ANÁLISIS Y CONTROL DE EROSIÓN POR PARTÍCULAS SÓLIDAS EN LOS ELEMENTOS DEL SISTEMA DE FLUJO DE TURBINAS DE VAPOR

u
MEXICO
ANÁLISIS Y CONTROL DE EROSIÓN POR
PARTÍCULAS SÓLIDAS EN LOS ELEMENTOS
DEL SISTEMA DE FLUJO DE TURBINAS DE
VAPOR
ff
ESPECIALIDAD: MECÁNICA
Zdzislaw Mazur Czerwiec
Doctor en Ciencias e Ingeniería de Materiales
Cuernavaca, Morelos
Fecha de ingreso: 24 de mayo del 2007

Análisis y control de erosión por partículas sólidas en los elementos del sistema de flujo de turbinas de vapor
CONTENIDO
Página
Resumen ejecutivo 3
Introducción 4
Simulación numérica de erosión de los componentes 7
principales de turbinas de vapor
Conclusiones 43
Referencias 44
Bibliografía 45
Agradecimientos 47
Currículum vitae 48
Especialidad: MECANICA

Análisis y control de erosión por particulas sólidas en los elementos del sistema de flujo de turbinas de vapor
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.
Especialidad: MECANICA 3

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 esté 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).
u
u
E
u
u
u
u
300 600 900
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).
6000
4000
u
4:11
EDO 400 G OiO P00 1000 1210 1400
Velocidad de partículas pies/s
Figura 2. Datos experimentales de la erosión en función de velocidad de
partículas en turbinas geotérmicas (Curran, 1983).

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 0 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 0 .
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 CED. 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 - E, RNG k - E, 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 a
(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):
mC(d)f(a)
(1)1? =
Aface
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 = 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-O).
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.

Borde de salida
Perfil moWficad
-
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.

!
3 51e+02
312e 0 02
2738002
2348*02
1 950*02
1 56e02
1 17e02
7 79e-07
3 90e01
0 00e00
Figura S. Campos de velocidad para tobera original en la altura de 50 % del
canal de flujo [mis]
948*02
17 +
YJ
Ie
If4///
0
/
,
Figura 6. Líneas de corrientes de flujo de partículas sólidas en 2D en la altura
de 50 % del canal de flujo (perfil original).

JE
394o*02
I3. 29e 02
ii, 2918*02
2 558*02
2 15e02
1 02802
1 468*02
1 09e02
7 29e01
3 Me-01
0 O0e-0Q
Figura 7. Campos de velocidad para tobera modificada (perfil escalonado) en
la altura de 50 % del canal de flujo [mis]
u
a)
/
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/m 2s. 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.
1 20e00
!
1 lSe*00
0. 1020*00
8 93e-01
7 650-01
638.01
5 lOe-0I
3830-01
2.55,-O 1
1 28,-Ol
0000+30
Figura 9. Contornos de razón de erosión en 3D, perfil original [kg/m 2s].
3.060-1Y.
3 21e-01
2 57,-al
0 -
1 53,-01
1 290-0
6 43o-02
0.000'CÜ
Figura 10. Contornos de razón de erosión en 3D, perfil modificado-escalonado
[kg/m 2s].
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/m 2s 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.
II
1'
:lliii •/
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
Se obtuvo una trayectoria optimizada de las partículas sólidas y ángulos de
impacto en la zona crítica de la tobera.
La velocidad de flujo fue reducida de un 6.7 %.
La razón de erosión fue reducida de un 50 %
Se obtuvo la extensión del período entre mantenimientos de la tobera de un
100 %
S. 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 O a 10 O•
Especialidad: MECÁNICA 15

Entrada radial del flujo de vapor
Superficie de trabajo de la válvula
axial del flujo
Figura 13. Esquema de la disposición de la válvula en la posición abierta.
/
1
:'
'
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 O-lO (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.

1
Aiiálisis y control de erosión por partículas sólidas en los elementos del sistema de flujo de turbinas de vapor
5 1 2 4
t60.02
2
1 07,02
3 5
1
4 33IO1
6
O.OQ
U2 Ñk..-~~
Fx Y
1Figura 15. Contornos de velocidad del flujo para válvula original [mis].
6 3 4 3
Figura 16. Contornos de velocidad del flujo para válvula modificada [mis].
ir 2
101
1
1
--- ------- -
z ----lo
a) b)
Figura 17. Contornos de presión estática para válvula original (a) y válvula
modificada (b) [Pa].

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.
4
5;
6
3 8O.-02
7
8
1 ----
--2
Figura 16. Contornos de erosión en la válvula original [kg/m 2s].
-3
4
5
b
7
8
9
z
•10 X—(
Li L%_bLi+tIIJ
Figura 17. Contornos de erosión en la válvula modificada [kg/m 2s].
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/m 2s. 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/m 2s 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.
/
Original Moditicada
É
o,
o,
00
o
-
Altura Fmi
Figura 18. Razón de erosión en la superficie de la válvula [kg/m 2s].
Resumen de los resultados obtenidos
Se obtuvo una trayectoria optimizada de las partículas sólidas y ángulos de
impacto en la zona crítica de la válvula.
Se obtuvo la extensión del período entre mantenimientos de la válvula de
un 100 %
Se obtuvo una patente para la geometría modificada de la válvula.
S. 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-O
Figura 19. Vista general del rotor de la turbina geotérmica de 110 MW.
e 4.
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.

Disc
10.0
Rotor
Figura 22. Geometría del sello de laberinto y disco del rotor de la turbina
geotérmica de 110 MW en la configuración original.
Disco
Rotor
Figura 21 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 origina!) y 25 (diseño
modificado).
Figura 24. Vectores de velocidad para la geometría original del disco del rotor
y sello de laberinto.
t, í
-

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 signíficativamente 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 %
4.00e-02 0
O
O xO
O ?Ç0
3.50e-02 o ,
3.00e-02 -
2.50e-02
E
4
00 x
2.00e-02
- -
co x -,
0 0
1.50e-02 -
O
00
e
00
1.00e-02 - O X® ç-O
X
,,
0- 0- 00
5.00e-03 -
--
0.00e+00-
-120 -100 -80 -60 -40 -20 0
Velocidad axial mis
20 40 60
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.
- 00
Especialidad; MECANICA 24

6.0000e-02 - e
5.0000e-02 -
4.0000e-02 -
e
X
3.0000e-02 - er
000x ÍID
x
e COX
2.0000e-02 -- 0 x x 0
00
0
0xx
OXO
10000e-02 - 0--
0.0000e+00 - 1
20 40-80 -60 -40 -20 0
Velocidad axial mis
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.
Se obtuvo una reducción de la velocidad de impacto de las partículas sólidas
a la superficie del disco del rotor de un 38 %.
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).
Se obtuvo una patente para el diseño modificado del sello de laberinto del
diafragma de la turbina.

4
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.
c
Figura 28. Erosión del sello de laberinto del rotor de la turbina geotérmica de
110 MW debido a lavado con vapor.

Anáhsis y control de erosión por particulas sólidas en los elementos del sistema de flujo de turbinas de vapor
- 6 L12 6 ' 12 6 12 m 6
Figura 29. Geometría original del sello de laberinto entre el diafragma y el
rotor de la turbina geotérmica de 110 MW.
Flujo
Figura 30. Geometría modificada del sello de laberinto entre el diafragma y el
rotor de la turbina geotérmica de 110 MW con un def lector 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

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 s
del rotor
Figura 31. Trayectorias de partículas para la geometría original del sellos
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.

/ -- -
• 44 1 14 4'
- 1
¡
------', 4
- - - -" 4 1
-

4 1
II l
¿
1/ --
/-
I I
It
4 t1
II
44 4
-
- - 1
- ,---
r --4
- - - - ,- s- -
/
/
1 / •, -- •-
ti
I4- - II tt li
14 ,
4 1 /
tt
'
/
'
/ v
1 4
t i ¡
( 4 /
( '
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

1 1
kII
s O . - •-.._--_
44
4444411

4
4
1 4 ' 4 .S " - -, _.-•;_
II
1 4444 44
4 4 5 -
44I44
4l4
sx
:-
1114114
•* 5 --
- - -- -e-
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.

9.00E-03
8.00E-03
7.00E-03
6.00E-03
5.00E-03
E
4.00E-03
i.00E-03 -
ID 2.00E-03
1.00E-03 H
0.00E+00
-l.00E-03 28.533
-10 10 30 50 70
Velocidad axial mis
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.
r
Flujo
Figura 37. Patrón/razón de erosión en el primer diente del sello de laberinto
para la geometría original del sello.
52.0162

o
Figura 38. Patrón/razón de erosión en el primer diente del sello de laberinto
para la geometría modificada con el deflector.
El deflector redujo la velocidad de flujo de vapor/partículas que impacta a
los dientes del sello de laberinto.
Se incrementó el camino de flujo de vapor alrededor del deflector
reduciendo el volumen del flujo que entra al sello de laberinto.
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%.
La razón de erosión fue reducida de un 80%.
S. Se obtuvo la extensión del período entre mantenimientos del rotor de un
200%.

- dr
•1
Banda
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 1-0 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.

Figura 40. Tetones del álabe móvil 1-0 de la turbina geotérmica de 110 MW
sin síntomas de erosión (estado original).
Trampa de
humedad
Sello
Carcasa
Teto nes A
Ban
Álab
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-O 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-O. Esta prolongación está
alineada con el canal de flujo del diafragma y esta configurada de tal manera (tiene
Diafragma
Flujo principal

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.
Sello
Carcasa
'..
Trampa de
humedad
Tetones
Band
Prolongación Diafragma
Álabe L-O
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.
19O.O2
--
---
bd
1 g•.o
1 72.-0
Figura 43. Contornos de velocidad en el canal de flujo original [mis].

l.90e+02
1.11e+02
1 52.+02
1. 33e+ 02
1.14e+02
9.51 e+01
7 61e+0l
5.72e+0l
3.82e+0l
1 .92e+ 01
2.36.-Ql
Figura 44. Contornos de velocidad en el canal de flujo modificado [mis].
La velocidad máxima del flujo para el diseño original de! canal de flujo, en la zona de
los tetones de los álabes L-O (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.
1 ¿.C•
1 34e.0
1 2001
O 6.. 0 1
91 4+QQ
7 723C
630.-O:
489.. 0)
347e-O2
2 Q5..)
E 36.-Ql
Figura 45. Contornos de energía cinética turbulenta en el canal de flujo
original [m 2/52].
La energía cinética del flujo en misma zona de interés fue reducida también de 772
m 2/s2 para el diseño original (Figura 45) al 560 m 2/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 %.

. '33e'-Q2
2 9e-c2
2 54e-.22
2 1+C2
• 45e.2
22
3 54eC
Figura 46. Contornos de energía cinética turbulenta en el canal de flujo
modificado [m 2/s2].
Se obtuvo una reducción de la gradiente de presión a través del canal de
flujo en zona de los tetones de álabes L-O.
Se obtuvo un incremento de flujo de vapor que pasa por el canal principal
de álabes móviles L-O.
Como consecuencia la velocidad del flujo de vapor húmedo con partículas
sólidas que atraviesa los tetones fue reducida de un 16 %•
Se obtuvo una reducción de recirculación del flujo de vapor en zona de
tetones.
S. La energía cinética en zona de tetones fue reducida de un 28 % y la razón
de erosión de un 43 %.
140 %.
Se obtuvo una patente para el diseño modificado del canal de flujo en zona
del álabe L-0 de la turbina.
la modificación del diseño del canal de flujo de la turbina fue implementado
en la Central Geotérmica Cerro Prieto, B.C.

23.6. 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.
L
¡ 4
L '
1
-
so
11J
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 6 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 6 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.
STÁk
PROSTAR 3.10
Cámara B
y
29—Jan-03
VI EW
0.000
1.000
0.000
ANGLE
90.000
DISTANCE
38.744
CE NTE A
173,133
—4.327
70.288
EHIDDEN PLOT
L7
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.
PROSTAR 3.10
34-Feb-03
RESSURE
9SOLUTE
D A
TER= 106
OCAL MX= 02004E+05
OCAL MN= 0.1074E+05
0 3804 6+06
O 35400.06
o.o 78E.06
- 0.30120.08
- O 27480.00
- 0.24046+06
- O 22206.06
I
0.1856E.08
0.1 0926.08
0.14206*00
0.11 640.00
0.899tE.35
0.63550+05
0.37140.05
0.1 074E.05
L
Figura 50. Campos de presión absoluta estática en las cámaras del sello
exterior de laberinto del rotor de la turbina geotérmica de 25 MW.
PROSTAR 3.10
04-Feb-03
VELOC!TY MAGNITUDE
MIS
!TER= 106
LOCAL MX= 3635
LOCAL MN= 03636E-01
7~ J
Nominales
' l
,
¿ f Propuesta
•+v 'j__'
353.5
- 3202
- 3030
277.7
252.5
227 2
202 0
176.7
151.5
- 126.3
- 1010
- 75.77
50.53
- 25.20
- 0.3830E01
[
t-EII
Lz
Figura 51. Perfiles de velocidad en las cámaras del sello exterior de
laberinto del rotor de la turbina geotérmica de 25 MW.

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 m 2s2 (para condiciones nominales de operación) al valor de 1299 m 2s2
(para condiciones propuestas), es decir de un 50 %•
PROSTAR 3,10
04—Feb-03
B TURB KINETIC ENERGY
ITER= 106
LOCAL MX= 2597.
LOCAL MN= 0.0000
Condiciones nominales
2557.
; 2412.
2226.
2041.
1055.
1670.
1464.
1299.
1113.
927.6
7421
556.6
371 .0
165.5
0.30520-04
B
Condiciones propuestas
LZ
Figura 52. Perfiles de energía cinética turbulenta en las cámaras del sello
exterior de laberinto del rotor de la turbina geotérmica de 25 MW [m 25
2 ].
Se obtuvo una reducción de la gradiente de presión a través del sello (entre
exterior y las cámaras internas del sello).
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.
La velocidad del flujo de vapor con partículas sólidas que entra a la cámara
B del sello (cámara crítica) fue reducida de un 29 %
Se obtuvo una reducción de recirculación del flujo de vapor con partículas
sólidas en las cámaras del sello.
S. La energía cinética en el sello del rotor (cámara B) y la razón de erosión en
la misma fueron reducidos de un 50 %

160%.
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.

REFERENCIAS
Curran, R.E., "Salid Particle Erosion Turbulent Design and Materials," Technical Report
No. CS-3178, EPRI, Palo Alto, USA, 1983.
Derevich, I.V., "Statistical Modeling of Mass Transfer in Turbulent Two-Phase Dispersed
Flows," International Journal of Heat and Mass Transfer, 34, pp. 243-152, 2000.
Finnie, J. "Erosion of Surfaces by Solid Particles," Wear, 3 (46), pp. 87-103, 1960.
Fluent V6.0.12, 2001, "User's Guide," Vol. 3, Lebanon, 2001.
Franco, A. and Roberts, S.G., "The Effect of Impact Angle on the Erosion Rate of
Polycrystalline o-A1 203 " Journal of The European Ceramic Society, 6, pp. 123-132,
1998.
Keck, H. et al, "Flow Computation in the Whole Turbine", Sulzer Technical Review,
1/97, pp. 26-29, 1997.
Leyzerovich, A., "Large Power Steam Turbines: Design & Operation", PennWell, Tulsa,
2 (8), pp. 1294-1297, 1997.
Quercia, G. et al, 2001, "Friction and Wear Behavior of Several Hard Materials,"
International Journal of Refractory Metals, 19, pp. 359-369, 2001.

BIBLIOGRAFÍA
Basset, A.B., "Hydrodynamics," Cambridge University Press, London, 1998.
Butler, R.J. et al, "The Effect of Turbulence Intensity and Length Scale on Low-Pressure
Turbine Blade Aerodynamics," mt. J. of Heat and Fluid Flow, 22, PP. 123-133, 2001.
Bergeron, S., and Vincent, A., "Impiementation Strategies for Real-Time Particie
Transport Solver," Computer Physics Communications, 120, pp. 177-184, 1999.
Boussinesq, J., "Théorie de L'écoulement Tourbillonmant et Tumultueux des Liquids,
Dans les Lits Rectilignes á Grandes Sections," Comptes Rendus de l'Académie des
Sciences, Paris, 1897.
Chen, D. et al, "Computational Mean Particle Erosion Model," Wear, 214, pp. 64-73,
1998.
Choi, G.S. and Choi, G.H., "Process Analysis and Monitoring in Abrasive Water Jet
Machining of Alumina Ceramics," mt. J. Mach. Tools Manufacture, 37, pp. 295-307,
1997.
Ciampini, D. et al, "Simulation of Interference Effects in Particle Streams Foliowing
Impact with a Fiat Surface," Wear, 254, pp. 237-249, 2003.
Dukowicz, J.K., "A Particle-Fluid Numerical Model for Liquid Sprays," Journal of
Computational Physics, 35(5) pp. 229-253, 1980.
Faeth, G.M., "Mixing, Transport and Combustion in Sprays," Progress in Energy and
Combustion Science, 13(12) pp. 293-345, 1987.
Gosman, A.D. and Toannides, E., "Aspects of Computer Simulation of Liquid-Fueled
Combustors," Journal of Energy 7(32), pp. 482-490, 1983.
Jain, R.K. et al, "Modeling of Material Removal and Surface Roughness in Abrasive Flow
Machining Process," mt. 3. Mach. Tools Manufacture, 39, pp. 1903-192, 1999.
Johansson, B. et al, "Application of Wedge-Shaped Hot-Film Probes in a Gas-Particie
Flow," Experimental Thermal and Fluid Science, 45 pp. 112-121, 2003.
Joseph, D.D., "Lift Correlations from Direct Numerical Simulation of Solid-Liquid Flow,"
Proc. Fourth International Conference on Multiphase Flow, San Diego, Paper No. 385,
2001.
Lee, T.C. and Chan, C.W. "Mechanism of Ultrasonic Machining of Ceramic Composites,"
J. Mater. Process. Technol., 71, pp. 95-201, 1997.
Lin, J.S. et al, "A Novel Radioactive Particle Tracking Facility for Measurement of Solids
Motion in Fluidized Beds," AIChE J., 3(31), pp. 465-473, 1995.
Ling, J. et al, "Numerical Investigation of Liquid-Solid Slurry Flows in a Fully Developed
Turbulent Flow Region," International Journal of Heat and Fluid FIow, 43, pp. 287-294,
2003.
Lyczkowski, R.W. et al, "Validation of Computed Solids Hydrodynamics and Pressure
Oscillations in a Model Bubbling Atmospheric Fluidized Bed Combustor," Powder
Technology, 76(1), pp. 65-77, 1996.
Lyczkowski, R.W. and Bouillard, J.X., "State-of-the-Art Review of Erosion Modelling in
Fluid/Solids Systems," Progress ¡n Energy and Combustion Science, 28, pp. 543-602,
2002.
Mack, R. et al, "Numerical Prediction of Erosion on Guide Vanes and in Labyrinth Seals
irt Hydraulic Turbines," Wear, 2(233-235), pp. 685-691, 1999.
Mazur, Z. et al, "The Methods of Improving and Emergency Repair of Steam Turbine
Main Stop Valve Bypass Valve Damaged by Erosion," Proc. V Latin American
Conference on Turbomachinery, Acapulco, pp. 1-6, 1995.
Mendoza, C. and Zhou, D., "Turbulent Intensities in Open-Channel Flows," Mechanics
Research Communications, 18, pp. 87-95, 2001.
Neelesh, K.J. and Vijaay, K.J., "Modeling of Material Removal in Mechanical Type
Advanced Machining Process: A State-of-Art-Review," International Journal of Machine
Tools & Manufacture, 41, pp. 573-1635, 2001.

Paul, S. et al, "Analytical and Experimental Modeling of Abrasive Water Jet Cutting of
Ductil Materials," J. Mater. Process. Technol. 73, pp. 189-199, 1998.
Pel, Z.J. and Perreira, P.M., "Modeling of Ductil Mode Material Removal in Rotary
Ultrasonic Machining," mt. J. Mach, Tool Manufacture 38, pp. 1399-1418, 1998.
Sundaresan, S. et al, "Report of Study Group on Disperse Flow," International Journal
of Multiphase Flow, 14, pp. 67-83, 2003.
Sommerfeld, M., "Analysis of Collision Effects for Turbulent Gas-Particle Flow in a
Horizontal Channel," International Journal of Multiphase Flow, 12, pp. 121-134, 2003.
Tabakoff, W., "Effect of Environmental Particles on a Radial Compressor," Proc. On
Corrosion-Erosion-Wear of Materlals at Elevates Temperatures, A.V. Levy, eds.,
Berkeley, pp. 261-268, 1990.
Tsuji, Y., "Activities in Discrete Particle Simulation in Japan," Powder Technology, 113,
pp. 278-286, 2000.
Wang, Z.Y. and Rajurkar, K.P., "Dynamic Analysis of the Ultrasonic Machining Process,"
Tran. ASME, J. Mfg. Sci. Engng. 118, pp. 376-381, 1996.
OD

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:
o 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.

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.

lb
ANÁLISIS Y CONTROL DE EROSIÓN POR
PARTÍCULAS SÓLIDAS EN LOS
ELEMENTOS DEL SISTEMA DE FLUJO
DE TURBINAS DE VAPOR
Dr. Zdzislaw Mazur Czerwiec
(ji

Contenido de la presentacion
Resumen ejecutivo
Introducción
Simulación numérica de erosión de los
componentes principales de turbinas de
vapor
Conclusiones

. 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 cte las turbinas y su rendimiento
íbntim(L
1I..tg
1.
it .

• 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.
1

• 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.
7M

• 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.
..¼r:I1 .;•].

desgaste.
• El flujo de vapor que contiene partículas sólidas
es responsable p r 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

• 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 (tipicamente durante arranques
de las unidades de generación), que introducidas
con el flujo de vapor a la turbina causan severos
rvi
1
daños por erosión de
principales de la misma.
los componentes

• 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.
'1'

• El desgaste por erosión 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 resulta en un incremento en
N 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
jj componentes críticos de la turbina.

- Sk .1! -_-.-----. ----._---.--.- .a
l i t
• 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.

• 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 20
• Sobre esta base, cada reducción de la velocidad
de las partícula s y modificación del ángulo de
impacto de las mismas a la superficie de un
sólido conduce a la reducción efectiva de la
erosión.

1
E1
• -
z
30 0 60°
9
Ángulo de impacto de las partículas
Figura 1. Datos experimentales de la erosión en
las partículas

8 00 0
6 Dci o
it
[1 Li
u,
-
- cJLIL
' E Iii
:
1..
IJ
E0() 1CI''T' E'TO E.00' 1'TOC' 1'T"O 1-4:10'
Velocidad de partículas ples/s
Figura 2. Datos experimentales de la erosión en función de
velocidad de partículas en turbinas geotérmicas.

• 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,
valvula de vapor, tetones de los alabes, 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.
• 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.

Metodología
• Las simulaciones y predicciones numéricas
fueron realizadas utilizando códigos del volumen
finito Fluent y STAR CD considerando
diferentes modelos de turbulencia (Standard k -
¿, RNGk—e).
• 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 para resolver la fase
discreta (partículas sólidas).

Metodología
• La dispersión de las partículas en el fluido, se
predice usando un modelo estocástico que
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.
• Se esta basando sobre el cálculo de la trayectoria
de varias partículas individuales que
NI representan grupos de partículas en el dominio
de flujo.
_II ia

Metodología
• 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
wI
por partículas sólidas no esta considerada.

Metodología
• 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 calcuta
utilizando modelo de Finnie
)i1I 4

Metodología
• La partícula impactando a la superficie
erosionada con el ángulo (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 (só'lido) se esta
deformando plasticamente durante proceso de
corte.
'.; __

Metodología
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.

mPC(dp )f (a)
Aface
Nparticies
Rerosion -J
p=1
[kgIM2S]
Metodología
La razón de erosión esta definida:

Metodología
• Condiciones de frontera:
• Diámetro de las partículas sólidas para cada
caso analizado.
• Presión de vapor.
• Temperatura de vapor.
• Flujo másico de vapor.
• Número de Reynolds.
• Número de Mach.
• Intensidad de turbulencia.
• Relación de flujo de vapor y flujo de partículas
sólidas.
• Material del elemento de la turbina y material
de la partícula sólida.

Tobera de turbina de vapor de 300 MW
• .......• .
k1()SióI1 de (tiabes Álabe
Figura 3. Erosión del bloque de toberas

a) b)
Figura 4. Modelo/malla computacional de la tobera original
(a) y tobera modificada (b)
%1

I
390e+02
3.51e*02
3 12e+02
2. 73e 02
2.34e+02
1 95e+02
1. 56e+ 02
1,17e*02
7 79ei-01
3 90e01
0.00e00
&-
I
364e+02
3 28e+02
91+ 02
2 55e+02
2 18e02
1 82e02
1 ,46e+02
1 .09e*02
7 28e+01
64e+ 01
0. O0e 00
ri a) b)
Figura 5. Campos de velocidad para tobera original a) y tobera
modificada b) en la altura de 50 % del canal de flujo [mis]
1_hl ;i ii

IEE2 76eO2
-
2 36eO2
1 97e, 02
1 58eO2
1 18eO2
EE-X-J-
•
- --
1'
t.q H/
:
a) b)
Figura 6. Líneas de corrientes de flujo de partículas sólidas en 2D
1¼1 en la altura de 50 % del canal de flujo (perfil original).
T!i 11i 11 1111

3 78e 02
• 341e*02
3 03e*02
::: ::
::
1 14e 02
7 57e-01 --
- -
3 78e*01
IL
000e0 x> /
a) b)
g
Figura 7. Líneas de corrientes de flujo de partículas sólidas en
2D en la altura de 50 % del canal de flujo (perfil modificado -
escalonado).

643e-01
578e-01
5 14e-01
4 53e-01
3 SSe-Sl
3 21e-01
2 57e-01
1 93e-01
129o-01
S43e-07
0000, 00
b)
de razón de erosión en 3D, perfil original a),
fil modificado b), [kglm2s].
1:

••
í.;ilIlI
, a
bIIU
mal
no
:fII •/
lo
Ii
Figura 9. Detalle de
líneas de corrientes de
flujo de partículas
sólidas en 2D en la altura
de 50 % del canal de
flujo (perfil modificado —
escalonado).
ía LI 1111

• Resumen de resultados obtenidos:
• La velocidad de flujo fue reducida de un 6.7 %.
• La razón de erosión fue reducida de un 50 %.
• Se obtuvo la extensión de¡ período entre
mantenimientos de la tobera de un 100 %.
• Se obtuvo una patente para el perfil
modificado de la tobera.
• Se obtuvieron dos patentes para la
Í rehabilitación y extensión de vida útil
1 de las toberas de turbinas de vapor.

Válvula rincipal de paro de la turbina
Xe vapor de r58 MW
Figura 10. Daños por erosión de partículas sólidas en la
válvula principal de paro de las turbinas de 158 MW.
ç

Válvula principal de paro de la turbina
de vapor de 158 MW
Entrada radial del flujo de vapor
Superficie de trabajo de la válvula
Figura 11. Esquema de la
ial del flujo
disposición de la válvula
en la posición abierta.
*

de vapor de r58 MW
'4
Ux
aj b)
Figura 12. Modelo computacional/malla de la válvula, geometría
original (a) y geometría modificada con la entrada tangente del
flujo a la válvula 010 0 (b)

1 . 9 O2
2
1 07e.02
4
5.33G*O1
5
6
X
Oce4OO
6
5
3
4
6
3 1 2 4
de vapor de 158 MW
Figura 13. Contornos de velocidad del flujo para válvula
original [mis].
- -
_ 111

de vapor de 1758 MW
02
11
4
6
x-
1 00
A
,•3 •••• 4
-:;~- A• i • / - ____
• .j ' fI /,
61
LII Figura 14. Contornos de velocidad del flujo para válvula
modificada [m/s].
1It .2
•1I

:iiII.
4
12fI)7
1
o
6
1 23.fl7
7
8
1 22.'O7
9
lo¡ x—Y
o
-
5
6
7
8
9
1
.'
A _/ _
7
8
de vapor de 1758 MW
b)
; de presión estática para válvula original (a)
álvula modificada (b), [Pa].
Ml

1
2
3
10 1 2 3 4 5 6 7
Válvula rincipal de paro de la turbina
Xe vapor de 158 MW
a) b)
Figura 16. Contornos de erosión en la válvula original a) y válvula
modificada b), [kglm2s].

de vapor de 158 MW
Original Modificada
E
—e-- Onginal
—U-- Modfied
Altura Imi
Figura 17. Razón de erosión en la superficie de la válvula [kglm2s].
1.
12

Válvula principal deparo de la turbina
de vapor de 158 MW
• Se obtuvo una trayectoria optimizada de las
partículas sólidas y ángulos de impacto en la
zona crítica de la válvula.
• Se obtuvo la extensión de¡ período, entre
mantenimientos de la válvula de un 100 %.

1 t:
Válvula ]principal de paro de la turbina
de vapor de 158 MW
• Se obtuvo una patente para la geornetría
modificada de la válvula.
• Se obtuvo una patente para rehabilitación y
extensión de vida útil de la válvula

Erosión del disco del rotor de la turbina
geotérmica de 110 MW
Álabes L-O
1
11
Figura 18. Vista general del rotor de la turbina geotérmica de
110 MW y detalle de erosión del disco del rotor.

Erosión de¡ disco del rotor de la turbina
• Problemática generada por erosión:
• Velocidad de rotación de¡ rotor de 3600 rpm.
• Altos esfuerzos estáticos en el disco.
• Concentración de esfuerzos (acción de la
muesca).
• Peligro de falla catastrófica de¡ rotor/turbina
con as pérdidas económicas muy
considerables.

• Reparación de este tipo de da ños, en los
discos no es confiable.
• Un rotor nuevo de repuesto significa un
costo muy considerable (decenas de
millones de pesos).

Dis
Rotor
Figura 19. Geometría del sello de laberinto y disco del rotor de la
turbina geotérmica de 110 MW en la configuración original.

Rotor
eotérmica de 110 MW
Figura 20. Geometría del sello de laberinto y disco del rotor en la
configuración modificada.

a)
b)
Figura 21. Vectores de velocidad para la geometría original a) y
geometría modificada b) del disco del rotor y sello de laberinto.
11:11

4.00e-02 - 6.0000e-02
3.50e-02 - 5.0000e-02 -
3OOe-02 -
2.50e-02
4
- -
--4.0000e 02 O•))
E -
2.00e-02 -
E
® - ----
&
3.0000e-02 -
© 1 50e-02
99 -
-
X
9X 93
oo
9 x
XX - .___&
- _____eç_
20000e-02
• ® x X 0
,
1.00e-02 - X
99 9X •--
L0000e-02 -Ox
5.00e-03 - '<
- o--- ------------------------- -------- -.9 ------------------------
000e+00
-120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60
00000e+00
-80 -60 -40 -20 0 20 40
Velocidad axial mis Velocidad axial mis
a) b)
Figura 22. Perfil de la velocidad axial en la salida del sello de
laberinto para la geometría original a) y geometría modificada b) del
disco del rotor y sello de laberinto.

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

r,, .
1
* i
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).
• Se obtuvo una patente para el diseño, modificado
del sello de laberinto del diafragma de la turbina.

E
Erosión de los dientes del sello de laberinto del
rotor de la turbina geotérmica de 110 MW
j .
b)
ille del disco del rotor de la turbina geotérmica de
la condición original a) y erosión del sello de
laberinto b).
w.
u1

Flujo
14 95
Diafragma Flujo
4--1J ILLLÜ Jidi II 14----- f
'9 '9
6 12 6 E
7 6 7
12-64
a) b)
Figura 24. Geometría original a) y geometría modificada b) del sello
de laberinto entre el diafragma y el rotor de la turbina geotérmica de
110 MW con un deflector de flujo.
%_

a) b)
Figura 25. Trayectorias de partículas para la geometría original
a) y geometría modificada del sello.

t ------ --
/1 ,_- -
•-' _'
/
f tIt1 -
II
• N - -'_, / l l
' '':_._- - -
- / II
•_i- II
'1
1/
-

1
a) b)
Figura 26. Trayectorias/velocidades de partículas para la geometría
original a) y geometría modificada del sello.
fl 4$ 141

Direccion
Radial ¼

"
1 4

í 1" ''•
II
[4
lll :111, *11
1 -. - .- ---
1 - -
Erosion de los dientes del sello de laberinto del
rotor de la turbina í!eotérmica de 110 MW
Figura 27. Trayectorias de partículas en la zona del deflector
de la geometría modificada del sello.

52.0162
28.533
9.00E-03
8.00E-03
7.00E-03
6.00E-03
5.00E-03
4.00E-03
:
3.00E-03
2.00E-03
1 .00E-03
0.00E+O0
-1.00E-03
-lo 10 30 50 70
Velocidad axial mis
I
Figura 28. 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 Flujo
a) b)
if
Figura 29. Patron/razon de erosion en el primer diente del sello
de laberinto para la geometría original a) y geometría modificada
con el deflector b).
InI

• El deflector redujo la velocidad de flujo de
vapor/partículas que impacta a los dientes del
sello de laberinto.
• Se incremento el camino de fluj o de vapor
• alrededor del deflector reduciendo el volumen
del flujo que entra al sello de laberinto.

rotor de la turbina geot érmica de 110 MW
• 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%.
• La razón de erosión fue reducida de un 80%.

Bandal
lón
--
a) b) c)
Figura 30. Erosión de tetones del álabe móvil L-0 de la
/ )
4'
-
Erosión de los tetones de los álabes L-0 de la
turbina geotérmica de 110 MW
turbina geotérmica de 110 MW, rotor de la turbina a), tetones
en estado original b), tetones erosionados c).

• Problemática causada por erosión de los
tetones:
• DesíntegraciónIpérdida de material de los
tetones que unen los álabes con las bandas.
i,
hw_. • Aflojamiento de la unión de los áfiabes con la

vibratorias.
• Desprendimiento de la banda con los
tetones de los álabes.
• Posible falla catastrófica de la turbina
debido a fractura de los álabes relacionada
con el cambio de sus características

Tetones
Banda
D ja fra g ma
Álabe L
Flujo l)riflcil)al
H (le
la (1
Tetones
Banda
Álabe L-O
1) ja fra g ni a
Flujo principal
Figura 31. Configuración original a) y configuración modificada b)
del canal de flujo al entrada al álabe móvil L-O de la turbina de 110
MW.
___ •111

1 90.02 1 90+02
1.71e.02 1 1 71e+02
1 520402 1.52e+02
1 3Q i 1.33e+02
1 1le+0
--
1.14e+02
952e+0' 951e+01
- - -. -
7.6.4.01
: 761e+01
57e01 ' 5.72e+01
1 990 192e+01
1 2 36e-01
a) 65 m/s b) 55 m/s
M Figura 32. Contornos de velocidad en el canal de flujo original a) y
lit
__ ___ modificado b), [mis].

1 ¿Be-
1 34e-C
1 23e-C
1 OSe4CI
914.X
63OeÜ
4B9e-CO
37e+cO
25.+D3
636e-C1
I2e-C2
i.:
82e+2
45e2
3 64e-C
a) b)
Figura 33. Contornos de energía cinética turbulenta en el canal
de flujo original a) y modificado b), [m21s2].

• Resumen de los resultados obtenidos:
• Se obtuvo una reducción de la gradiente de
presión a través de¡ canal de flujo en zona de
los tetones de álabes L-0.
9
Se obtuvo un incremento de flujo de
el canal principal deque pasa por
móviles L-0.
0
vapor
álabes

• La velocidad de¡ flujo de vapor húmedo con
particulas sólidas que atraviesa los tetones fue
reducida de un 16 %.
• Se obtuvo una reducción de recirculación
de¡ flujo de vapor en zona de tetones.
•La energía cinética en zona de tetones fue
reducida de un 28 %.

• Se obtuvo la extensión de¡ período entre
mantenimientos de¡ rotor de un 140 %.
• Se obtuvo una patente para el diseño
modificado de¡ canal de flujo en zona de¡
álabe L-0 de la turbina.
• La modificación de¡ diseño, de¡ canal de
flujo de la turbina fue implementado en la
Central Geotérmica Cerro Prieto, B.C.

Erosión del sello exterior de laberinto del rotor
de la turbina geotermica de 25 MW
1*

í t
1i
de la erosión del sello exterior de laberinto
1 l rotor de la turbina geotérmica de 25 MW.
.Ii, -
1h

de la turbina geotémica de 25 MW
• Problemática causada por erosión del sello:
• Desgaste acelerado en el muñón del rotor en
la zona del sello exterior de baja presión.
• Deterioro del vacío del condensador.
• Caída de la eficiencia de la turbina.
• Amenaza de falla catastrófica del rotor.

s Á
PROSTAR 310
29-Jan-03
/IEW
0.000
1.000
0.000
ANGLE
.90.000
DISTANCE
38.744
CENTER
173.133
-4.327
70.288
EHIDDEN PLOT
•1
LZ
Figura 36. Trayectorias de las partículas sólidas en el sello exterior
de laberinto cámara B del rotor de la turbina geotérmica de 25 MW.

PROSTAR 3,10
u
04— F eb —03
PRESSURE
ABS QL UTE
PA
ITER= 106
LOCAL MX= 0,3804E±0
LOCAL MN= 0.1074E±Ü
j
o 3604E+06
0.354 DE +06
0.3276E+06
0.301 2E+06
o2748E+06
O 2464E+06
O 222 oE +06
0.1 956E+06
0.1 692E+06
0.1420E+06
0.11 64E+06
0.E1996E+05
0.6355 E + 05
0. 3714 E + 05
0.1 074E+05
x
z
Figura 37 • Campos
de presión
absoluta estática
en las cámaras del
sello, [kPa].

B
411 ____, 1i11 rf
- 'i.T ' • __________
Nominales
f / •
i ¡ ¡ j
1 Fropuesl
PROSTAR 3.10
04-Feb-03
VELOCITY MAGNITUDE
M/S
ITER= 106
LOCAL MX= 353.5
LOCAL MN= 0.3338E-01
353.5
326.2
303.0
277.7
252.5
227.2
202.0
176.7
151.5
1263
101.0
75.77
50.53
25.26
0.3836E- 01
- - --------- ------- -
S
Lb 1
z
Figura 38. Perfiles
de velocidad en
las cámaras del
sello, [m/s].

PROSTAR 3.10
F]
LJ
04- Feb -03
TURB KINETIC ENERGY
M**2fS*Z
TER= 106
LOCAL MX= 2597.
LOCAL MN= 0.0000
B
2597.
2412.2226.
2041.
- 1055.
1670.
1404.
1298.
1113.
927.6
742.1
556.6
371.0
105.5
11.3052E-04
7
Figura 39. Perfiles
de energía
cinética turbulenta
en las cámaras del
sello, [m2s2].

• Resumen de los resultados obtenidos:
• Se obtuvo una reducción de la gradiente de
presión a través del sello.
• Se obtuvo una reducciónde fugas de aire
hacía la turbina de un 17 % y una reducción de
fugas de vapor hacía zona de vacio de la turbina
de un 22 % resultando en aumento de la
eficiencia de la turbina.
k Itt :i

• La velocidad del flujo de vapor con
partículas sólidas que entra a la cámara B del
sello fue reducida de un 29 %.
• Se obtuvo una reducción de recirculación
del flujo de vapor con partículas sólidas en
las cámaras del sello.
• La energía cinética en el sello del rotor
(cámar,oc,i B) y la razón de erosión en la misma
fueron reducidos de un 50 %.

• Se obtuvo la extensión del período entre
mantenimientos del rotor de un 160%.
• La modificación de las presiones en las
cámaras del sello fue implementada en la
Central Geotérmica Cerro Prieto, B.C.

• Se presentaron simulaciones y predicciones
numéricas de flujo aplicando Dinárnica 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 de¡ sistema de flujo de las
turbinas de vapor modificando ciertas
características geométricas de los
componentes o parámetros de su operación.
4 4
:
*

• 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.
;%' %I ini

•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 de¡ 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
programació
F
n y preparacion 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.
nP in 41

ANÁLISIS Y CONTROL DE EROSIÓN POR PARTÍCULAS SÓLIDAS EN LOS ELEMENTOS DEL SISTEMA DE FLUJO DE TURBINAS DE VAPOR

Más contenido relacionado

La actualidad más candente (20)

Destacado (8)

Más de Academia de Ingeniería de México (20)

Último (20)

ANÁLISIS Y CONTROL DE EROSIÓN POR PARTÍCULAS SÓLIDAS EN LOS ELEMENTOS DEL SISTEMA DE FLUJO DE TURBINAS DE VAPOR