超臨界汽輪機紅套環高壓內缸開裂的強度有限元分析及運行對策

鄧志成， 史進淵

(上海發電設備成套設計研究院，上海 200240)

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超臨界汽輪機紅套環高壓內缸開裂的強度有限元分析及運行對策

鄧志成， 史進淵

(上海發電設備成套設計研究院，上海 200240)

介紹了某型號超臨界汽輪機紅套環高壓內缸強度有限元分析方法，對紅套環高壓內缸額定負荷穩態工況以及冷態啟動、溫態啟動、熱態啟動和極熱態啟動等瞬態工況進行了強度計算與分析，得出了紅套環高壓內缸額定負荷穩態工況和瞬態工況下的溫度場分布和最大應力比，并提出了該汽輪機的優化運行措施.結果表明：紅套環高壓內缸開裂部位瞬態工況下的應力過大是產生裂紋的主要原因之一；推薦的優化運行措施包括該汽輪機應多帶基本負荷，減少機組啟停次數，降低啟動過程中負荷在29%～56%內主蒸汽的升溫率，特別應降低負荷在53%～56%內主蒸汽的升溫率.

汽輪機； 高壓內缸； 紅套環； 結構強度； 有限元分析

隨著技術的發展，火電機組的容量不斷增大，進汽參數也隨之提高.傳統法蘭結構的高壓內缸無法為內缸中分面提供所需的密封載荷，已經不能滿足汽輪機向更大容量發展的需要[1]，而帶有紅套環的高壓內缸具有高效、可靠以及較低轉子應力等優點而受到越來越多的關注[2]，可是由于國內紅套環高壓內缸的設計研究起步晚，缺少數據，亟需對已運行的帶有紅套環結構的高壓內缸機組進行穩態工況與瞬態工況下的強度計算分析，為新機組的設計提供依據.

某型號超臨界600 MW汽輪機采用紅套環高壓內缸，運行10年后，發現高壓內缸外表面發生整圈圓周向裂紋，裂紋深度達到5～10 mm，經過裂紋車削、補焊等措施之后又運行了10年.汽輪機的高壓內缸屬于耐用件，承受高溫高壓蒸汽，裂紋產生與擴展的后果十分嚴重.筆者對該汽輪機帶有紅套環的高壓內缸進行額定負荷穩態工況與瞬態工況下的強度計算，分析高壓內缸開裂的原因，為防止高壓內缸裂紋擴展和結構改進設計提供技術依據.

1 汽輪機的蒸汽參數和啟動曲線

1.1 汽輪機的蒸汽參數

該汽輪機高壓內缸的進汽溫度為538.0 ℃，進汽壓力為24.2 MPa，第1級靜葉前溫度為534.1 ℃，壓力為23.3 MPa.該高壓內缸共有21級靜葉，額定負荷穩態工況下，這21級靜葉前溫度t0、壓力p0以及動葉前溫度t1、壓力p1見表1，這些參數主要用來計算高壓內缸的傳熱系數和穩態溫度場.

1.2 汽輪機的啟動曲線

紅套環高壓內缸在啟動過程中，主蒸汽壓力、主蒸汽溫度及功率隨時間的變化曲線如圖1～圖4所示，這些曲線用于計算瞬態工況下紅套環高壓內缸的瞬態傳熱系數和瞬態溫度場.

圖1 高壓內缸的冷態啟動曲線

2 力學模型和評價判據

2.1 應力分析的關鍵部位

高壓內缸分為上、下2個半缸，中分面與水平面的夾角為45°，高壓內缸的外表面套有7道紅套環，其編號分別為A～F及M，其中紅套環A和M分別位于主蒸汽進汽管的兩側，其位置如圖5所示，紅套環與高壓內缸為過盈配合，其過盈量列于表2.高壓內缸的材料為ZG15Cr1Mo1V，紅套環的材料為12Cr1Mo1VNbTib.

表1 高壓內缸各級的蒸汽參數

圖2 高壓內缸的溫態啟動曲線

紅套環高壓內缸產生裂紋部位的位置見圖6.從圖6可以看出，產生裂紋的部位出現在高壓內缸的外表面，位于主蒸汽進汽管與紅套環A之間的結構突變部位(即部位A).

圖3 高壓內缸的熱態啟動曲線

圖4 高壓內缸的極熱態啟動曲線

圖5 紅套環高壓內缸的結構簡圖

紅套環編號ABCDEFM過盈量/mm0．6650．6700．6650．6900．6300．6650．660

圖6 應力分析的關鍵部位示意圖

2.2 力學模型

建立三維有限元計算力學模型，高壓內缸內表面(即高壓內缸內表面的靜葉根部、高壓內缸表面光滑段、汽封部位、進汽管道內表面、抽汽腔室和抽汽管道內表面等)以及高壓內缸外表面選取與蒸汽強制對流換熱的第三類邊界條件來計算高壓內缸的溫度場[3].

在應力場的計算中，高壓內缸內表面和外表面施加相應的蒸汽壓力，在高壓內缸力學模型的各節點上輸入節點溫度場的計算結果，得出包括熱應力和蒸汽壓力的復合應力計算結果.

2.3 汽缸的強度設計判據

根據文獻[4]～文獻[7]，高壓內缸有限元計算分析中額定負荷穩態工況下的強度設計判據如下：

(1)

高壓內缸有限元計算分析中瞬態工況下的強度設計判據如下：

(2)

式中：σeq3為瞬態工況下表面的等效應力，MPa.

3 溫度場有限元計算結果

3.1 額定負荷穩態工況下溫度場的有限元計算結果

圖7為紅套環高壓內缸額定負荷穩態工況下的溫度場云圖.從圖7可以看出，在額定負荷穩態工況下，高壓內缸最高溫度為534.58 ℃，隨著蒸汽的不斷做功，從調節級往后，蒸汽溫度逐級降低，到高壓內缸的排汽部位，高壓內缸溫度降至接近于排汽的溫度.

圖7 紅套環高壓內缸額定負荷穩態工況下的溫度場云圖

3.2 瞬態溫度場有限元計算結果

圖8為紅套環高壓內缸冷態啟動工況下20 400 s時的溫度場云圖，圖9為紅套環高壓內缸溫態啟動工況下9 600 s時的溫度場云圖，圖10為紅套環高壓內缸熱態啟動工況下600 s時的溫度場云圖，圖11為紅套環高壓內缸極熱態啟動工況下600 s時的溫度場云圖.由于紅套環與高壓內缸之間有接觸熱阻，與高壓內缸相比，紅套環的升溫速度較慢.

圖8 紅套環高壓內缸冷態啟動工況下20 400 s時的溫度場云圖

Fig.8 Transient temperature field in the cylinder at 20 400 s of cold start process

圖9 紅套環高壓內缸溫態啟動工況下9 600 s時的溫度場云圖

Fig.9 Transient temperature field in the cylinder at 9 600 s of warm start process

圖10 紅套環高壓內缸熱態啟動工況下600 s時的溫度場云圖

Fig.10 Transient temperature field in the cylinder at 600 s of hot start process

4 應力場有限元計算結果

4.1 紅套環高壓內缸開裂部位額定負荷穩態工況下的應力計算結果

部位A在額定負荷穩態工況下的應力比為0.61，該值<1，根據式(1)的判據可知，部位A在額定負荷穩態工況下的強度設計合格.

圖11 紅套環高壓內缸極熱態啟動工況下600 s時的溫度場云圖

Fig.11 Transient temperature field in the cylinder at 600 s of very hot start process

4.2 紅套環高壓內缸開裂部位瞬態工況下的應力計算結果

圖12 紅套環高壓內缸部位A瞬態工況下的最大應力比

圖13 冷態啟動工況下負荷和部位A的應力比隨時間的變化曲線

Fig.13 Time varying curves of load and stress ratio at point A in cold start process

4.3 紅套環高壓內缸開裂部位應力分析結果

圖14 溫態啟動工況下負荷和部位A的應力比隨時間的變化曲線

Fig.14 Time varying curves of load and stress ratio at point A in warm start process

圖15 熱態啟動工況下負荷和部位A的應力比隨時間的變化曲線

Fig.15 Time varying curves of load and stress ratio at point A in hot start process

圖16 極熱態啟動工況下負荷和部位A的應力比隨時間的變化曲線

Fig.16 Time varying curves of load and stress ratio at point A in very hot start process

4.4 優化運行措施

部位A在瞬態工況下的應力過大是其產生裂紋的主要原因之一，應使該汽輪機多帶基本負荷，減少機組啟停次數.部位A瞬態工況下最大應力時刻對應的負荷在29%～56%內，尤其是負荷在53%～56%內的應力較大，因此應降低啟動過程中負荷在29%～56%內主蒸汽的升溫率，特別應降低負荷在53%～56%內主蒸汽的升溫率，減小瞬態工況下部位A的應力.電廠采用上述優化運行措施后，該機組又安全運行了10年，高壓內缸裂紋沒有明顯擴展，證實了以上優化運行措施是有效的.

5 結 論

(1)經過額定負荷穩態工況與瞬態工況下強度有限元計算分析，紅套環高壓內缸外表面開裂部位在瞬態工況下應力較大，部位A瞬態工況下的最大應力比均超過設計判據，結構設計不合理是該高壓內缸產生裂紋并不斷擴展的主要原因之一.

(2)在紅套環高壓內缸額定負荷穩態工況和瞬態工況下結構強度計算的基礎上，提出了該汽輪機的優化運行措施：汽輪機應多帶基本負荷，減少機組的啟停次數；降低啟動過程中負荷在53%～56%內主蒸汽的升溫率.10年實踐證實這些優化運行措施是有效的.

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Finite Element Strength Analysis of a Cracked HP Inner Cylinder with Shrink Ring for Supercritical Steam Turbine and the Countermeasures

DENG Zhicheng, SHI Jinyuan

(Shanghai Power Equipment Research Institute, Shanghai 200240, China)

An introduction is presented to the finite element method for the strength analysis of HP inner cylinder with shrink rings in a certain type of supercritical steam turbine, based on which strength analysis and calculation of a cracked HP inner cylinder with shrink rings were conducted respectively at rated load working condition and following transient working conditions, such as in the cold start, warm start, hot start and very hot start process, etc., so as to obtain the temperature and stress distribution in the cylinder, and subsequently propose countermeasures for operation optimization of the steam turbine. Results show that the excessive stress occuring under transient working conditions is found to be one of the main causes leading to the cracking, which could be avoided by extending the rated load operation time, reducing the start-stop frequency of unit, lowering the heating rate of main steam during start-up period from 29% load to 56% load, especially for the load lying in 53%-56%.

steam turbine; HP inner cylinder; shrink ring; structural strength; finite element analysis

2016-02-19

2016-03-18

國家核電員工自主創新資助項目(SNP-KJ-CX-2014-14)

鄧志成(1979-)，男，吉林省吉林人，高級工程師，碩士，研究方向為發電機組強度、壽命與可靠性. 電話(Tel．)：021-64358710-402；E-mail：dengzhicheng@speri.com.cn．

1674-7607(2016)12-0958-05

TK262

A 學科分類號：470.30