Brevet FR2006556A1 — publié le 19691226

La présente invention concerne des turbines à fluide élastique et, en particulier, un système pour superviser la conduite d'une turbine à vapeur. La conduite de chacun des divers types de turbines à va-5 peur implique,de manière générale, la détermination de limites à l'allure à laquelle le débit de la vapeur dans la turbine et l'eïi-thalpie de la vapeur d'admission peuvent être modifiés en vue d'une régulation de vitesse, de charge ou d'une autre variable de finalité, compte tenu de certaines considérations se rapportant à la réponse thermique • 10 et à la réponse mécanique de la turbine. La construction de l'enveloppe de la turbine est déterminée principalement par la pression et la température de travail de la vapeur, et la conception du rotor de la turbine est déterminée principalement par les forces centrifuges permanentes nominales qui s'exercent en régime 15 maximum et au couple correspondant à la puissance maximum nominale, compte tenu d'autres facteurs tels que la rigidité latérale et 3es vitessesde rotation critiques. Cependant, l'enveloppe de la turbine et le rotor doivent également travailler sous des variations 1 transitoires et cycliques des conditions de la vapeur, telles 20 que celles impliquées dans une variation de vitesse et/ • ou mie variation de charge de la turbine. Le rotor doit également travailler dans des conditions de charge centrifuge transitoires, telles que celles que l'on rencontre lors de mises en route à froid et lors d'opérations analogues. Les limites d'allure 25 ou dynamiquesimposées sur le fonctionnement de la turbine reflètent en grande partie des considérations de charge dues aux dilatations et aux contractions thermiques associées aux variations des, conditions de la vapeur d'admission et des considérations de charge dues aux forces centrifuges associées aux variations de vi-30 tesse transitoires. Par "condition de vapeur", on entend la température, la pression ainsi que d'autres caractéristiques de la vapeur, notamment son débit. Les limites des charges thermiques ont une importance particulière parce que les allures de variation du régime de fonc-35 tionnement de la turbine provoquent,presque tôujours ou au moins très souvent,des gradients de température qui amènent certaines parties métalliques de la turbine à se dilater et à se contracter au-delà de leur limite élastique dans la plupart des applications concernant les turbines à vapeur. Gela étant, le matériau de con-IfO struction de la turbine, et en particulier le matériau de construc- 12221 2006556 tjbn du rotor,subissent des déformations plastiques transitoires et cycliques à mesure que le fonctionnement de la turbine se poursuit. Les considérations combinées des caractéristiques de fonctianne-mait dtone turbine requises pour satisfaire les besoins minimums des 5 utilisateurs de turbines, les propriétés thermodynamiques de la vapeur, les dimensions de la turbine, et les propriétés mécaniques et thermiques du matériau de construction de la turbine agissent ensemble pour rendre la déformation plastique des éléments de la turbine virtuellement inévitable #lorsque la turbine fonc-10 tionne. La déformation plastique qui résulte en particulier d'un cyclage de température est importante, dans une turbine soumise à une supervision ou à une régulation en raison des détériorations par fatigue et de la fissuration éventuelle par fatigue également qui détermi-15" nent la longévité de la turbine. Les détériorations par fatigue s'accumulent plus rapidement aux endroits les plus exposés aux variations de la température de la vapeur les plus amples et les plus fréquentes. C'est une détérioration par fatigue potentielle des matériaux de la turbine à ces endroits qui détermine habituelle-20 ment,de manière prédominante,les contraintes de limitation dynamiques imposées au fonctionnement ou la conduite de la turbine. Dans de grandes turbines à vapeur destinées aux centrales électriques, par exemple, des variations de température de la vapeur dans la zone de la chambre à action produisent des gradients 2? de température du rotor qui provoquent à leur tour un cyclage de déformation plastique appréciable du rotor, en particulier sur et près de la surface du rotor de là turbine adjacente à la zone de la chambre à action et plus particulièrement, au niveau de la base des ailettes du rotor, d'un joint d'étanchéité à labryrinthe 30 ou d'autres rainures prévues près de cette zone à la suite d'une concentration des contraintes thermiques produites par la géométrie des rainures. 5n ce qui concerne les grandes turbines à vapeur utilisées actuellement dans les centrales électriques, on a observé l'apparition de fissures par fatigue dues à une déforma-35 tion plastique du rotor dans un grand nombre de turbines inspectées vieilles de sept ans ou plus. Les fissures, au point de vue profondeur, vont jusqu'à environ 6,3? mm quoique l'une d'elles ait eu une profondeur de 12,7 cm. En général,, dans les grandes turbines à vapeur, des fis-*+0 sures n'apparaissent dans le rotor que lorsque celui-ci a été uti- 69 12221 3 006556 Usé sous des charges cycliques pendant cinq années ou plus. Par exemple, des rotors tournant à 3S0Q tours/ininute présentent des fissures plus nombreuses et plus profondes en raison de leur grand diamètre et des gradients de tenpérature plus élevés ainsi que des contraintes 5 thermiques plus puissantes qui y sont associés.Les détériorations de • l'enveloppe par fatigue peuvent se produire dans les grosses turbines à vapeur des centrales électriques, mais ces turbines compor-• tent actuellement des boîtes à vapeur séparées ainsi que des chambres à tuyè r es séparées et distinctes, et les conducteurs des 10 centrales ne remorquent en général pas de fissuration dans l'enveloppe. La détérioration du rotor par fatigue est une considération de plus en plus importante dans la conduite d'une turbine en raison de la tendance générale à l'accroissement des dimensions des turbines à vapeur. 15 Les charges transitoires dues à la force centrifuge sont relativement très importantes aux endroits du rotor d'une turbine soumis à des charges centrifuges de régime permanent maximum,par exeirdle dans la section à pression intermédiaire d'une grande installation a turbine à vapeur. Dans ce dernier cas,la charge de régime permanent due 20 à la force centrifuge provoque éventuellement une fissuration par fluage, par opposition à une fissuration par déformation plastique. Des contraintes de limitatiai dynamiques ajprcpriées sont habftuéLLameit souhaitables pour limiter la charge transitoire due à la force centrifuge, en particulier dans sa combinaison avec la charge thermique cau-25 séepar les gradients de température du rotor. Par exemple1, pendant la mise en route d'une grande turbine à vapeur à partir d'un état froid, les charges totales exercées dans la section à haute pression ou la section à pression intermédiaire peuvent devenir excessives à moins qu'elles soient limitées. Ces charges sont 30 occasionnellement si grandes, pendant la mise en route de la turbine, qu'elles provoquent une rupture par fragilisation et qu'elles font éclater le rotor de la turbine. Dans les'installations de turbines connues-,on a pris l'habitude de limiter le fonctionnement transitoire ou dynami-35 que de la turbine dans 1 •'intérêt de la sécurité de marche et de la longévité de la turbine par une régulation de supervision appropriée ou à l'aide d'un régulateur à programme. Ces deux cas impliquent une connaissance préalable de la relation existant entre les diverses allures de variation du débit de la vapeur et/ 1*0 ou de l'enthaUpie de la vapeur ainsi que du degré et du genre de dé 69 12221 2006556 térioration produite par les contraintes de fonctionnement thermiques et/ou mécaniques correspondantes exercées sur les éléments de la turbine. Les techniques de conduites sont au point-et sont as-sîstées'par une supervision .du conducteur ou par régulation à pro-■ 5 gramme fixe pour limiter le fonctionnement dynamique de la turbine d'une manière générale visant à refléter la relation déterminée. Des études analytiques des variations thermiques et des contraintes ont été utilisées,en plus de la connaissance de la turbine spécifique utilisée,pour déterminer les relations entre la 10 variation de la vapeur et les détériorations de la turbine. Un article connu intitulé "Prévention of CyclicThermal-Stress Cracking in Steam Turbine Rotors" par W.R. Berry et I. Johnsson, publié dans la revue "Journal of Engineering for Power, de juillet I96M-, donne des renseignements relativement détaillés en ce qui con-1? cerne l'analyse des contraintes thermiques et les détériorations du rotor par déformatim due à la fatigue. Un antre article publié et intitulé "Electrohydraulic Control for Improved Availability and Ope-ration of Large Steam Turbines" par M. Birnbaum et E.G. Noyés à la Conférence Nationale ASME-IEEE à Albany, New-York, qui s'est tenue 20 du 19 au 23 septembre 1965 a trait à -un système de référence numérique utilisé pour limiter le régime de la turbine et les variations de la charge par une régulation à programme fixe. D'autres procédés connus comprennent celui décrit dans un article intitulé "Automatic Electronic Control of Steam Turbines 25 According to a Fixed Programme" publié dans la revue Brown-Boveri, Volume 51.j n°3, mars 196V. En plus d'une régulation à programme fixe, la régulation de turbine automatique décrite dans cet article implique une mesure de la température de l'enveloppe de la turbine et une régulation par réaction agissant sur la charge dyna-30 mique et/ou sur la variation de régime sans dépasser des conditions de contrainte tolérables dans l'enveloppe. Un défaut des systèmes de conduite et de régulation dynamiques des turbines connues et probablement le plus grand défaut, en raison des besoins primordiaux qui concernent la protection du 35 rotor de la turbine et la conduite économique et efficace de cette turbine pour satisfaire les exigences de la régulaticn des variables de finalité, résulte du manque de connaissance spécifique de la charge thermique du rotor et de la déformation plastique réelle du rotor ainsi que de l'accumulation des détériorations du rotor par fatigue M-0 en tant que base pour déterminer les limites de la conduite dyna 69 12221 2006556 mique de la turbine avec précision pour limiter les effets des détériorations de la turbine y compris l'accumulation des détériorations du rotor par fatigue. Les processus de conduite; par supervision et les dispositifs de régulation connus sont caractérisés par 5 une contrainte de limitation dynamique simplement approximative impliquant une conduite conservatrice à l'excès et une conduite libérale à l'excès dans des conditions de fonctionnement différentes de'la turbine. La longévité de la turbine et l'efficacité ainsi que l'économie de conduite de cette turbine sont donc 10 défavorablement affectées par la capacité limitée des processus de supervision et de régulation dynamiques 'pour les grosses turbines des centrales électriques ainsi que pour les turbines en général. Dans le cas des centrales électriques, la capacité dynamique limitée des turbines à vapeur réduit la capacité 15 d'une centrale à satisfaire les variations des demandes de charge électrique. L'invention a pour but principal de procurer un -système servant à superviser le fonctionnement d'une turbine a vapeur pour augmenter sa longévité à des niveaux de fonctionnement variables -20 et lors d'un enregistrement continu de la déformation du rotor. Cela étant, l'invention réside dans un système servant à superviser la conduite ou le fonctionnement d'une turbine à vapeur, caractérisé en ce qu'il comprend un dispositif servant à déterminer la température de la vapeur dans une région prédéterminée 2? en relation de transmission de la chaleur avec une partie présélec tionnée du rotor de la turbine, un dispositif pour déterminer la déformation thermique d'au moins une partie du rotor en tant que fonction prédéterminée de la température de la vapeur dans la région prédéterminée, un dispositif pour régler les conditions de va 30 peur de la "turbine dans la région prédéterminée, et un dispositif pour forcer le dispositif réglant les conditions de la vapeur à li miter la vitesse de variation de la température de la vapeur dans la région prédéterminée en tant que fonction prédéterminée de l'état thermique de la dite partie du rotor. 35 L'invention ressortira clairement de la description dé taillée d'une forme d'exécution préférée donnée ci-après, à titre d'exemple uniquement, avec référence aux dessins annexés dans lesquels : la Fig. 1 est une vue schématique d'une grosse turbine ifO de centrale électrique alimentée de vapeur par un système généra 69 12221 2006556 teur de vapeur et mis en oeuvre avec des dispositifs de détection et de commande suivant l'invention ; la Fig. 2 est. un schéma d'un système de régulation à calculateur numérique à programme pouvant être mis en oeuvre avec 5 la turbine à vapeur et avec ses.dispositifs associés représentés à la Fig. 1, suivant-l'invention ; la Fig. 3 est une vue en coupe longitudinale,à. plus grande échelle,d'une section à haute pression de la turbine à vapeur de la Fig. 1 et de certains dispositifs détecteurs installés dans 20 cette turbine ; les Fig. ^A et WB montrent d'autres parties,à plus grande échelle,de la vue en coupe de la Fig. 3 et illustrent les endroits où des fissures dues à la déformation plastique par fatigue du rotor peuvent apparaître ; 15 la Fig. 5 montre la manière selon laquelle la pression et la température de la vapeur d'admission de la turbine ainsi que la température de la vapeur dans la chambre à action sont en rapport avec des données spécifiques de la turbine à vapeur d'une centrale électrique type ; 20 la Fig. 6 montre les variations de température transi toires pour divers endroits dans une grosse turbine à. vapeur de centrale électrique à mesure que la turbine est amenée à sa vitesse synchrone et est mise en oeuvre sous une charge de régime permanent; 25 la Fig. 7 illustre uh cycle de température de la sur face du rotor d'une turbine à vapeur de centrale.électrique; la Fig. 8 est un graphique de capacité cyclique d'effort-déformation plastique thermique correspondant à un fonctionnement cyclique semblable à celui de la Fig.7 pour un rotor de tur-30 bine à vapeur de centrale électrique tournant à 3600 tours/minute et présentant une construction géométrique à capacité de cyclage thermique élevée; la Fig. 9 est un schéma synoptique logique de supervision et de régulation utilisé dans une partie d'un système prograa-35 neur qui fait fonctionner le système de calcul de la Fig. 2 conformément aux principes de l'invention; la Fig. 10 illustre une partie de supervision dynamique et de régulation du schéma de la Fig. 9, de manière plus détaillée, et 4.0 la Fig. 11 est un graphique montrant une manière de con 69 12221 7 2Û06556- tenir de façon réglable les variations d'enthalpie et/ou de débit de la' vapeur de la turbine ainsi que la température de la vapeur dans la chambre d'action en fonction de la déformation du rotor. La Fig. 1 montre une grosse turbine à vapeur à réchauf-5 fage simple de construction connue, mise en oeuvre et réglée conformément aux principes-de l'invention et faisant partie d'une centrale électrique à combustible fossile. D'autres types de turbines à vapeur, telles que des turbines à extraction, des turbines de réacteurs atomiques, des turbines à contre-pression, etc., 10 peuvent également être soumises à une régulation suivant l'invention. La turbine 10 est munie d'un arbre de sortie 14 qui entraîne un gros alternateur classique.16 pour produire du courant triphasé (ou autre) mesure par un détecteur'de courant 18. L'alternateur 16 est, par exemple, connecté (non représenté) par un ou 15 plusieurs disjoncteurs (non représentés) par phase à un grand réseau électrique et, lorsqu'il est ainsi connecté, il force le turbo-alternateur à fonctionner à une vitesse synchrone dans des conditions de régime permanent. Dans des conditions de variation transitoires de la charge électrique, la fréquence du système peut 20 être affectée et des variations de régime correspondantes du turbo-alternateur se produisent. A l'état synchronisé, l'apport de courant électrique de l'alternateur 16 au réseau est normalement déterminé par le débit de la vapeur qui, dans ce cas, est introduite dans la turbine 10 à une pression d'admission en sub-25 stance constante. Dans ce cas, la turbine est du type à plusieurs étages et à écoulement axial et comprend une section à haute pression 20, une section à pression intermédiaire 22 et une section à basse pression 24-. Chacune de ces sections de la turbine peut compren-30 dre plusieurs étages de détente constitués par des aubages fixes et un rotor à ailettes correspondant relié à l'arbre 14. Dans d'autres applications, des turbines mises en oeuvre conformément à l'invention peuvent être réalisées sous d'autres formes avec plus ou moins de sections reliées en tandem à un arbre ou couplées de »• 35 façon compound à plusieurs arbres. La vapeur, à la pression d'admission constante, servant a entraîner la turbine 10 est produite par un système générateur de vapeur 2o qui a la forme d'une chaudière classique du type à réservoir de vapeur brûlant un combustible fossile, tel que du 40 charbon pulvérisé ou du gaz naturel. D'un point de vue général, 69 12221 2006556 8 ' la présente invention peut également être appliquée aux turbines à vapeur associées à d'autres types de systèmes générateurs de vapeur, tels que des réacteurs nucléaires et des chaudières à un seul passage. 5 La turbine 10, dans ce cas, est du type à boîte de va peur à deux extrémités et le courant de vapeur d'admission de la turbine passe par plusieurs valves d'étianglement et de régulation,-constituant les valves d'admission 25. En général, les turbines des types à boîte de vapeur à doublé extrémité ou les autres tur-10 bines à vapeur, telles que la turbine à boîte de vapeur à une seule extrémité ou la turbine du type à barre d'extrémité mobile peuvent comprendre des nombres différents et/ou des agencements différents de valves d'admission. Dans un procédé préféré pour la mise en route de la tur-15 bine, (l) on élève le régime de la turbine à partir de la vitesse du mécanisme de rotation qui est d'environ 2 tours/minute jusqu'à environ &Q% de la vitesse synchrone sous la commande d'une valve d'admission, puis (2) on transfère la commande aux valves de regulatlcn et on élève le régime de la turbine jusqu'à sa valeur synchrone, on 20 enclenche le ou les disjoncteurs du circuit de puissance et on satisfait la demande de charge. Pour mettre la- turbine au repos, on utilise le même processus, mais évidemment dans le sens inver- . se. On peut utiliser d'autres procédés de transfert, mais il vaut mieux ne pas effectuer de transfert à un niveau de charge supérieur 25 à 40/o de la charge nominale en raison de considérations de ^efficacité de l'étranglement de l'admission. Lorsque la vapeur est passée de l'aubage à action du premier étage à l'aubage à réaction du dernier étage de la section à haute pression, elle passe à un réchauffeur 28 qui.est associé à 30 la chaudière 26. En pratique, le système de réchauffeur 28 comprend, par exemple, deux réchauffeurs raccordés en parallèle couplés à la chaudière 26 en relation de transmission de la chaleur, comme indiqué par la référence 29,et associés aux côtés opposés de l'enveloppe de la turbine. 35 Lorsque le niveau d'enthalpie a été élevé, la vapeur réchauffée passe du système réchauffeur 28 par la section à pression intermédiaire 22 de la turbine et la section à basse pression 24. A partir de cette section 24", la vapeur viciée est évacuée dans un condenseur 32 à partir duquel l'eau est 40 renvoyée (non indiquée) à la chaudière 26. Pour régler ,1e débit 69 12221 2006556 9 " de la vapeur de réchauffage, des valves de réchauffage 33 sont prévues et comprennent une ou plusieurs valves de retenue normalement ouvertes et une ou plusieurs valves d'interception pouvant être actionnées pour régler le débit de la vapeur de ré» 5 chauffage dans des conditions de surrégime de la turbine. Dans le générateur de vapeur à chaudière du type à réservoir de vapeur brûlant du combustible fossile, le système de commande de la chaudière règle les opérations de la chaudière de façon à maintenir la pression d'admission de la vapeur en substan-10 ce constante. Un détecteur approprié 38 sensible à la pression d'admission mesure cette pression pour assurer une alimentation de vapeur à une pression sensiblement constante.et, si on le désire, à titre de fonction de régulation de supplantation du système de protection d'un calculateur à programme, la régulation de la tur-15 bine peut être commutée sur la régulation de la pression d'admission ainsi qu'à titre de régulation de vitesse et/ou de charge ©fâ au lieu de celle-ci si la pression d'admission tombe à l'extérieur de limites prédéterminées concernant la sécurité et la prote tion de la turbine contre la condensation.On détecteur de pression 20 d'action 4-0 produit des signaux destinés à être utilisés dans une régulation par calculateur à programme de la charge de la turbine et finalement de la charge électrique de la centrale. Des dispositifs d'actionnement hydrauliques indiqués par la référence 4-2 sont prévus pour les valves d'étranglement 25 et de régulation 25 de l'admission. Des dispositifs d'actionnement hydrauliques indiqués par les références 44- sont également prévus pour les valves d'arrêt et d'interception 33 du réchauffage One alimentation de fluide sous pression élevée 4-6 contrôlée de façon séquentielle par le calculateur procure le fluide de régula-30 tion nécessaire pour faire fonctionner les dispositifs d'actionnne-ment des valves 25 et 33. Un circuit d'huile lubrifiante supervisé par le calculateur (non représenté) est prévu séparément pour lubrifier la turbine. . Les dispositifs d'actionnement respectifs 4-2 et 44 sont 35 de construction classique et les dispositifs 42 ainsi que.les dispositifs 44 sont actionnés tour à tour par des dispositifs stabiliseurs de position correspondants 48 et 50. Ces dispositifs stabiliseurs comprennent chacun ion régulateur analogique d'écart -de position classique actionné par réaction (non indiqué) qui en-40 traîne un servomoteur de valve (non représenté) de la façon bien 69 12221 10' 2006556 connue. La régulation de la position des valves d'interceptfcn de réchauffage n'est imposée que lorsqu'il faut modifier le débit de la vapeur de réchauffage. La mise en oeuvre de valves d'arrêt n'exige pas de régulation de position par réaction, mais au contraire, une régu-5 lation manuelle ou commandée par calculateur avec un déclenchement classique ou un autre fonctionnement approprié en cas d'urgence. Comme la puissance de la turbine est proportionnelle au débit de la vapeur dans les conditions de régulation présupposées dans lesquelles la pression d'admission de la vapeur est sen-10 siblement constante, la position des valves de vapeur est réglée pour agir sur le débit de la vapeur à titre de variable intermédiaire et sur le régime de la turbine et/ou sur sa charge à titre de variable(s) réglée(s) de finalité.Le fonctionnement des dispositif d'actionnement assure le positionnement des valves de vapeur, 15 et des détecteurs de position correspondants PDIV et PDRV sont prévus pour produire des signaux de réaction de position de valve correspondants afin de déterminer des signaux d'écart de position à appliquer auxrégulateursde position correspondants 4-8 et 50. Les détecteurs de position sont prévus sous une forme classique 20 appropriée, par exemple ils peuvent utiliser le fonctionnement d'un transformateur différentiel variable linéaire pour produire des signaux de réaction de position négatifs destinés à être additionnés algébriquement aux signaux de consigne de position SP pour produire les signaux d'écart de position d'entrée correspon-25 dants. Le régulateur de position, le dispositif d'actionnement hydraulique, le détecteur de position de valve ainsi que divers' autres dispositifs (non représentes) forment une boucle de régulation de position de valve analogique électrohydrauliaue directe 30 pour chaque valve d'étranglement et de régulation de l'admission de la vapeur. Les valeurs de consigne de position SP sont déterminées à l'aide du calculateur et sont transmises aux boucles directes correspondantes et décalées sur une base périodique. Les valeurs de consigne SP sont également déterminées pour les dispo-35 sitifs agissant sur les valves'd'interception. Un détecteur de vitesse -52 est prévu pour déterminer la vitesse de l'arbre de la turbine en vue d'effectuer une régulation de régime } de déterminer- les forces centrifuges et faire fonctionner la turbine sous contrainte de limitation en vue d'effectuer 4.0 une régulation de participation de fréquence et, de préférence, en 69 12221 2006556 ii ■ vue de calculer la conductance de la transaission de la chaleur à la surface du rotor en combinaison avec une régulation de la déformation thermique du rotor. Le détecteur de vitesse 52 peut, par exemple, avec la forme d'un capteur à réluctance (non repré-5 sente) couplé magnétiquement à une roue encochée (non représentée) prévue sur l'arbre 14 du turbo-alternateur. Le système détecteur comprend, en outre, un détecteur de température 54 pour la vapeur contenue dans la chambre d'action et des détecteurs 56 sensibles à la température de l'enveloppe qui sont tous utilisés pour détermi-10 ner à l'aide d'un calculateur à programme,3a charge et les déformations thermiques, comme décrit plus en détail plus loin. Des signaux analogiques et/ou puisés produits par le détecteur de vitesse 52, le détecteur de puissance 18, les détecteurs de pression 38 et 40, les détecteurs de température 54 et 56, les détec-15 teurs de position de valve PDIV et PDHV et d'autres détecteurs (non représentés de manière spécifique) et des contacts d'état (non représentés) sont tous" appliqués à un système de régulation à calculateur numérique 60 (Fig. 2) qui assure une régulation du fonctionnement d'une turbine en régime permanent et en régime 20 transitoire sur une base de temps réelle continue et qui exécute, en outre, les fonctions de contrôle, de mise en séquence, de supervision, d'alarme, d'affichage et d'enregistrement du système. Le système de régulation à calculateur numérique programmé 60 conduit la turbine 10 avec un rendement dynamique amélioré 25 et peut comprendre,en tant que hardware, une unité de traitement • centrale 62 et des unités périphériques d'entrée/sortie associées vendues, par exemple, par la Société Westinghouse Electric Corporation sous la marque Prodac 50 (P50). Dans d'autres cas, par exemple lorsque la turbine 10 ainsi que d'autres éléments 30 de l'installation, tels que le système générateur de vapeur 2o sont tous commandés parle calculateur, on peut utiliser un.grand système de calcul, tel que celui vendu par la Société V/estinghouse Electric Corporation sous le nom Prodac 250 ou des calculateurs distincts, tels que des calculateurs P50 pour les éléments respectifs 35 de l'installation. Dans ce dernier cas, on réalise une interaction dans le processus de régulation en reliant les calculateurs séparés les uns aux autres par l'intermédiaire de liaisons de jonction et/ou d'autres moyens. En général, le P250 utilise une mémoire à noyau magnéti-40 que intérieur de 16.000 mots (16 bits plus parité) avec un temps 69 12221 12- 2006556 de cyclage de 900 nanosecondes, une mémoire à noyau magnétique extérieur de 12.000 mots ou plus (16 bits plus parité) avec un temps de cyclage de 1,1 microseconde et une mémoire à disques magnétiques à accès direct constituée d'une masse de 375.000 mpts ou plus 5 (16 bits plus parité). L'unité de traitement P250 utilise une mémoire à noyau magnétique de 12.000 mots (14- bits) avec un temps de cyclage de 4>5 microsecondes. Les appareils intermédiaires pour l'unité de traitement 62 du ^calculateur comprennent un système d'entrée 64. à fermeture 10 de contacts qui explore des signaux de contact ou d'autres signaux semblables représentant l'état de diverses conditions de l'installation et de ces appareils. Ces contacts sont indiqués de manière générale par la référence 66 et peuvent être des contacts de relais à mercure (non représentés) qui sont actionnés par des cir-15 cuits d'excitation (non représentés) propres à détecter les états prédéterminés associés aux divers dispositifs du système. Des données fournies par les contacts d^tat sont utilisées dans un fonctionnement logique pour effectuer des réglages ou pour établir d'autres programmes, pour faire fonctionner le système de 20 protection et d'alarme, pour effectuer un contrôle et un enregistrement programmés et sur demande, pour faire fonctionner un dispositif de supervision manuel 68 commandé par le calculateur, etc. Le' système d'entrée à fermeture de contacts 64, accepte 25 également les signaux de référence de charge numérique, comme indiqué par la référence 70. La référence de charge 70 peut être réglée à la main ou peut être fournie automatiquement, par exemple, par un calculateur d'expédition économique (non représenté). Dans le mode de conduite par régulation de la charge, la référence de 30 charge 70 détermine le niveau de production de mégawatts désiré ' et le système de régulation par calculateur 60 fait fonctionner la turbine 10 pour satisfaire la demande de courant. Le traitement intermédiaire de signaux d'entrée est également assuré par un système d'entrée analogique classique 72 qui 35 reçoit des signaux analogiques de l'installation 12 à une vitesse prédéterminée, par exemple de quinze points par seconde pour chaque entrée de canal analogique et qui convertit les signaux en des valeurs numériques destinées au calculateur . Les signaux analogiques sont produits par'le détecteur de courant 13, le détecteur 4.0 de pression 40> les détecteurs de position de valve PDIV et PDPvV, 12221 2006556 13 les détecteurs de température 5U et 56» et les détecteurs analogiques 7- tels que le détecteur de pression d'admission 38f (non représentés de manière spécifique à la Fig0 2)s divers détecteurs de débit de vapeur, d'autres détecteurs de température de 5 vapeur, des détecteurs de température de divers appareils, des détecteurs sensibles à la pression et à la température de l'hydrogène de refroidissement des alternateurs, etc. Un système d'entrée à impulsions classique 76 assure l'introduetbn dans le calculateur des signaux de détecteur du type puisé, tels que ceux produits par le 10 détecteur de vitesse 52. Les contreparties dans le calculateur des signaux analogiques et puisés sont utilisées pour exécuter le programme de régulation,assurer la protection et le fonctionnement du ■système d'alarme,effectuer des enregistremaitsprogrammés et sur demande,ete Les dispositifs d'entrée et de sortie des informations 15 assurent l'entrée et la sortie dans le calculateur d'informations codées et non codées. Ces dispositifs comprennent un système classique à lecteur de bande et à imprimante 78 qui est utilisé à diverses fins,notamment.pour introduire le programme dans la mémoire à tores de l'unité centrale de traitement des informations. Un 20 téléscripteur classique 80 est également prévu et est utilisé à des fins comprenant, par exemple, l'impression des enregistrements, comme indiqué par la référence 82. Des dispositifs de visualisation alphanumériques et/ou analogues 81, 83 et 85 sont utilisés pour communiquer la déformation du rotor, la fatigue par déformation accumulée 25 du rotor ainsi que d'autres informations. Un système d'interruption classique 84, est pourvu d'un hardware approprié et de circuits servant à commander le transfert d'entrée et de sortie des informations entre l'unité de traitement centrale 62 du calculateur et l'équipement d'entrée et de sortie 30 plus lent. Un signal d'interruption est donc appliqué à l'unité' centrale 62 lorsqu'un signal d'entrée est prêt à être introduit ou lorsqu'un transfert de sortie a été achevé. En général, l'unité centrale 62 agit sur des interrupteurs selon un programme directeur classique. Dans certains cas, des interrupteurs particu-35 liers sont reconnus et actionnés sans les limitations de priorité du programme directeur. Le traitement intermédiaire de sortie est assuré pour le calculateur par un système de sortie à fermeture de contacts classique 86 qui fonctionne conjointement avec un système de sor-4-0 tie analogique classique 88 et avec un système de sortie position- 69 12221 2006556 lb- # v - neur de valve 90. Une commando manuelle 92 est couplée au système de- sortie positionneur de valve et peut être actionnée avec celui-ci pour assurer une régulation manuelle de la turbina pendant la mise au repos du calculateur et pendant d'autres périodes 5 de temps désirées. .Certains signaux de sortie numériques du calculateur sont utilisés directement pour effectuer des opérations de régulation commandées par contacts et déterminées par programma sur des appareils comprenant les systèmes de lubrification et de fluide cte valve 10 à haute pression, comme indiqué par la référence 87 j les dispositifs d'alarme 9'+ tels que dss timbras et des dispositifs visualiseurs, et des dispositifs et systèmes auxiliaires 96 prédéterminés de l'installation, par exemple, le circuit d'hydrogène servant à refroidir las alternateurs. Les informations de sortie numériques du 15 calculateur sont appliquées de manière analogue directement au système à téléscripteur et à imprimante 80 ainsi qu'aux dispositifs de visualisation 81, 83 et 85. D'autres signaux de sortie numériques du calculateur sont d'abord transformés en signaux analogiques.par l'action du système 20 de sortie analogique 88 et du système de sortie positionneur de valve 90. Les signaux analogiques sont ensuite appliqués aux dispositifs et systèmes auxiliaires 96, aux systèmes de fluide et de lubrification 87 et aux régulateurs de valve V8 et 50 pour effectuer les opérations de régulation déterminés par programme# Les 25 signaux correspondants appliqués aux régulateurs ^8 et 50 des valves de vapeur sont les signaux de consigne de position de valve SP auxquels on s'est précédemment référé. On utilise la détection de la température pour déterminer la déformation plastique de la turbine et on se ré,férera à la 30 Fig. 3 pour obtenir une représentation plus détaillée des parties les plus importantes d'une réalisation de la section à haute pression 20 de la turbine et du système détecteur de température préféré associé à cette section. La section haute pression 20 de la turbine comprend une enveloppe ou paroi cylindrique 100 dans 35 laquelle tourne un rotor -102. La déformation de l'enveloppe à des endroits prédéterminés est basée sur des sondes à thermocouple lOV et 106 noyées dans les parties externe et interne de la paroi et faisant partie des détecteurs de température 56 de l'enveloppe . ^0 Un détecteur approprié sensible à la température de 12221 2006556 15 la vapeur (non représenté de manière spécifique nais faisant partie des détecteurs analogiques 78) peut également être utilisé dans la section à pression intermédiaire 22 ç par exemple dans la conduite d'admission de vapeur, mais de préférence dans la chara-5 bre de vapeur à la pression d'admission IP (non représentée). Les données de température de la vapeur a la pression d'admission sont utilisées pour calculer les contraintes thermiques existant dans le logement -du rotor dans la section à pression intermédiaire 22. La vapeur pénètre dans la turbine 10 par plusieurs ori-10 fices d'admission périphériques 108 et par des blocs de tuyères associés 105 et elle passe par un étage de régulation de vitesse comprenant deux rangées d'ailettes de rotor à action 107 et 109 et une rangée d'aubes fixes 111 dans une chambre à action 110. Comme indiqué par les flèches d'écoulement, la vapeur 15 renverse le sens de sa circulation et passe sur des aubes de réaction 112 dans les étages successifs de la section à haute pression. Une sonde à thermocouple classique 11^ est supportés par l'enveloppe 100 pour mesurer la température de la vapeur dans la chambre à action. Une section 116 comprend, des anneaux d'étan -20 chéité à ressort 113 et des bandes d'étanchéité 113A (Fig. *tA) qui empêchent toute fuite de vapeur axiale excessive par l'interface séparant l'arbre du rotor tournant de l'enveloppe immobile de la turbine. Sur les Fig. k-A et *+13', d'autres vues à plus grande échel-25 le des zones 115 et 117 de la Fig. 3» montrent des gorges de joint d'étanchéité à labyrinthe 118 et 12C et une gorge d'ailette de rotor circonférentielle 122 ainsi que desr Tissures par fatigue correspondantes 12'-+, 126 et 128 qui peuvent se développer dans le fond des gorges 118, 120 et 128 après un cyclage de déformation plasti-30 que thermique prolongé causé par des variations de la température dans la chambre d'action. Dans d'autres cas, les gorges de support d'ailette peuvent être axiales plutôt que circonférentielles. En tout cas, l'importance des gorges du rotor ou d'autres particularités de structure semblables situées au. niveau de la surface 35 du rotor ou près de celle-ci réside dans leur effet de concentration des contraintes, c'est-à-dire qu'à une contrainte thermique accrue à ces endroits correspond un risque de fissuration par fatigue sous déformation plastique accru à ces endroits également. En général, les fissures par fatigue se développent •*f0 dans le sens de la gorge parce que la concentration des contraintes 12221 2006556 se produit principalement dans le sens transversal des gorges. Avant de considérer le fonctionnement du calculateur à programme,il est souhaitable d'expliquer de manière plus détaillée, l'analyse des contraintes thermiques du rotor et de sa déformation 5 plastique ainsi que l'importance de cette analyse pour l'a dynamique de la turbine. Les contraintes thermiques qui s'exercent au niveau de la surface du rotor et, en particulier, au niveau des gorges-ménagées dans cette surface sont importantes parce que c'est à cet endroit que les gradients de température du rotor causés par les 10 variations de la température de la vapeur environnante provoquent les contraintes thermiques maximums dans le rotor ainsi que la déformation plastique et thermique maximum également. Les contraintes thermiques dans le logement contenant le rotor sont importantes principalement pendant une mise en route à froid et dans des con-15 ditions analogues car les charges transitoires centrifuges et -thermiques combinées peuvent-alorssdevenir excessives à moins que la conduite de la turbine soit confinée entre des limites. Les contraintes thermiques superficielles du rotor et la déformation thermique plastique sont très sensibles près de la ré-20 gion de la chambre à action parce que c'est à cet endroit qu'elles atteignent leurs valeurs maximums à la suite des variations maximums de la température ambiante de la vapeur. Pour déterminer ces contraintes et/ou ces déformations à la surface du rotor, il faut déterminer la température de la surface du rotor près de la région 25 de la chambre à action. On détermine la température de la surface-du rotor, comme décrit plus haut, à partir de la température de la vapeur contenue dans la chambre à action Tj et de la transmission de la chaleur au niveau de la surface du rotor. Comme la transmission de la chaleur entre la vapeur contenue dans la chambre à ac-30 tion et la surface mobile du rotor est très élevée pour des vitesses élevées de la turbine, la température superficielle du rotor Tg est en substance égale à la température de la vapeur T-j. dans la chambre à action sauf pendant la mise en route et la mise au . repos dans des conditions de débit et de pression de vapeur rela-35 tivement faibles et dans des conditions de vitesse de rotation peu élevées. La température de la vapeur Tj dans la chambre à action peut à son tour varier largement avec le débit de la vapeur d'admission même si l'enthalpie de la vapeur d'admission est maintenue constante. ^0 En ce qui concerne la section à pression intermédiaire 12221 17 2006556 22 de la turbine 10, la transaission de la chaleur au niveau de la surface du rotor est inférieure k celle qui se produit dans la section à haute pression 20 aux divers régimes de la turbine en raison de la densité et de la pression réduites de la vapeur. 5 Pour calculer les' contraintes thermiques dans le logeaient du rotor, on base la détermination de la température de la surface du rotor,dans la région d'admission de vapeur de la section k pression intermédiaire 22,sur la température de la vapeur mesurée à la pression d'admission et sur la transmission de chaleur va- -10 riable et réduite au niveau de la surface IP du rotor. Le coefficient de transmission de la chaleur IP est une fonction prédéterminée de la vitesse de la turbine semblable à la fonction indiquée plus loin pour la transmission de la chaleur HP au niveau de la surface HP du rotor. De plus, la transmission de la chaleur I? est 15 de préférence déterminée en fonction du débit de la vapeur IP et éventuellement de la densité de la vapeur IP ou de se pression, c'est-à-dire que (K,.g)jp = f(Wg, SF, Pjp) WS = vitesse réelle de la turbine, SF = débit de la vapeur IP et P^-p = pression de la vapeur IP. Des détecteurs appropriés sensibles à la pression et 20 au débit de la vapeur(non représentés de manière spécifique) sont utilisés dans le bloc 78 pour procurer les données de débit et de pression IP nécessaires pour le calcul de Kjg* Pratiquement, la relation existant entre la température dans la chambre à action et les conditions de la vapeur d'admis-25 sion est représentée à la Fig. 5 pour une grande turbine à vapeur O conçue pour une pression de la vapeur d'admission de 168 kg/cm et une température de la vapeur d'admission de 538°C. Une fois que l'enthalpie de la vapeur d'admission a été déterminée à partir de la pression et de la température de la vapeur d'admission, la 30 température Tj de la vapeur dans la chambre à action est lue à partir de l'intersection des valeurs de l'enthalpie de la vapeur et du débit de la vaofur. On peut déterminer les contraintes qui s'exercent à la surface du rotor, comme décrit dans l'article précité de Berry et 35 Johnsson. En bref, les fonctions de chauffage et de refroidissement transitoires discontinuas et les fonctions de chauffage et de refroidissement transitoires linéaires de la variation de température de la vapeur ambiante sont extrêmement intéressantes car ce sont celles que l'on rencontre le plus couramment et des prin-*f0 cipes de superposition peuvent être utilisés pour créer 12221 2006556 18 des facteurs transitoires spéciaux à partir de ces fonctions. De plus, la contrainte thermique superficielle est proportionnelle à la différence entre la température superficielle Tg du rotor et le volume du rotor-température moyenne T. Comme décrit plus en 5 détail plus loin, la mise en oeuvre du calculateur à programme suppo se, de préférence, le calcul de la déformation superficielle Es du rotor qui est proportionnelle à la. différence entre Tg et T. • Pratiquement, avec un chauffage ou un refroidissement dis-continus des contraintes superficielles maximums transitoires se 10 produisent dans le rotor au moment zéro ou à un moment proche de celui-ci et ce chauffage est proportionnel à la valeur de la variation de température ambiante. Les contraintes superficielles vont en décroissant à partir de la valeur de crête au moment zéro à mesure que les températures internes du rotor s'approchent de la tem-15 pérature superficielle du rotor à des vitesses dépendant des dimensions de la géométrie du rotor en substance cylindrique et de ses propriétés thermiques. Pour le facteur transitoire de chauffage ou de refroidissement linéaire, la contrainte thermique superficielle est initialement égale à zéro, et elle augmente avec la différence 20 entre- Tg et T, c'est-à-dire à mesure que le taux de variation de la température superficielle devance le taux dé variation de la température interne.- Comme le processus transitoire linéaire se poursuit,un-état est atteint finalement dans lequel la variation des températures superficielles et internes progresse. 25 à la même allure. Cet état est appelé état quasi permanent avec une différence constante entre Tg et T et une contrainte thermique superficielle constante du rotor dépendant de la variation de la température ambiante. Dans un cas type de variation de la charge d'une turbine 30 à vapeur de centrale électrique, le processus transitoire linéaire se termine à une valeur finale de la température ambiante et permanente de la vapeur au moment où la variation de charge désirée a été effectuée. Habituellement, ce facteur transitoire se termine avant que soit atteint l'état quasi- permanent. La diffé-35 rence entre Tg et T est donc maximum au point de terminaison habituel du facteur transitoire linéaire pour déterminer la contrainte thermique superficielle maximum pour ce facteur transitoire. La contrainte maximum dépend de la vapeur et de la vitesse de variation de la température ambiante de la vapeur et, pour des va-*+0 riationstres rapides, on se rapproche du cas limite du facteur 12221 2006556 19 transitoire discontinu» Pour bien comprendre le comportement cyclique de la contrainte thermique et de la déformation plastique thermique au niveau de la surface du rotor, on se référera à la Fig. 6 qui est 5 un graphique de temps de la température de la vapeur d'admission, de la température Tj de 'la vapeur dans la chambre à action, de la température Tg de la surface du rotor, de la température T-g du logement du rotor et de la température moyenne-volume de rotor T couvrant la mise en route et la mise en charge d'une grosse turbine 10 à vapeur de centrale électrique de 58,5 cm de diamètre tournant à 3600 tours/minute. Le rotor est initialement à 20lfoC et de la vapeur d'admission à 399°C est disponible au moment de la mise en route. Après étranglement et détente, la vapeur d'admission'atteint la chambre à action à 27VC et le rotor est soumis à un chauffage 15 transitoire et discontinu présentant une caractéristique linéaire continuependant la période de mise en route. Pendant la période de mise en route, la réponse de température de la.surface du rotor indiquée par la courbe 130 est lente en raison de sa faible conductance superficielle aux basses vitesses et de la près™ 20 sion inférieure à la pression atmosphérique régnant dans la chambre à action. La réponse de température du logement du rotor indiquée par la courbe 132 est encore plus lente. Cétte réponse de la température moyenne-volume T est indiquée par la courbe 13'+• Juste avant d'atteindre la vitesse synchrone, la tempé-25 rature de la vapeur Tj dans la chambre à action tombe par suite d'une commutation sur une admission partielle parce -que la régulation est transférée des valves d'étranglement aux valves de régulation. Si le réglage de la synchronisation et de la misa en charge initiale s'effectue par une valve de dérivation de la turbine, 1b 30 chute de température de la vapeur se produit plus tard avec un effet plus prononcé sur la température superficielle du rotor ai} cours d'une commutation sur une admission partielle. Après synchronisation, la température da la vapeur d'admission peut monter rapidement à mesure que -le débit de la vapeur 35 augmente et que l'allure de la combustion s'accroît lorsqu'une charge de 5cp est appliquée à la turbine. La température superficielle du rotor est,à ce moment,presque égale à la température Tj de la vapeur dans la chambre à action, la conductance superficielle accrue correspondant à un débit et à une pression plus élevés ■+0 de la vapeur ainsi qu'à une vitesse de rotation accrue du rotor. 69 12221 2006556 20 Dans ce cas, une charge de 5% est retenue jusqu'à ce que la montée de la température de la.vapeur d'admission se stabilise et. que la charge soit ensuite appliquée approximativement k.une vitesse uniforme à mesure que la vapeur d'admission est amenée à sa tem-5 pérature nominale. La charge augmente par conséquent et transmet un facteur de chauffage linéaire transitoire au rotor de la turbine. Dans ce cas, la réponse de la température du rotor atteint l'état quasi permanent, pendant la période de mise en charge. L'importance du cyclage au rotor soumis à des contrain-10 tes thermiques et à des déformations plastiques, pendant les variations de régime et/ou de charge de la turbine ou, de manière plus générale, pendant les variations du débit de la vapeur d'admission de la turbine et/ou de l'enthalpie, sont les résultats des détériorations cumulatives par fatigue du rotor. La Fig. 7 représente un 15 cycle journalier type à "dessus plat" de la température T-j. de'la vapeur dans la chambre à action, de la température superficielle du rotor Tc et de la température moyenne-volume du rotor T dans une grosse turbine à vapeur de centrale électrique,-à là suite de la variation de la charge de la turbine, par 'exemple celle causée par 20 un fonctionnement de jour à pleine charge et un fonctionnement de nuit à charge fractionnelle. En raison de la variation cyclique de ia température superficielle du rotor produite par les facteurs transitoires de chauffage et de refroidissement appliqués au rotor de la turbine., 25 les fibres de la surface du rotor subissent un cyclage à hystérésis d'effort-déformation qui dépend en partie des propriétés delà matière du rotor qui peut être, par exemple, l'allifjge d'acier classique Cr-Ko-7 constituant la matière du rotor. Ainsi, une mise sous contrainte thermique par compression se produit dans la gamne 30 de déformations plastiques pendant la fraction 136 du cycle de chauffage, une mise sous contrainte thermique résiduelle se produit pendant la fraction 138 du cycle, uns mise sous contrainte thermique par traction, dans la gamme de déformation plastique , se produit pendant la fraction 1^0 du cycle -de refroidissement et 35 une nouvelle mise sous contrainte thermique résiduelle se produit pendant la fraction 1^2 du cycle. La largeur de ls boucle à hystérésis d'effort-déformation ainsi formée représente la déformation plastiqua pour le cycle. Avec certaines petites variations à long terme du débit de la vapeur d'admission et/ou de l'enthalpie de *+0 la vapeur, la limite des contraintes élastiques ne semble pas de 12221 2006556 21' voir être dépassée par la variation de la température de la va-: peur et la déformation plastique de la surface du rotor disparaît presque entièrement. Cependant, la majeure partie du cyclage de la turbine .implique une déformation plastique» 5 D'autres diagrammes de températures cycliques de la sur face du rotor produisent des boucles à hystérésis semblables et des déformations plastiques cycliques correspondantes de la surface du rotor. Dans les turbines de centrale électrique, un autre diagramme de températures cycliques de la surface du rotor est une 10 courbe en substance sinusoïdale produite par la régulation de fréquence qui est effectuée. La Fig. 8 représente un graphique de capacité de résistance cyclique à la fatigue pour des cycles de' température de la surface du rotor à partie supérieure plane comme sur la Fig. 7* Ce 15 graphique montre le nombre de cycles de déformation plastique nécessaires dans des conditions de travail variables pour faire apparaître des fissures dans les gorges d'un rotor de 58^ cm de diamètre tournant à 3600 tours/minute et calculé géométriquement de manière à présenter une capacité de résistance élevée au cycla-20 ge thermique. Les rotors de plus grand diamètre impliquent une inertie thermique accrue et, par conséquent, une échelle de temps d'une longueur supérieure à celle représentée à la Fig. 8. Le cycle de température de la surface du rotor à partie supérieure plane associé au graphique de capacité de résistance à 25 la fatigue est représenté par la courbe idéale indiquée dans la partie supérieure de la Fig. 8. 3n général, un chauffage linéaire a lieu pendant une période Zit à partir d'une première température de régime permanent de la surface du rotor, une égalisation et un maintien à température ont lieu à une seconde température de régime 30 permanent de la surface du rotor égale à la température de régime permanent initiais r>lus /S Tc, un refroidissement linéaire a lieu D ' pendant une période de temps At, et une égalisation suivie d'un maintien à température ont lieu à la première température de régime permanent delà surface du rotor. Les degrés et les vitesses de 35 chauffage et de refroidissement sont rendus égaux pour la simplicité bien que, dans l'application générale de la présente invention, ces quantités puissent être variables» Pour utiliser le graphique représenté à la Fig. 8, on détermine la variation dë température Aj-c de la surface du rotor et les intervalles de chauffage et de •+0 refroidissement A.t, et on lit sur les courbes T-fV le nombre de 12221 2006556 cycles M nécessaires pour produire une fissuration du rotor par fatigue. De jaême, on peut déterminer N à partir des courbes de lieu 146 à condition de connaître la vitesse de variation de la température de la surface*du rotor et de l'appliquer dans l'interval-5 le At. L'établissement du graphique de la Fig. 8 à partir de propriétés de résistance analogues de la matière du rotor et à partir d'une détermination des contraintes cycliques du rotor est décrit dans l'article de Berry et Jo-hnsson précité. Des graphiques 10 semblables peuvent être établis pour la capacité de résistance cyclique à la fatigue vis-à-vis d'autres sources de détérioration par fatigue,c'est-à-dire d'autres courbes de température de la surface du rotor, telles que des courbes sinusoïdales. On détermine la détérioration par fatigue à partir de 15 plusieurs graphiques de capacité de résistance cyclique à la fatigue en identifiant d'abord le type de cycle, c'est-à-dire à dessus plat, sinusoïdal, etc., puis en déterminant la capacité de résistance à la fatigue î) du cycle à partir des graphiques de capacité de résistance à la fatigue correspondants sur la base de va-20 leurs particulières de la variation de la température superficiel-lé du rotor et de la vitesse de cette variation ainsi que de la durée des facteurs de température transitoires ou de leurs équivalents. On détermine ensuite la détérioration par cycle l/î). La détérioration par fatigue cumulative est égale à la somme des va-25 leurs pour 1/N pendant toute la durée d'utilisation de la turbine. Lorsque la valeur cumulative atteint le chiffre 1, une fissuration doit théoriquement se produire par fatigue dans la surface du rotor de la turbine. La fissuration par fatigue peut donc résulter d'un nombre relativement réduit de grands cycles de détérioration 30 par fatigue, d'un nombre relativement grand de petits cycles de détérioration par fatigue ou de l'une quelconque de diverses combinaisons des différents cycles dë détérioration par fatigue. Selon la technique connue, on détermine la résistance désirée de la turbine à la fatigue par déformation plastique, ainsi 35 que certaines limites fixes dans le programme de supervision ou de régulation qui entravent lefonctionnement cyclique de la turbine de tell'e façon que la détérioration par fatigue cumulative du rotor calculée anticipativement à partir des g-raphiques de capacité de résistance à la fatigue cyclique et le cyclage de la turbine 40 limité ant.icip'ative.nent se conforme de préférence à la longévité 69 12221 2006556 23 de la turbine que l'on désire maintenir. Cornue indiqué plus haut, ce processus n'est qu'approximatif et présente des inconvénients quant à la précision, l'efficacité et l'économie du fonctionnement de la turbine. 5 Pour ce qui est de la mise en oeuvre par calculateur à programme,- on utilise un système programmeur de commande pour faire fonctionner le système de calcul 60. Ce système comprend des " programmes de commande et des programmes auxiliaires ainsi que certains programmes d'organisation classiques qui ont trait à la régu-10 lation interne du fonctionnement du système de calcul lui-même." Ces programmes comprennent : (1) Le programme directeur de priorité - Régit l'utilisation des circuits de l'unité de traitement. En général, il est basé sur une classification de priorité 15 de tous les programmes de commande et d'organisation et de certaines des diverses interruptions. Le programme le plus exigeant ou le programme d'interruption est déterminé et est mis en oeuvre au moment où une variation doit être apportée aux instructions programmées en cours d'exécution» Certains programmes d'interruption 20 s'effectuent en dehors des priorités indiquées plus haut, en particulier lorsqu'une protection de sécurité et/ou une protection des appareils onéreux sont utilisées. (2) Balayage analogique - Exécution périodique pour l'introduction de signaux 25 d'entrée analogiques prédéterminés qui ont été convertis par le -■ système d'entrée analogique 72 et mémorisés dans le registre tampon du système d'entrée analogique. (3) Balayage de contacts d'état - Exécution périodique pour l'introduction de signaux d'en-30 trée de contacts d'état. (4) Programme d' entrée du programmeur - Exécution sur demande pour permettre à l'opérateur d'introduire des informations dans la mémoire du calculateur. (5) Programme de diagnostic - 35 Exécuté lors d'une interruption due à un mauvais fonc tionnement du calculateur. Les programmes de commande du système programmeur ainsi que les programmes associés comprennent : (l) Enregistrement de données -40 Exécution périodique ou sur demande pour imprimer des 69 12221 24 2006556 événements prédéterminés t-ô certaines valeurs de paramètres. (2) Alarme - Exécution périodique et d'interruption de processus pour actionner les dispositifs d'alarme 94 ainsi que d'autres dis-5 positifs du système etv pour superviser et/ou mettre au repos les programmes-déterminant les positions des valves ainsi que d'autres programmes de commande. (3) Visualisation - Exécution périodique et sur demande en vue d'une visuaLi-10 sation (alphanumérique ou graphique) . de certaines valeurs et/ou tendances de paramètres prédéterminés . (4) Programme des valves HP- Exécution périodique pour une régulation de supervision. (5) Programme du système de lubrification - 15 Exécution périodique en vue d'une régulation de super vision. (6) Programmes des dispositifs et des systèmes auxiliaires - Exécution périodique en vue d'une régulation de supervi- 20 sion. (7) Programme de positionnement des valves d'admission de vapeur - . Exécution périodique à des fins de régulation. (8) Sous-programme de confineajent de la charge du rotor de la 25 turbine et des contraintes de déformation thermiques - Agit en tant que partie du programme de positionnement de la valve d'admission de vapeur pour confiner le taux de variation du débit de là vapeur d'admission en vue d'un fonctionnement plus sur, plus prolongé et généralement meilleur de la turbine. 30 (9) Programme de positionnement de la valve de réchauf fage - Exécution après et pendant une demande d'alarme faisant suite à un excès de vitesse. x L'invention concerne,principalement le fonctionnement 35 du sous-programme de la mise en charge du rotor de la turbine et du confinement des déformations et la description spécifique du système programmeur sera, par conséquent, limitée ci-après au programme de positionnement de valve et au sous-programme de confinement inclus pour le rotor. Des schémas synoptiques comprenant 40 certains algorithmes sont représentés aux Fig. 9 et 10 et illustrent 12221 25' 2006556 le contenu logique de base du -programme de positionnement de la valve d'admission de vapeur indiqué par la référence 145 et du sous-programme de ccnfinsment indiqué par la référence 15o. Les programmes réels introduits dans le système de régulation à calcu-5 lateur 60 sont codés en langage machine à partir de schémas synoptiques plus détailles qui sont à leur tour dérivés des schémas synoptiques représentés. Avant la mise en route, la turbine 10 est entraînée par un moteur à la vitesse du mécanisme de rotation correspondant à 10 environ 2 tours/minute pour réduire au minimum le"couple d'arrachement" et maintenir la rectitude de l'arbre. Pour faire démarrer la turbine 10, on envoie un signal de démarrage au calculateur 62 à l'aide de la commande manuelle 68. Le système programmeur permet la mise en route si les facteurs logiques de liaison 15 prédéterminés sont satisfaits, par exemple si le système générateur de vapeur fonctionne normalement, si la pression, d'admission de la vapeur est à la valeur requise, si les disjoncteurs de puissance sont ouverts, si les valves d'admission de vapeur de la turbine sont dans leurs positions de démarrage, si" le circuit de flui-20 de à haute pression fonctionne normalement, etc. Après la mise en route, le programme de positionnement de la valve de vapeur 145 est exécuté périodiquement, par exemple, toutes les secondes pour produire des signaux de positionnement des valves de vapeur visant à amener d'abord la turbine 10 à sa vi-25 tesse synchrone, puis à régir la charge de la turbine. Comme indiqué par le bloc 147, la correction de régime de la turbine dg exécutée par réaction est déterminée à partir du produit du gain g et de A.S qui est la différence entre une vitesse de référence et la vitesse réelle Wg. Dans ce cas-ci, la vitesse 30 de référence assure approximativement une variation du régime - de la turbine entre des limites dynamiques prédéterminées et elle est déterminée à partir d'une courbe de aise en route (ou d'arrêt)mémorisée par le calculateur et concernant le régime de la turbine par rapport au temps. Le gain g correspond à la régu-35 lation de vitesse désirée pour le système. La régulation de vitesse g peut être, par exemple, de 3%} c'est-à-dire que 3$ de survitesse,lorsque la turbine est à pleine charge,provoquent la fermeture coaplète des valves d'admission de vapeur 25 de la turbine. La forme numérique de la correction de vitesse dg prend donc la 40 forme d'un pourcentage et, comme tel, elle est avantageuse dans le 12221 2006556 26' mode de régulation de la charge. Lorsque le système de calcul 60 se trouve dans le mode de démarrage ou d'arrêt, le bloc-programme 148 dirige l'exécution du programme vers le bloc 150 qui détermine une demande de position-5 nement de valve correspondant à une vitesse maximum Dg,^ qui caractérise de façon dynamique le système de régulation en imposant une limite à la vitesse à laquelle le débit d'admission de la vapeur dans*la turbine peut être modifié pour régler le régime de la turbine. Afin de limiter la vitesse de variation de régime de la tur-10 bine, la demande Dgjj agit effectivement comme un dispositif de réglage par réaction sur le régime de référence wR qui implique un confinement dynamique positif, mais seulement approximatif. Si la turbine 10 fonctionne déjà à une vitesse synchrone, • le bloc-programme 148 dirige l'exécution du programme vers le bloc 15 152 où la demande de charge calibrée au point de vue vitesse est déterminée à partir de la référence de charge 70 ou D^. Le bloc 154 détermine ensuite une demande de positionnement de valve correspondant à une variation maximum de la charge IXj qui caractérise de façon dynamique le système de régulation en confinant l'allure 20 à laquelle le débit d'admission de la vapeur dans la turbine peut être modifié pour régler la charge de la turbine. Pour limiter l'allure de la variation de la charge de la turbine, la demande de confinement se comporte effectivement comme une limitation dynamique par réaction agissant sur la boucle de régulation de la 25 charge qui, dans sa forme d'exécution préférée, est une boucle de régulation à action positive. Les blocs 150- et 154 contiennent certaines opérations d'exécution communes et constituent le sous-programme de charge et de confinement de la déformation du rotor de la turbine 156 qui est représenté schématiqueœent plus en détail 30 à la Fig. 10. Dans le mode de régulation de vitesse de mise en route et d'arrêt, la demande de positionnement de valve de vapeur totale Dg est déterminée dans une boucle de réaction de vitesse fermée et est égale à une fonction prédéterminée d§ dg ou est confinée par 35 Dg-,j dans des conditions de charge du rotor ou de déformation thermique prédéterminées. Dg^ peut être une variable numérique, et dans ce cas, elle permet de préférence une variation progressive de ou fait cesser cette variation lorsque le confinement " de la variation de vitesse doit être imposé. Le déplacement de la 40 valve d'admission de vapeur est alors déterminé par un écart de 12221 27 2006556 vitesse basé sur une valeur de vitesse de référence fixe jusqu'à ce que le confinera en t soit supprimé . Le fait de déterminer signifie en fait que l'on rend Dg égal à la fonction prédéterminée d„. w-rt étant maintenu constant. 5 De même, dans le- mode de régulation de la charge, la de mande de position totale des valves d'admission de vapeur Dç est déterminée dans le bloc 157 à partir de DR ou elle est confinée par dans des conditions de charge du rotor ou de déformation thermique prédéterminées, plus spécifiquement lorsque D^ est supérieur à D^. On 10 détermine de préférence Dc à partir d'une caractérisation statique dans la boucle de régulation de charge, à action positive et Dc subit ensuite un calibrage de charge qui le transforme en Dpc sur la base d'un écart de pression dans la. chambre à action apparaissant dans le bloc 158. En général, la caractérisation statique dans 15- le bloc 157, détermine le positionnement total des valves d'admission de vapeur requis pour satisfaire la demande D^ ou D^ si DL est sous confinement. Le bloc 158 corrige toute caractérisation mineure ou tout autre écart par son action d'ajustage. La demande de positionnement de valve totale Dg ou Dpç 20 est répartie entre les valves d'admission de vapeur 25 dans le bloc 160 selon un plan prédéterminé. Les valeurs de consigne numériques respectives déterminant les positions des vaives d'admission sont alors déterminées dans le bloc 162 juste avant l'achèvement du programme. 25 Lorsque le sous-programme de confinement dynamique 156 est exécuté pour déterminer les demandes de positionnement des valves d'admission de vapeur correspondant à une variation de charge maximum ou à une variation de vitesse maximum, pour le bloc 150 ou 154, on commence par déterminer la déformation thermique de la 30 surface du rotor £g dans le bloc 164 (Fig. 10) conformément à l'équation indiquée plus haut. Il est préférable que la déformation thermicue Ec soit l'état theruicue déterminé du rotor sur le-quel une action de régulation ou de supervision doit- être exercée au cours du fonctionnement de la turbine parce qu'il s'agit là de 35 la variable fondamentale qui intervient lors d'une détérioration par fatigue cumulative. Si on le désire, d'autres conditions thermiques du rotor, telles que les contraintes thermiques qui s'exercent dans ce rotor,peuvent être déterminées et traitées afin de calculer des données de supervision ou de régulation. 40 La température superficielle Tg du rotor peut être ren 12221 2006556 due égale à la température détectée Tj de la vapeur dans, la' . chambre à action dans certaines conditions" de justification, c'est-à-dire lorsque lé facteur de transaission de la chaleur KjS,au niveau de là surface du rotor,a une valeur élevée ap-5 propriée. Ceci peut être le cas pour la plupart des cycles d'une turbine à vapeur de centrale électrique, tels que ceux, représentes à la Fig. 7 ainsi que pour la plupart des autres cycles analogues. Pour des périodes de fonctionnement pendant lesquelles la transmission de chaleur entre la .vapeur et le rotor est trop faible 10 pour justifier l'égalité de Tg et de Tj et pendant lesquelles on désire une précision élevée, par exemple, pendant la mise en route et la mise au repos de la tiirbine 10 ou pendant des périodes de fonctionnement normales dans d'autres applications de turbine impliquant • une variation de vitesse, la température Tg de la surface du rotor 15 peut être déterminée automatiquement en fonction de variables comprenant la 'température de la vapeur dans la chambre d'action et le coefficient de transmission de la chaleur de la vapeur ambiante au rotor Kjg. La tr&nsaissipn de chaleur à partir de la surface du rotor HP est de préférence déterminée selon une fonction prédéterminée de 20 la vitesse du rotor, c'est-à-dire que (Kjg)jjp = f(wg) et la température superficielle du rotor est calculée à partir de la température de la vapeur ambiante Tj et à partir de la valeur calculée pour Kjg de la façon décrite plus loin. Dans le mode de régulation . de charge, K-j-g calculé à partir de f(v.rg) doit normalement être en 25 substance constant et sa valeur doit être suffisante pour eue Tc• * W soit égal à Tj. En général, la transmission de chaleur superficielle dépend principalement de la vitesse de la turbine et du débit de la vapeur et, en second lieu, de la pression de la vapeur et/ou de sa densité ainsi que d'autres quantités thermodynamiques. C'est 30 à partir de cette généralisation que l'on détermine les fonctions préférées (Kjg) gp et (Kjs)xp* Le-bloc 164 sert à déterminer le volume du rotor-température moyenne T. Cette opération est basée sur l'analyse transitoire du gradient thermique d',un cylindre standard décrite dans un 35 article de G.M. Dusinbene intitulé "Kumericaï Analysis of Heat Flow" publié en 1949 par McGrav-Hill. En substance, le rotor est • divisé mathématiquement en un nombre présélectionné d'anneaux successifs de longueur radiale égale et numérotés radialement vers l'intérieur. Les anneaux correspondants présen-40 tent des capacités thermiques respectives C^ ... Cn et des con- 12221 29 2006556 ductarices de transmission de chaleur interanmilaires correspondantes ^-(n _ x) (n) associées à chacun d'eux. Des équations contenant les capacités thermiques des anneaux ont été établies pour l'écoulement de la chaleur entre la 5 vapeur ambiante et l'anneau de la surface du rotor à travers la conductance thermique superficielle (pellicule) Kjg et entre la première, la seconde et les paires d'anneaux de rotor suivantes par l'intermédiaire des conductances interannulaires respectives., en termes de températures de vapeur et d'anneaux au moment t et des 10 températures des anneaux après un intervalle de temps ^t ou à (tQ + Zit). Dans chacune de ces équations, la température de l'anneau au moment présent (tQ + .At) est résolue en termes des quantités de l'autre équation. La valeur calculée pour Tg est la va-• leur utilisée pour Tg dans le bloc 164. La- relation présente volume 15 du rotor-température moyenne T est calculée à partir des valeurs de la température des anneaux de la façon suivante s 'CiT,. . C T T1 — "C, -K...+ C ± n où = capacité thermique de l'anneau superficiel 20 T^ = température présente de l'anneau superficiel = TS.= f(KiS'Tl) Cn = capacité thermique de l'anneau n Tn = température présente de l'anneau n. Après avoir déterminé T, on soustrait Tg de T et on mul-25 tiplie la différence par le coefficient de dilatation thermique a et par un facteur de concentration des déformations qui rend le calcul applicable au fond des gorges où les déformations thermiques et les contraintes se concentrent. La quantité produite est ensuite divisée par (l - iS ) où P est le rapport de Poisson don-30 nant la déformation superficielle £g du rotor. Si la quantité calculée est la contrainte thermique de surface, Sg plutôt que la déformation thermique de surface Eg, l'équation dans le bloc I64 est modifiée par incorporation du module d'élasticité E comme mu/ tiplicateur supplémentaire de la quantité obtenue par la diffère -35 (T-Tg). De plus, un facteur de concentration des contraintes est utilisé en lieu et place du facteur de concentration des déformations . La déformation de surface Eg déterminée est mémorisée comme indiqué par le bloc 166 et les valeurs de déformation succe.^'-40 ves Eg obtenues à partir des opérations successives du programme son. 12221 2006556 3°' - • 'suivies afin de déterminer "l'activité du cycle de déformation. Seuls les cycles de déformation importants sont de préférence identifiés à l'aide de cette opération .et le bloc 168 calcule la détérioration du rotor par fatigue et là déformation 5 plastique associées à chaque cycle identifié. On effectue le calcul des détériorations en déterminant N (défini plus haut) à partir des données mémorisées des courbes de capacité et de résistance à la' fatigue des cycles une fois que le type de cycle de déformation du rotor et les caractéristiques de'travail du cycle ont été vé-10 rifiés. •* Le bloc 170 sert de système de comptage des détériorations de la surface du rotor dues à l'a fatigue car il ajoute successivement des valeurs de détérioration déterminées pour procurer un total des détériorations par fatigue d'un rotor en rotation. 15 Les dispositifs.de visualisation 81 et 83 font apparaître la déformation de la surface du rotor Eg calculée de'la façon habituelle et la détérioration de la surface du rotor par fatigue accumulée, ces opérations étant provoquées par le programme ou à la demande de l'opérateur. En général, l'efficacité du processus d'ac-20 cumulation de la fatigue pour suivre la détéïioration par fatigue réelle du rotor dépend des normes utilisées pour identifier les cycles de déformation, c'est-à-dire le type de sélection utilisé pour déterminer les cycles qui doivent être comptés comme des cycles générateurs de détériorations et ceux qui ne le sont pas.. 25 Par exemple, dans les turbines à vapeur de centrale électrique, les cycles identifiés peuvent être au nombre de 1 par jour au minimum avec une sélection très grossière et, dans ces applications ainsi que dans des applications analogues, les blocs 168 et 170 fonctionnent très peu souvent. 30 Si on le désire, une boucle de régulation de confinement fermée (non représentée) peut être appliquée à la régulation de base dans un sens de supervision à long terme basé sur la détérioration du rotor par déformation due à une fatigue accumulée, dans le bloc 170. Par exemple, la limite de.déformation ESL du bloc 184 peut 35 être modifiée dans le temps en fonction du total des détériorations calcule. Le détecteur de température de la vapeur contenue dans la chambre à action 54 et le système servant à déterminer la déformation superficielle du rotor Eg et, si on le désire, à enre-40 gistrer et à accumuler les détériorations dues à la fatigue peu- 12221 31 2006556 vent êz.. réalisés séparément sous la forme d'un ensemble d'instruments utiles pour superviser le fonctionnement de la .turbine lorsqu'une régulation de confinement de la déformation dynamique à boucle fermée n'est pas souhaitable. Dans ce cas, la sortie du détecteur 5 sensible à la température de la valeur contenue dans la chambre à action et la sortie du détecteur de vitesse de la turbine sont couplées à un dispositif de calcul approprié susceptible d'exécuter l'opération programmée décrite pour le bloc 164 et, si on le désire, pour les blocs 166, 168 et 170. Le calculateur des in-10 struments peut être un calculateur analogique spécial, un calculateur numérique analogique ou un calculateur numérique. Cette coirtbi-naison d'instruments est particulièrement utile pour des anciennes installations de turbines dans lesquelles une supervision perfectionnée peut être réalisée si l'opérateur connaît les condi-15 tions dans lesquelles s'opèrent réellement la déformation du rotor t et les détériorations du rotor par déformation due à la fatigue» Des groupes d'instruments semblables peuvent être utilisés pour déterminer les contraintes thermiques et/ou les conditions de déformation dans les sections à pression intermédiaire des grosses 20 turbines ainsi que dans des turbines autres que de grosses turbines de centrales électriques. Dans le cas présent, une opération visant à confiner la déformation dynamique de la surface du rotor à l'aide d'un système à boucle fermée est réalisée par exécution du programme 145 25 et du sous-programme 156. Ainsi, après avoir déterminé la défor- ' mation réelle Ea, on détermine une limite de la déformation su-perficielle du rotor Eg-^ dans le bloc 172. Cette valeur peut être une valeur fixe basée sur des considérations de construction et de longévité en service et,dans ce cas-ci, pour la simplicité, 30 elle possède ces caractéristiques. Cependant, en pratique, la limite de déformation Eg^ peut être une valeur déterminée par une fonction prédéterminée ou il peut s'agir d'une valeur choisie dans une table de valeurs dans laquelle chaque valeur correspond à un jeu de conditions déterminables du calculateur. Dans le cas d'une 35 limitation de déformation variable, la détérioration du rotor par déformation due à la fatigue peut être automatiquement accentuée pour diverses conditions de travail pour lesquelles on a déterminé au préalable que le gain général d'un réglage plus rapide de la turbine justifie le prix de la détérioration par fatigue- accrue 4° du rotor. 12221 2006556 32" » Dans les blocs 174 et 176, la charge thermique de la chambre contenant le rotor et la charge centrifuge sont déterminées pour les sections à haute pression et à pression intermédiaire 20 et 22 de la turbine. Dans chaque cas, les contraintes thermiques 5 de la chambre du rotor sont déterminées à partir des gradients de température du rotor causés par un fonctionnement transitoire de la turbine et calculés à partir de la température de la vapeur mesurée et à partir d'autres"données d'une manière semblable au processus du bloc 164 et la contrainte centrifuge est déterminée 10 à partir de données de vitesse de la turbine à l'aide du détecteur de vitesse 52. Le bloc 178 fournit une limite de charge combinée qui est une valeur fixe prédéterminée ou, comme dans le bloc 172, une table des valeurs hiérarchiques correspondant à la charge admissible dans des jeux de conditions de fonctionnement 15 différentes déterminables à l'aide d'un calculateur. / De même, "une déformation à haute pression de la paroi de l'enveloppe est calculée dans le bloc 180 sur la base des lectures de température provenant de détecteurs de température 56 de l'enveloppe. Une limite de déformation fixe ou autre de l'en-20 veloppe est fournie par le bloc 182. Comme les variations de la température de la vapeur dans la chambre à action Tj sont la cause principale des gradients de température imposés du rotor et que ces variations produisent à leur tour une déformation et une contrainte superficielles du 25 rotor, une variation maximum admissible de Tj est déterminée dans le bloc 184- à titre de fonction prédéterminée de la • déformation superficielle Eg calculée dans le bloc 164. Pour imposer une limite à la vitesse de variation de Tj, on limite finalement la vitesse de variation de l'enthalpie de la vapeur d 'admission et/ou, 30 comme dans ce cas, la vitesse de variation du débit de la vapeur d^admission. Dans ce cas, la vitesse de variation maximum admissible (dTj/dt)-(j est rendue égale à une fonction du rapport en pour-cent de la déformation superficielle réelle Eg à la déformation limite Eg^ à partir du bloc 172. 35 En général sijComme c'est habituellement le cas, le con structeur de la turbine a, sur la base de son expérience, assigné ou recommandé des vitesses de variation maximums fixes de Tj correspondant à des vitesses d'échauffement fct de refroidissement maxima, un refroidissement maximum peut être admissible si la sur-40 face du rotor subit une déformation par compression à la suite 69 12221 33 2006556 d'un échauffement transitoire précédent et,de même, un échauffement maximum peut être admissible si la surface du rotor subit une déformation par traction à la suite d'un refroidissement transitoire précédent. Si la surface du rotor est en compression, le 5 degré de cette compression détermine si la vitesse de variation de Tj correspondant à une vitesse d'échauffement maximum ou si une vitesse moindre est requise. Si la surface du rotor est sous traction, l'importance de cette traction détermine si la variation de Tj correspondant à une vitesse de refroidissement maximum ou si 10 une variation-moins rapide est requise. Ces considérations apparaissent à la Fig. 11 qui montre une fonction relativement simple et approximative, mais très • efficace, pour déterminer (dTj/dt)-j dans le bloc I84.. Ainsi, la " courbe en traits pleins 186 correspond à la valeur maximum de 15 (dTj/dt)^ pour 1'échauffement ou à des valeurs croissantes de Tt pour tous les rapports de pourcentage de déformation sous traction et jusqu'à 50$ du rapport de déformation par compression. Lorsque le rapport de déformation par compression est compris entre 50 et 100%, l'accroissement admis de la vitesse de varia-20 tion de Tj descend de façon linéaire vers zéro.De même, la courbe * en traits pointillés 138 correspond à la valeur maximum de (dTj/dt)^ pour le refroidissement ou à des valeurs décroissantes de Tj pour tous les rapports de pourcentage de déformation par compression et pour jusqu'à 50^ du rapport de déformation sous 25 traction. Lorsque le rapport de déformation sous traction est compris entre 50 et 100$, la diminution admise de la vitesse de variation de Tj descend de façon linéairé vers zéro. Dans ce cas, les courbes 186 et 188 se chevauchent dans la région 187. Les parties proportionnelles linéaires des courbes 186 et 188 con-30 stituent en fait une prévision,dans un sens général,que le niveau de déformation existant du rotor, bien que n'étant pas excessif, exige probablement une réduction de la vitesse de variation de la température de la vapeur. D'autres fonctions avec ou sans prévisions caracteristi-35 ques peuvent évidemment être utilisées pour déterminer la vitesse de variation admissible de la température de la vapeur ÏT dans la chambre à action. Ces fonctions peuvent ou non présenter une partie supérieure plane com::ie en 187 "et peuvent ou non présenter une vitesse de variation maximum de la valeur de Tj, comme en 187, 4-0 c'est-à-dire que la vitesse maximum admissible peut présenter des b9 12221 34 2006556 valeurs différentes dans différents jeux de conditions de travail. Si le système régulateur se trouve dans' le.mode de régulation de la charge déterminé dans le bloc 190 et si, après comparaison des résultats des blocs 130 et 182, la déformation de 5 l'enveloppe.est déterminée comme étant trop élevée dans le bloc 192, la valeur maximum de (dT^/dt)^ déterminée dans le bloc 184 est réduite de manière prédéterminée dans le bloc 194» La vitesse de variation présente réelle de Tj est alors déterminée à partir de la température détectée et des données de temps disponibles 10 et est comparée à la valeur maximum admissible et calculée dans le bloc 196. Si la valeur réelle de dTj/dt est égale ou supérieure à la valeur maximum admissible, le bloc- 196 calcule la demande de positionnement des valves de vapeur correspondant à une charge maximum Djj. Si la déformation de l'enveloppe de la turbine est comprise 15 entre les limites fixées, l'exécution du programme se poursuit di-> rectenent du bloc 192 au bloc 196. Lorsque le système de régulation se trouve dans le mode de régulation de vitesse, une détermination est effectuée dans le bloc 19S afin de décider si la déformation, de l'enveloppe est trop 20 élevée d'une manière semblable à celle décrite.pour le bloc 192 et si la charge de la chambre contenant' - le rotor dans la section à haute pression de la turbine ou dans la section à pression intermédiaire est trop élevée sur la base d'une combinaison des déterminations de charge des. blocs 174 et 176 et de la com-25 paraison des combinaisons aux limites déterminées dans le bloc 178. Le calcul de la charge dans la chambre du rotor est inclus dans le mode de régulation de vitesse parce qu'il a une importance spéciale pendont les mises en route à froid et l'équivalent. Si la charge de la chambre ou la déformation de l'enveloppe est excessive, la 30 valeur maximum (dTj/dt)^ déterminée dans le bloc I84 est réduite dans une mesure prédéterminée dans le bloc 200. Comme dans. le. cas de la limitation de la charge, la vitesse de variation présente de Tj est calculée et comparée à la-valeur maximum admissible et calculée (dTj/dt),^ dans le bloc"202. 35 Si la vitesse de variation réelle de la température eât égale ou supérieure à la valeur raaximùm admissible *v # ~ et la charge de 1a. chambre du rotor sont comprises, dans les~limites 40 fixées, le programme est exécuté directement du bloc 198 au bloc 202 69 12221 35- 2006556 Au cours de la détermination de et dans le cas général nrévu r>our Dc^, la vitesse de variation maximum de la tercraé- * * DiU7 rature de la vapeur (dTj/dt)^ est transformée en une demande de positionnementmaxirr.ua des valves de vapeur qui provoque le positionne-5 ment des valves d'admission de vapeur 25 à partir des positions qu'elles occupent,à une vitesse susceptible de faire varier le débit de la vapeur à une allure non supérieure à celle correspondant à la valeur maximum (dTj/dt)^. C'est-à-dire qu'en maintenant la température de la vapeur d'admission et sa pression et, par consé-10 quent, l'enthalpie de la vapeur d'admission en substance constantes dans cette application, on limite la vitesse de positionnement des valves d'admission de vapeur pour empêcher la variation du débit de la vapeur d'excéder une valeur susceptible de forcer la vitesse de variation de la température Tj,dans la chambre à 15 action,à dépasser la valeur maximum (dT^/dt)^. Les valves d'admission de vapeur 25 sont de préférence positionnées suivant des valeurs de consigne avec un gain légèrement surcritique et pour cette raison ainsi que pour d'autres encore, il est préférable que la vitesse de variation de la température de la vapeur dans 20 la chambre dl^/dt soit limitée par la limitation du niveau de la demande de nosition DP ou établie sur les boucles de uosition- O w nement,comme indiqué, plus haut pour le cas présentement décrit. Cependant, si l'on désire utiliser des fonctions spécifiques autres que celles décrites pour les blocs 192 et 202, on peut, à 25 titre d'exemple, utiliser une régulation de gain par boucle dans les boucles de positionnement de valve analogiques locales ou dans des boucles de positionnement de valve de calculateur numérique directes(non représentées) en vue d'imposer des limitations dynamiques directes . au positionnement des valves d'admission de 30 vapeur, puis aux variations de vitesse et/ou de charge de la turbine lorsque la vitesse de variation de la température dTj/dt doit être confinée . A la suite de l'application de l'invention, la conduite de la turbine à vapeur est, en général, améliorée et d'une maniè-35 re plus spécifique, elle est rendue plus précise, plus efficace et plus économique. Lorsque l'invention est incorporée à une boucle de régulation fermée, cette amélioration est encore accentuée. Le système de régulation par calculateur numérique à programme préféré procure de façon économique la capacité nécessaire 40 pour faire fonctionner efficacement le système de régulation. 69 12221 2006556 3 On peut accroître la longévité de la turbine en supervisant et/ou en réglant de façon plus précise la déformation plastique du rotor par fatigue. On réalise cette économie en améliorant simultanément l'efficacité de la régulation du fonctionnement de 5 la turbine visant à satisfaire, les demandes de charge et de vitesse ou les autres variables de fin.lité soumises à régulation.One conduite sous confinement dynamique e;, mieux adaptée à un fonctionnement dynamique optimun ou presque optimum de la turbine, en particulier dans une centrale électrique- et dans des applications ana-10 logues dans lesquelles il est probable que les variations du niveau de fonctionnement de la turbine exigent fréquemment des limites déterminées. L'obtention de conditions optimums est liée, dans un sens relatif, à la manière dont l'opérateur accumule la déformation plastique du rotor due à la fatigue.Le confinement de. 15 la charge de la chambre du rotor et de la déformation de l'enveloo- i pe sont combinés de manière compatible avec le confinement de la déformation du rotor dans la régulation de confinement dynamique. 69 12221 37 2006556 REVENDICATIONS ♦ 1.- Système servant à superviser le fonctionnement ou la conduite d'une turbine à vapeur, caractérisé en ce qu'il comprend un dispositif servant à déterminer la température de la vapeur 5 dans une région prédéterminée en relation de transmission de la chaleur avec une partie présélectionnée du rotor de la turbine, un dispositif pour déterminer la déformation thermique d'au moins une partie du rotor,à titre de fonction prédéterminée de la tempéra» rature de la vapeur dans cette région prédéterminée , un dispositif 10 pour régler les conditions de la vapeur de la turbine dans la région prédéterminée et un dispositif pour confiner le dispositif de réglage de l'état de la'vapeur afin de limiter la vitesse de variation de la température de la vapeur .dans la région prédéterminée en tant que fonction prédéterminée de l'état thermique 15 de la partie du rotor. 2.- Système suivant la revendication 1, caractérisé en ce que le dispositif de réglage des conditions de la vapeur comprend un dispositif propre à régler le débit de la vapeur passant dans la région prédéterminée et le dispositif de coiifineiaent force le dispo- 20 sitif de réglage du débit de la vapeur à limiter la vitesse de va» riation du débit de la vapeur dans la région prédéterminée. 3»- Système suivant la revendication 2j caractérisé en ce que le dispositif de .réglage du débit de la vapeur comprend des val~ ves d'admission de vapeur et un dispositif pour positionner les vai-25 ves de vapeur, le dispositif de confinement étant prévu.peur forcer le dispositif positionneur de valve à limiter la vitesse de variation du débit de la vapeur dans la région prédéterminée. *+.- Système suivant la revendication 3, caractérisé en ce o que la turbine à, vapeur est une turbine d'une grosse centrale é-30 lectrique, la région de vapeur prédéterminée est la chambre à action de la turbine, le dispositif positionneur de valve forme une boucle de positionnement, le dispositif de réglée du débit de la vapeur comprend en outre un dispositif servant à déterminer la demande de positionnement "de la valve de vitesse pour la boucle de position-35 nement dans un mode de régulation de vitesse, un dispositif pour -déterminer la demande de positionnement de 3a valve de charge pour la boucle de positionnement dans un mode de régulation de charge et le dispositif de confinement force l'un des dispositifs servant à déterminer la demande de positionnement et à positionner une valve", à limiter la *t0 vitesse de variation du débit de la vapeur dans la chambre à action. 12221 2006556 38 ' 5.- Système suivant l'une quelconque des revendications 1 à caractérisé en ce que la déformation thermique est déterminée à partir d'une comparaison entre l'état thermique momentané et uns limite prédéterminée de l'état thermique et le dispositif servant à déterminer la déformation thermique comprend un dispositif pour détecter la vitesse de la turbine et un dispositif pour détecter la température de la surface du rotor. 6.r Système suivant l'une quelconque des revendications 1 à caractérisé en ce que des moyens sont prévus pour déterminer 10 la déformation plastique thermique générale du rotor par fatigue selon une fonction prédéterminée de l'état thermique de la dite par tie du rotor. 7»- Système de conduite de turbine à vapeur, suivant la revendication 6, caractérisé en ce que des moyens sont prévus pour 15 accumuler des enregistrements de la déformation plastique du rotor due à la fatigue. 8.- Système de conduite de turbine à vapeur suivant l'une quelconque des revendications 1 à 7? caractérisé en ce qu'un dispositif est prévu pour déterminer la charge thermique et la charge 20 centrifuge correspondante de l'arbre du rotor au moins pour une par tie prédéterminée du rotor, et des moyens sont prévus pour déterminer la charge de l'arbre du rotor c'est-à-dire la charge thermique et la charge centrifuge, les informations concernant ces charges étant transmises au dispositif de confinement. 25 9.- Système suivant l'une quelconque des revendications 1 à 8, caractérisé en ce que les dispositifs de détermination, de réglage et de confinement comprennent un système de calculateur numérique a programme. 10— Système suivant la revendication 9} caractérisé en ce 30 que l'état thermique de la surface du rotor est déterminé à partir de la quan- * Tt Qd, * tité YZt/ " V TS es^ température de la surface du rotor, T est le volume du rotor - température moyenne, a est^le coefficient de dilatation thermique, iJ le rapport de Poisson, un facteur de concentration et Tg une fonction prédéterminée'de la 35 température de la vapeur dans' la chambre à action. 11,.- Système suivant la revendication 9 ou 10, caractérisé en ce qu'un système programmeur est prévu pour faire fonctionner le système à calculateur numérique, le systèmé programmeur comportant dans sa mémoire au moins un état thermique prédéterminé d'au ^•0 moins une partie du rotor à titre de fonction prédéterminée de la 69 12221 39. 2006556 température de la vapeur, et des actions de confinement destinées être appliquées aux variations de position de la valve de vapeur à titre de fonction prédéterminée de l'état thermique du rotor. 12.- Système suivant la revendication 11, caractérisé en 5 ce que l'état thermique du rotor est fonction du rapport de l'état thermique de la surface du rotor à une limite prédéterminée de i?é tat thermique de la surface du rotor.. 13— Système suivant la revendication 12, caractérisé en ce que 3e confinement est une fonction constante du rapport de l'é-10 tat thermique de la surface du rotor dans une gamme prédéterminée entre ses valeurs de compression et de traction et le confinement est inversement proportionnel à la valeur du'rapport de l'état thermique de la surface du rotor pour des valeurs de compression et de traction supérieures à celles qui déterminent la gamme de 15 fonction constante du rapport. ■