котел; разрушение; высокая температура; дефект, ползучесть; трещина.
CAUSES OF PREMATURE DESTRUCTION OF HEAT EXCHANGE PIPES OF POWER
EQUIPMENT
VM. Kushnarenko, YuA. Chirkov, GA. Kleshchareva, SYu. Reshetov, AV. Kleshchareva
Orenburg state university Orenburg, Russia
vmkushnarenko@mail.ru, chircov_ura@mail.ru, galinadotc@mail.ru, suresh_oren@mail.ru,
sasha26fx@gmail.com
Abstract: THE PURPOSE. The impact of high temperatures and pressures of water and steam in the boilers of thermal power plants (TPP) requires the use of certain grades of steels and special welding and installation technologies. During the operation, various damages of boiler equipment and pipelines of various nature are observed, which lead to the shutdown of boiler and turbine units, and cause significant material damage. Therefore, it is necessary to identify the weakest points of TPP power equipment and develop a methodology for assessing its residual resource. METHODS. When determining the causes of destruction of TPP equipment elements, fractional analysis of damage at the macro and micro levels using an optical microscope was used. RESULTS. Destruction of elements of power equipment is considered and the causes of their damage are established. CONCLUSION. Corrosion, creep of the metal at high temperature, overheating, unacceptable defects and prolonged operation lead to destruction of the equipment at relatively low internal stresses in the metal.
Key words: boiler; destruction; high temperature; defect; creep; crack. Введение
Котельное оборудование тепловых электростанций длительно эксплуатируется под воздействием механических и температурных напряжений, коррозионно-активных сред. Результатом такого воздействия являются изменения структурно-фазового состава материала, повреждения поверхностей нагрева и внутренних частей, обусловленные протеканием коррозионно-эрозийных процессов. Большая часть оборудования ТЭС
выработала свой проектный и нормативный ресурс, в связи с чем, возможно снижение его надежности вследствие накопления внутренних и внешних повреждений. В период эксплуатации наблюдаются повреждения котельного оборудования и трубопроводов различного характера, которые приводят к остановке котлотурбинных агрегатов или блоков, наносят значительный материальный ущерб [1]. Вопросы анализа и предотвращения отказов оборудования ТЭС, разработки методики оценки его остаточного ресурса являются актуальными.
Материалы и методы
Исходными материалами для написания данной статьи являются результаты обследований различных узлов и деталей котельного оборудования ТЭС, эксплуатирующихся длительное время и имеющих значительный износ, либо повреждения, что нередко влекло за собой их разрушение. В области разрушения оборудования имеется вся информация об условиях эксплуатации, причинах зарождения трещины и кинетике ее распространения. Разрушение представляет собой сложный, многостадийный процесс, на который влияет большое количество факторов, и нет общепринятого подхода в оценке их значимости.
При обследовании, с целью установления причин повреждений или разрушений, использовались методы визуального контроля (при первичном осмотре) с увеличением до 20 крат.
В дальнейшем проводился фрактографический анализ разрушения (на макро- и микроуровне с использованием инвертированного металлографического микроскопа «Nikon Epiphot TME200» с увеличением от х50 до х1000, и растрового электронного микроскопа с системой анализа распределения химических элементов Jeol-6000 с увеличением от х10 до х30000).
Для выявления границ зерен и составляющих структуры проводили травление с применением 4% раствора азотной кислоты в этиловом спирте. Выявление микроповрежденности порами ползучести металла высокотемпературных элементов оборудования проводили многократной полировкой и травлением вырезанного образца.
Оценку размера зерна проводили по ГОСТ 5639.
Характерные составляющие микроструктуры оценивали по эталонам микроструктур ГОСТ 8233.
Оценку стадии процесса сфероидизации перлита сталей, обусловленного эксплуатацией, проводили по "Шкале сфероидизации перлита в углеродистых низколегированных сталях" ГОСТ Р 58177.
Обсуждение результатов
Разрушение экранной трубы 060*6 мм из стали 20К, левого соленого отсека котла ТЭС, работающего под давлением 15,5 МПа и температуре 343 оС, произошло с огневой стороны с образованием трех дефектов в виде вздутия со сквозными трещинами и растрескиванием. Длина максимальной продольной трещины составила 75,2 мм, ширина -6,0 мм (рис. 1 а). Края раскрытия острые и скошенные под углом. Толщина стенки в зоне максимального раскрытия трещины 2,2 мм. Увеличение диаметра в зоне максимального вздутия до 66,5 мм, периметра - 210 мм. Внешняя поверхность трубы покрыта рыхлым слоем окалины толщиной 2 мм. Внутренняя поверхность имеет слой плотных отложений до 0,08 мм. Дефекты металлургического и технологического характера не обнаружены.
а) б) в)
Рис. 1 Разрушение экранной трубы левого Fig. 1. Destruction of the heating surfaces of the
соленого отсека котла ТЭС. а - продольная left salt compartment of the TPP boiler a -
трещина на трубе; б, в - объединение пор в longitudinal crack on the pipe; b, c - consolidation
трещину (б: *100; в: *500). of pores into a crack (b: x 100; c: x 500).
Структура металла в зоне максимального раскрытия сквозных трещин и продольного раскрытия идентичная. Структура металла с огневой стороны состоит из феррита + перекристаллизованного перлита с удлинением ферритных зерен. Такая структура
возникает при перегреве [2, 3]. Величина сфероидизации 3 - 4 балла. С внутренней стороны разрушенного участка трубы в зоне основной трещины имеются надрывы, поры, которые объединяются в трещины и ослабляют металл (рис. 1 б, в). Под слоем отложения имеются язвины, идущие в глубину металла. Таким образом, увеличение диаметра трубы, утонение стенок у кромки разрыва, удлинение зерен и общая направленность микроструктуры металла с перекристаллизацией исходной структуры служат признаком кратковременного перегрева [4, 6, 9].
Разрушение трубы 060*6 мм из стали 20К соленого отсека левого бокового экрана произошло после наработки 9791 час при рабочих параметрах Р = 15,5 МПа; Т = 340 оС (рис. 2 а). На прямом участке трубы по образующей с огневой стороны обнаружены 6 свищей эллипсной формы с отдулинами. Максимальная длина раскрытия по свищам 42 мм, ширина 4,0 мм. В зоне раскрытия свищей имеется сетка продольных трещин. Увеличение диаметра в зоне отдулины до 64,6 мм. Утонение стенки в зоне максимального раскрытия до 3,4 мм.
Рис.2 Разрушение экранной трубы соленого Fig. 2 Destruction of the heating surfaces of the salt
отсека левого бокового экрана котла ТЭС: а - compartment of the left side screen of the TPP boiler
отдулины с трещинами; б - растрескивание и a - cracked holes; b - cracking and merging of small
слияние мелких трещин, x100; в - cracks, x 100; c - metal microstructure far from
микроструктура металла вдали от разрушения, destruction, x 500; d - microstructure of metal from
x500; г - микроструктура металла из феррита и ferrite and spheroidizedpearlite with precipitation of
сфероидизированного перлита с выделением carbides along grain boundaries, x 500 карбидов по границам зерен, x500
Внешняя поверхность трубы покрыта плотными отложениями бурого цвета и светлыми, рыхлыми - солевого происхождения, толщиной до 1 мм. На внутренней поверхности трубы с огневой стороны в месте образования отдулин (свищей) имеется слой отложений солевого происхождения толщиной до 0,3 мм. По виду и характеру зоны этих отложений можно судить, что их происхождение связано с прикипанием частиц шлака к стенке при парообразовании. Так как накипь не всегда откладывается равномерно, то повреждение труб иногда имеет характер большого числа отдельных отдулин, что характерно для данного разрушения. Отложение накипи на отдельных участках исследованной трубы вызвано нарушениями водного режима. Образование трещин на участках с отдулинами начиналось с наружной поверхности металла трубы. Трещины заполнены окислами. Параллельно с основными трещинами в зоне свищей наблюдается растрескивание, слияние мелких трещин, что характерно для кратковременного перегрева (рис. 2 б). Структура металла вдали от разрушения удовлетворительная, состоит из феррита и зернистого перлита. Границы зерен тонкие, четкие. Величина действительного зерна феррита 7-8 баллов по ГОСТ 5639 (рис. 2 в).
Структура металла в зоне максимального раскрытия неудовлетворительная, состоит из феррита и сфероидизированного перлита с выделением карбидов по границам зерен. Степень сфероидизации 3 балла. В зоне свищей наблюдается межзеренное растрескивание, слияние мелких трещин, что характерно для перегрева (рис. 2 г).
На внутренней стороне трубы наблюдаются солевые отложения толщиной 0,3 мм, которые нарушают теплообмен. Структура металла по краю свища состоит из феррита и сфероидизированного перлита. По границам ферритных зерен и телу наблюдается
77
выделение карбидов. Согласно результатам исследований, разрушение трубы произошло из-за ускоренного развития ползучести в результате кратковременного перегрева, которому способствовали солевые отложения на внутренней стенке с огневой стороны.
Разрушение трубы 060*6 мм из стали 20К соленого отсека правого бокового экрана котла ТЭС произошло, когда котел отработал 13260 часов. С огневой стороны трубы имеется продольное раскрытие длиной 265 мм, ширина раскрытия 64,4 мм (рис. 3 а).
Края раскрытия тонкие, скошенные под углом 45о. Минимальная толщина стенки трубы по краям раскрытия - 2,3 мм. По краям раскрытия с наружной поверхности наблюдается растрескивание металла параллельно основному раскрытию. Периметр и диаметр трубы не замерялись из-за наличия плавников. Окалины и отложения не наблюдаются на наружной и внутренней поверхностях. Дефекты металлургического и технологического происхождения не обнаружены. Структура металла на расстоянии 70 мм от раскрытия по периметру трубы неоднородная: тыльная сторона - структура феррит + перлит. Перлит пластинчатый, равномерно распределен по всему сечению. Величина действительного зерна феррита - 7-8 баллов по ГОСТ 5639.
а)
б)
Рис. 3 Разрушение экранной трубы соленого отсека правого бокового экрана котла ТЭС: а -раскрытие трубы в области разрушения; б -микроструктура металла и межзеренное растрескивание, *100; в - микроструктура металла, *500.
B)
Fig. 3 Destruction of the heating surfaces of the salt compartment of the right side screen of the TPP boiler a - opening of the pipe in the area of destruction; b - metal microstructure and intergranular cracking, x 100; v - metal microstructure, x 500
в)
Рис. 4 Разрушение трубы змеевика входного пакета котла ТЭС а - трещина на гнутом участке трубы; б - образование трещины под слоем окалины, *100; в, г - растрескивание с наружной поверхности по границам зерен, *200
к-'¡••у;.''•'.•.• .•
Fig. 4 Destruction of the coil pipe of the TPP boiler inlet package a - crack in the bent ssection of the pipe; b - formation of a crack under the sscale layer, x 100; c, d - cracking from the outer surface along grain boundaries, x 200
Границы зерен тонкие, четкие. Видмантштеттовая ориентация и полосчатость
78
феррито-перлитной структуры отсутствуют. Структура удовлетворительная; огневая сторона - структура феррит + дифференцированный и сфероидизированный перлит. Степень сфероидизации - 4 балла. Структура неудовлетворительная. Резкое различие структуры с огневой и тыльной стороны указывает на то, что металл огневой стороны перегревался в субкритическом интервале - вблизи Ас1. Структура металла по краям разрушения тыльной стороны - феррит + перлит. Структура вблизи разрушения феррит + перекристаллизованный перлит. Удлинение зерна и общая направленность микроструктуры металла служат признаком нагрева до температуры, при которой действующие напряжения превышают предел текучести металла трубы. Перекристаллизация структуры также указывает на перегрев в интервале температур Ас1 - А^. Структура по жаропрочным свойствам неудовлетворительная. Растрескивание начинается с наружной поверхности. Трещины заполнены окислами. Вблизи к наружной поверхности наблюдается межзеренное растрескивание (рис. 3 б, в).
Анализ результатов исследований позволил заключить, что разрушение трубы произошло из-за ускоренной ползучести вследствие кратковременного перегрева.
Разрушение трубы 038*6 мм из стали 12Х1МФ - змеевика входного пакета котла ТЭС произошло после наработки 159041 час. Продольный разрыв произошел на гнутом участке трубы по «спинке» гиба на растянутой зоне (рис. 4). Длина раскрытия - 112,2 мм, ширина - 1 мм. Толщина стенки в месте максимального раскрытия - 4 мм. Диаметр вблизи раскрытия - 36,7 мм. Наружная поверхность трубы покрыта плотной окалиной до 0,6 мм. На внутренней поверхности плотная окалина толщиной 0,12 мм. Дефекты металлургического и технологического характера не обнаружены. Образование трещин и растрескивание начинается с наружной поверхности вглубь под слоем окалины (рис. 4 б).
По краям раскрытия также наблюдается образование растрескивания с наружной поверхности по границам зерен (рис. 4 в, г). Структура металла: феррит + перекристаллизованный перлит. Небольшая общая деформация, растрескивание, идущее по границам зерен и разрыв, вследствие слияния мелких трещин - все эти признаки характерны для длительного перегрева [4, 8]. Наличие слоя окалины на внутренней поверхности толщиной 0,1 мм, способствующее повышению температуры стенки на 70 °С, также приводит к перегреву металла [2, 7, 9].
Разрушение трубы 038*6 мм из стали 12Х1МФ - змеевика входного пакета котла ТЭС произошло, когда котел отработал 167000 часов (рис.5).
б) в) Рис. 5 Разрушение змеевика котла ТЭС а - Fig. 5 Destruction of the TPP boiler coil a - crack in трещина на гнутом участке трубы; б - развитие the bent section of the pipe; b - crack development трещин в условиях ползучести, *100; в - under creep conditions, * 100; c - cracking and pore растрескивание и порообразование с наружной formation from the outer surface, * 200 поверхности, *200
Продольное разрушение произошло на растянутых волокнах по вершине гиба. Длина трещины - 152 мм, ширина раскрытия - 38,3 мм. Кромки раскрытия тупые, толщина стенки
в месте разрыва незначительно отличается от толщины стенки вдали от разрушения и составляет - 5,5 мм. Вдоль основной трещины наблюдаются единичные продольные, прерывистые трещины, расположенные параллельно. На наружной и внутренней поверхностях трубы произошло интенсивное окалинообразование на гнутом и прямом участках, толщина наружной окалины составляет 0,5 мм, на внутренней - 0,3 мм. Из-за коррозионных процессов, проходящих под воздействием свободного кислорода и анионов воды на внутренней поверхности труб, появляются отложения оксидов железа в виде плотной окалины, механические характеристики которой близки основному металлу, однако теплопередача значительно ниже [10 - 12]. Вместо термодинамической системы металл-пар появляется система металл-окалина-пар, теплопередача уменьшается при неизменном потоке теплоносителя. При толщине окалины более 0,24 мм вероятность перегрева значительно увеличивается, что часто приводит к разрушению поверхностей нагрева.
Разрушение трубы 032*4 мм из стали 12Х1МФ змеевика ширмового пароперегревателя (ШПП) котла ТЭС котла типа ТГМ-84А ТЭС произошло после наработки - 146694 часа. Разрушение трубы произошло с широким раскрытием и отрывом по периметру. Толщина стенки трубы по краю раскрытия - 2,4 мм, по краю отрыва - 1,9 мм. На внутренней поверхности наблюдается сетка продольных трещин с максимальной шириной раскрытия 1,8 мм (рис. 6).
Рис. 6 Разрушение змеевика ШПП котла ТЭС Fig. 6 Destruction of the coil of the screen steam
а - раскрытие и отрыв по периметру; superheater of the TPP boiler a - opening and б - микроструктура металла змеевика вдали от separation along the perimeter; b - microstructure of места разрушения, x500; в - в области the coil metal far from the place of destruction, x разрушения, x500; г - микроструктура металла 500; c - in the area of destruction, x 500; d - metal после резкого охлаждения вытекающей средой, microstructure after sharp cooling by the flowing x500 medium, x 500
По кромкам раскрытия наблюдаются две зоны: с наружной поверхности -мелкозернистая притертая, сильно окисленная и с внутренней - мелкозернистая, менее окислена - зона долома. На наружной поверхности слой окалины достигает 1,3 мм, на внутренней - плотные отложения до 1 мм. Измеренный диаметр трубы вдали и вблизи от раскрытия составляет: 32 мм и 37,6 мм, величина остаточной деформации составляет 17,5%, что в 6 раз превышает допустимый предел 3%.
Внутренняя поверхность трубы 037,6x3 мм с раскрытием покрыта сеткой мелких продольных трещин. По краю отрыва наблюдается участок в виде свища, толщина стенки в этом месте составляет 1,4 мм. Структура металла вдали от места разрушения представляет собой феррит + сорбит отпуска и перлит. Величина действительного зерна феррита - 6-3 баллов по ГОСТ 5639. Обезуглероженный слой с наружной и внутренней поверхностей отсутствует. Структура удовлетворительная (рис. 6 б). Структура металла в области разрушения равномерная, как по сечению трубы, так и по периметру, состоит из дифференцированного перлита и сфероидизированных карбидов. Такая структура образовалась в результате длительного перегрева металла трубы (рис. 6 в) [4, 8].
Структура металла исследуемого змеевика, как по краю разрушения, так и в месте образования свища мартенситная. Образованию такой структуры способствовало резкое охлаждение металла трубы вытекающей средой при разрушении (рис. 6 г). Трещины
80
развиваются межкристаллитно от наружной и внутренней поверхности по краям разрыва и в месте образования свища [11, 13]. Полости трещин забиты окислами. Разрушение трубы змеевика ШПП произошло вследствие длительного перегрева.
Разрушение трубы 025*3,5 мм водяного экономайзера котла ТЭС. При осмотре участка трубы водяного экономайзера длиной 220 мм обнаружено увеличение диаметра в двух местах: в зоне максимального растрескивания до 29,6 мм и на расстоянии 120 мм от растрескивания до 28,3 мм. По всему периметру трубы водяного экономайзера на внутренней и внешней поверхности трубы имеется продольное растрескивание. Максимальное растрескивание переходит в трещину, идущую в глубь металла на 2/3 толщины стенки. В зоне максимального растрескивания утонение стенки трубы до 2,7 мм. На внутренней поверхности трубы наблюдается окалина темного цвета толщиной до 0,04 мм. Структура металла в зоне отдулин состоит из мелкозернистого феррита с величиной зерна 8-9 баллов по ГОСТ 5639 и дифференцированного перлита, расположенного по границам ферритных зерен. По наружной поверхности трубы наблюдается продольное растрескивание. Максимальное растрескивание переходит в трещину с ответвлениями, сужающуюся к концу (рис. 7 а, б). Характер растрескивания и структура металла указывают на наличие перегрева трубы.
Разрушение трубы 028*4 мм из стали 20К, водяного экономайзера котла ТЭС произошло после наработки 55272 часа. На прямом участке трубы имеется продольное раскрытие длиной 20 мм и шириной - 1,3 мм. В зоне раскрытия наблюдается увеличение диаметра до 33,8 мм. Вдоль раскрытия имеются продольные трещины, растрескивания. Внешняя поверхность чистая. На внутренней поверхности имеются изъязвления глубиной 0,2 мм и отложения толщиной 0,17 мм. В зоне максимального раскрытия утонение стенки до 0,14 мм. При исследовании поперечного сечения трубы вдали от разрушения наблюдается разнотолщинность от 3,2 до 4,2 мм - дефект изготовления трубы (рис. 7 б, в). Структура металла идентичная по длине и периметру трубы и состоит из сфероидизированного перлита и карбидов. Величина действительного зерна феррита 9 - 10 баллов по ГОСТ 5639. Такая структура, обладает пониженными жаропрочными свойствами и является результатом некачественной выплавки стали [14, 15]. По наружной поверхности, а также внутренней имеется обезуглероженный слой глубиной 0,1 мм. Следовательно, разрушение трубы водяного экономайзера котла произошло из-за низкой жаропрочности и разнотолщинности металла трубы - дефект изготовления трубы.
О
б)
Рис. 7 Разрушение трубы водяного экономайзера котла ТЭС: а - микроструктура металла разрушенной трубы; б - продольная трещина; в -разнотолщинность металла трубы.
Fig. 7 Destruction of the water economizer pipe of the TPP boiler a - microstructure of the destroyed pipe metal; b - longitudinal crack; c - thickness variation of the pipe metal.
Заключение
1. Установлены основные причины отказов энергетического оборудования ТЭС: ползучесть металла деталей конструкций при длительном действии повышенных температур при эксплуатации, а также образование различных отложений на внутренней поверхности труб, наличие дефектов изготовления различного характера и развития коррозии.
2. Определен ресурс эксплуатации оборудования ТЭС до отказа, который составляет 126900 часов при доверительной вероятности 0,9 и отсутствии дефектов изготовления.
3. Рекомендуемая наработка 350000 часов оборудования ТЭС может быть достигнута всесторонним контролем изделий неразрушающими методами при входном контроле до начала эксплуатации и при технических диагностированиях после отработки назначенного срока службы, соблюдением условий эксплуатации.
4. Для разработки мероприятий по повышению надежности следует проводить систематизацию отказов и формировать базу многолетнего опыта эксплуатации оборудования ТЭС, изменения состояния металла и влияния дефектов, развитие которых может привести к отказу оборудования в межремонтный период.
Литература
1. Оклей, П.И. Отказы оборудования и аварии на теплоэлектростанциях России: причины, следствия и последствия // Микроэкономика. 2015, №6. С.46-53.
2. Антикайн, П.А. Металлы и расчет на прочность котлов и трубопроводов. М.: «Энергосервис», 2001. 440 с.
3. Клевцов Г.В., Ботвина Л.Р., Клевцова Н.А. и др. Фрактодиагностика разрушения металлических материалов и конструкций. М.: МИСиС, 2007. 264 с.
4. Грызунов В.И., Пояркова Е.В., Приймак Е.Ю. Комплексная оценка структурно-механического состояния металла высокотемпературных элементов теплоэнергетического оборудования из стали 12Х1МФ на стадии предразрушения // Известия высших учебных заведений. Проблемы энергетики. 2011. № 3-4. С. 99-103.
5. Бодров А.В., Жаров В.Н., Дорофеев Б.А. Анализ причин повреждаемости котельного оборудования тепловых электростанций // Магнитогорск. Наука и безопасность. 2015. №4(17). С. 65-68.
6. Ромашов Ю.В. Оценка ресурса эксплуатации и показателей долговечности теплообменных труб пароперегревателей паровых котлов с учетом сплошной коррозии // Енергетика: економша, технологи", еколопя // 2013. № 1 (32). С. 103-111.
7. Напойкина Е.А. Риски промышленных предприятий в энергетической сфере деятельности/ Е.А. Напойкина, П.А. Сигал // Известия высших учебных заведений. ПРОБЛЕМЫ ЭНЕРГЕТИКИ. 2015. № 5-6. С. 34-43. https://doi.org/10.30724/1998-9903-2015-0-5-6-34-43.
8. Анкудинова М.С., Ларин Е.А., Сандалова Л.А. Методика расчета показателей надежности котла-утилизатора ПГУ // Известия высших учебных заведений. ПРОБЛЕМЫ ЭНЕРГЕТИКИ. 2016. № 3-4. С. 50-61. https://doi.org/10.30724/1998-9903-2016-0-3-4-50-61.
9. Георгиевская Е.В. Обеспечение надежности и безопасности эксплуатации гидроагрегатов за пределами проектного срока службы // Известия высших учебных заведений. ПРОБЛЕМЫ ЭНЕРГЕТИКИ. 2017. № 7-8. С. 33-42. https://doi.org/10.30724/1998-9903-2017-19-7-8-33-42.
10. Ившин И.В., Сафин А.Р., Гибадуллин Р.Р., и др. Расчет надежности блоков станции управления штанговых скважинных и насосных установок // Вестник КГЭУ. 2019. № 4 (44). Т.11. С.3-12.
11. Xin Liu., Zhengwei Wang., Lingjiu Zhou et al. Failure investigation of a Francis turbine under the cavitation conditions // ISROMAC 2016 International Symposium on Transport Phenomena and Dynamics of Rotating Machinery. Hawaii, Honolulu. April 10-15, 2016.
12. Георгиевская Е.В. Оценка надежности энергетического оборудования на ранних стадиях проектирования // Фундаментальные и прикладные проблемы техники и технологии. 2020. №4 (342). С. 150-157.
13. Li H. Qian., Asgarpoor. Y., Breadly S.J. PMSM current management with overcorrect regulation (2019)/ Conference Proceedings IEEE Applied Power Electronics // Conference and Exposition APEC. 2019. March. pp. 1848-1852.
14. Bei X. Zhu X. Coit DW. A risk-averse stochastic program for integrated system design and preventive maintenance planning (2019). European Journal of Operational research. 2019. 276(2). pp. 536-548.
15. Yamamoto К., Muller A., Favrel A., et al. Numerical and experimental evidence of the inter-blade cavitation vortex development at deep part load operation of a Francis turbine // IOP Conf. Series: Earth and Environmental Science. 2016. V. 49. P. 082005.
Авторы публикации
Кушнаренко Владимир Михайлович - д-р техн. наук, профессор, профессор кафедры
механики материалов, конструкций и машин, Оренбургский государственный университет.
Чирков Юрий Александрович - д-р техн. наук, доцент, профессор кафедры механики материалов, конструкций и машин Оренбургского государственного университета.
Клещарева Галина Александровна - канд. техн. наук, доцент, доцент кафедры механики материалов, конструкций и машин Оренбургский государственный университет.
Решетов Сергей Юрьевич - канд. техн. наук, доцент, доцент кафедры механики материалов, конструкций и машин, Оренбургский государственный университет.
Клещарева Александра Витальевна - студент Аэрокосмического института Оренбургского государственного университета.
References
1. Oklei PI. Equipment failures and accidents at thermal power plants in Russia: causes, consequences and consequences. Microeconomics. 2015;6:46-53.
2. Anticaine PA. Metals and strength calculation of boilers and pipelines. M.: Energoservice. 2001. 440 p.
3. Klevtsov GV, Botvina LR., Klevtsov NA. Fractodiagnostics of the destruction of metal materials and structures. M: MISIS, 2007. 264 p.
4. Rodent VI, Poyarkova EV., Priymak EYu. Comprehensive assessment of the structural and mechanical state of metal of high-temperature elements of thermal power equipment from steel 12Kh1MF at the stage of pre-destruction. News of higher educational institutions. ENERGY PROBLEMS. 2011. № 3-4. pp. 99-103.
5. Bodrov AV, Zharov VN, Dorofeev BA. Analysis of the causes of damage to boiler equipment of thermal power plants. Magnitogorsk. Science and security. 2015;4(17):65-68.
6. Romashov YuV. Assessment of a resource of operation and indicators of durability of heat-exchanging pipes of boiler superheaters of boilers taking into account continuous corrosion. Energetika: ekonomika, technologies, assessment. 2013;1(32):103-111.
7. Napoykina EA. Risks of industrial enterprises in the energy sector/E.A. Napoykina, P.A. Sigal. News of higher educational institutions. ENERGY PROBLEMS. 2015;5-6:34-43. https://doi.org/10.30724/1998-9903-2015-0-5-6-34-43.
8. Ankudinova MS, Larin EA, Sandalova LA. Methodology for calculation of reliability indicators of the recovery boiler PSU. News of higher educational institutions. ENERGY PROBLEMS. 2016;3-4:50-61. https://doi.org/10.30724/1998-9903-2016-0-3-4-50-61.
9. Georgievskaya EV. Ensuring reliability and safety of operation of hydraulic units outside the design service life. News of higher educational institutions. ENERGY PROBLEMS. 2017;7-8:33-42. https://doi.org/10.30724/1998-9903-2017-19-7-8-33-42.
10. Ivshin I.V, Saíin AR, Gibadullin RR, et al. Calculation of reliability of control station blocks of rod borehole and pump installations. Bulletin of the KSEU. 2019;4 (44):11:3-12.
11. Xin Liu, Zhengwei Wang, Lingjiu Zhou, et al. Failure investigation of a Francis turbine under the cavitation conditions. ISROMAC 2016 International Symposium on Transport Phenomena and Dynamics of Rotating Machinery. Hawaii, Honolulu. April 10-15, 2016.
12. Georgievskaya EV. Evaluation of the reliability of power equipment at the early stages of design. Fundamental and applied problems of engineering and technology. 2020;4 (342):150-157.
13. Li H. Qian, Y. Asgarpoor, S. Breadly J. PMSM current management with overcorrect regulation (2019)/ Conference Proceedings IEEE Applied Power Electronics. Conference and Exposition APEC. 2019. March. pp. 1848-1852.
14. Bei X. Zhu X. Coit DW. A risk-averse stochastic program for integrated system design and preventive maintenance planning (2019). European Journal of Operational research. 2019; 276(2):536-548.
15. Yamamoto К, Muller A, Favrel A, et al. Numerical and experimental evidence of the inter-blade cavitation vortex development at deep part load operation of a Francis turbine. IOP Conf. Series: Earth and Environmental Science. 2016;49:082005. doi 10.1088/17551315/49/8/082005.
Author of the publication Vladimir M. Kushnarenko - Orenburg State University,Orenburg, Russia. YuriA. Chirko - Orenburg State University, Orenburg, Russia. Galina A. Klescharyova - Orenburg State University, Orenburg, Russia. Sergey Y. Reshetov - Orenburg State University, Orenburg, Russia. Aleksandra V. Klescharyova - Orenburg State University, Orenburg, Russia.
03 марта 2021г. 25 марта 2021г. 02 апреля 2021г.
Получено
Отредактировано
Принято
