邯鋼270t液化裝置透平膨脹機技術改造實踐

祁明麗，黃澤琳，張 瑞

（1.邯鄲鋼鐵集團有限責任公司設備運行保障公司，河北邯鄲 056015；2.河鋼股份有限公司邯鄲分公司氣體廠，河北邯鄲 056015）

前言

邯鋼270 t液化裝置膨脹機經過多年的運行，出現葉輪葉片脫落，葉輪開裂現象，造成液化裝置停車事故，對公司生產造成極大影響。2019 年11 月，該公司通過更換熱端增壓透平膨脹機和冷端增壓透平膨脹機轉子、加寬噴嘴厚度，加大葉輪直徑，更改原有密封件及相關部件等低成本的升級改造，實現了膨脹機氣量提升10%，液化量增長8%，3 個月即收回成本，為公司創造了可觀的經濟效益。

1 透平膨脹機工作原理

邯鋼270 t液化裝置是液氮和液氧生產裝置，增壓透平膨脹機為其核心設備。其結構如圖1。

其主要元件由固定的導流器（噴嘴）系統和旋轉工作輪組成。導流器與工作輪安裝在蝸殼中，膨脹氣體自進氣管進入蝸殼，由蝸殼均勻地將氣體送到所有噴嘴，再經工作輪、擴壓器從排氣管排出。此通路總稱為透平膨脹機的流通部分[1]。如圖2。

圖1 增壓透平膨脹機

其工作原理為：較高壓力的氣體經過膨脹機的導流器(即噴嘴)時，壓力急劇地下降，流速大幅度增加，穿過導流器和葉輪之間的間隙進入工作葉輪，并且繼續在葉輪內膨脹，相對速度繼續增加，同時對葉輪產生反作用力，和氣體進入葉輪時作用力方向一致。由于氣體在離開工作葉輪時的速度仍然較高，為了降低這部分的能量損失，在擴壓器內氣體的流速降低，壓力有所升高，溫度略有回升。增壓機葉輪轉動后開始壓縮進口空氣，壓力升高，再次回收了這部分能量。

圖2 增壓透平膨脹機的流通部分

邯鋼270 t 液化裝置膨脹機由常溫膨脹機和低溫膨脹機組成，為液氮和液氧生產提供冷量。改造前設計參數見表1。

表1 邯鋼270 t液化裝置膨脹機改造前后參數對比表

由于設備老化，造成葉片脫落或開裂，實際運行參數已不能達到設計參數，且事故頻發給公司生產造成較大影響，需要進行設備大修。利用設備大修的機會實施升級改造，膨脹機氣量較原設計參數提升10%，液化量提升8%。

2 改造方法

2.1 確定改造設計參數

只對高、低溫膨脹端和增壓端流量改變，其它參數盡量保持與原參數一致。改造設計參數見表1。

2.2 只對通流部分零部件進行改造升級

對原膨脹機進行流程分析后確定，在主機外殼不變的情況下，只對通流部分零部件進行改造升級，以適應更大的介質流量，提供更高的冷量，帶動整個液化裝置產量的提升。

2.3 技術方案

2.3.1 確定噴嘴最佳喉部面積、工作輪最佳通流面積

導流器是由很多噴嘴組成的噴嘴環，導流器中每兩個葉片之間構成了一個通道，就是噴嘴。噴嘴的最小截面處稱為喉部[1]。

因溫度、壓力的變化，不同工況下氣體流量誤差很大，為確保數據的精確性，分別計算出改造前常溫、低溫膨脹進口體積流量和達到改造目標所需要的體積流量。

（1）依據理想氣體狀態方程P1×Q1/T1=P2×Q2/T2，計算改造前在設計壓力、溫度下的體積流量。

改造前常溫膨脹進口狀態體積流量Q0GY：

改造前低溫膨脹進口狀態體積流量Q0DY：

（2）依據理想氣體狀態方程計算改造后在設計壓力、溫度下的體積流量。

改造后常溫膨脹進口狀態體積流量Q0GH：

改造后低溫膨脹機進口狀態體積流量Q0DH：

(3)確定改造前后同流截面積放大倍數t。

常溫端流截面積放大倍數tG：

低溫端流截面積放大倍數tD：

2.3.2 膨脹機各處同流尺寸按此比例放大

(1)由于噴嘴截面積為矩形，導流器葉片葉型不改變的情況下，噴嘴喉部寬度不變，因此導流器葉片厚度按tG和tD比例增大，相當于常溫端和低溫端噴嘴喉部寬度分別增加1.1和1.144倍。

(2)對擴壓室進行改造，按tG和tD比例擴大其通流面積。

(3)壓機輪以原壓機輪進行模化設計，幾何模化比：

新壓機輪按1.0328模化設計。

(4)對增壓端進口法蘭進行改造，擴大其通流面積，以適應新式增壓葉輪。

(5)機殼及供油系統利舊，以節省投資。

3 實施

該項目于2019 年11 月實施，安裝過程順利。試車過程中，常溫膨脹機導葉開度在90%、回流閥開度在36°、轉速在324 000 r/min 時，膨脹端軸承溫度達到68℃（聯鎖值75℃），并有上升趨勢，極易造成膨脹機停機。經和改造廠家分析，認為常溫膨脹機軸向力向膨脹端偏離，造成膨脹端受力較大，軸承溫度較高。后將膨脹機的回流閥開度關小至21°，導葉同時關小至80%，轉速調整至33 000 r/min時，這時膨脹機的軸向推力向增壓端偏移，膨脹端受力減小，膨脹端溫度由68℃下降至58℃。之后運行平穩。

4 結果

4.1 功能考核

該項目于2019 年11 月實施并投運，膨脹端實測流量為34 494 m3/h（噴嘴開度100%），達到設計流量33 280 m3/h。增壓端設計流量44 000 m3/h，實際流量43 894 m3/h，基本達到設計要求。

膨脹端改造設計流量達到設計要求；增壓端設計流量基本達到設計要求。同時由于改造沒有涉及管道，氣量增加后低溫增壓機出口到常溫增壓機進口阻力降0.04 MPa，常溫增壓機出口到常溫膨脹機進口阻力降0.086 MPa，常溫膨脹機出口到低溫膨脹機進口阻力降0.04 MPa，均大于設計設定值，因此導致膨脹機效率和輸出功略小于設計值，引起增壓機出口壓力低于設計參數。根據JB6443.4-2006（API617：2002）標準：效率偏差±2%，功率偏差±4%在合格范圍內，因此本次改造是合格的。

以膨脹端流量為例，2019年12月至2020年5月個月實際流量見表2（噴嘴開度90%）：

表2 改造后膨脹端實際運行數據 m3/h

從2019 年12 月至2020 年5 月實際運行情況看，流量呈下降趨勢。流量下降的原因主要為氣溫上升。

4.2 效益分析

2019年12月至2020年5月的考核分析：

在液化氧氣時產量由原來的7 800 m3/h 提升至8 500 m3/h，提升比例為8.9%。

折合成液體銷售一年增加（8 500-7 800）÷800（系數）×1.14t/m3×24h×365d=8 738 t

按照1t液氧價格700元計算，一年可增加創效

8 738t×700元=6 116 670 元。

在液化氮氣時產量由原來的8 400 m3/h 提升至9 400 m3/h，提升比例為11.9%。

折合成液體銷售一年增加（9 400-8 400）÷648（系數）×0.81t/m3×24h×365d=10 950 t

按照1t液氮價格650元計算，一年可增加創效

10 950t×650元=7 117 500 元。

按一年中氧氮銷售各占一半計算，預計年創效為：

（6 116 670元+7 117 500元）÷2=6 617 085 元