分析強制冷卻對200MW汽輪機高壓轉子壽命損耗的影響

1、分析強制冷卻對200mw汽輪機高壓轉子壽命損耗的影響汽輪機停機后的自然冷卻時間往往長達數(shù)天，占用了消缺檢修的時間，從而嚴重延遲了機組的起動發(fā)電時間，降低了機組的可用率。在事故搶修情況下，該矛盾尤為突出，帶來了巨大的經(jīng)濟損失。運用快冷技術，對空氣強制冷卻可以縮短停機時間，提高發(fā)電機組可用率。在當前電力供應緊張的形勢下，快冷技術的運用，可以直接增加機組的發(fā)電時間和發(fā)電量，緩解當前的缺電局面，具有更加顯著的社會、經(jīng)濟效益。在快冷技術應用趨于普遍的同時，近年各電廠和研究單位開始關注快冷過程中汽輪機的壽命損耗問題?？諝鈴娭评鋮s會產(chǎn)生冷沖擊，部件溫度變化加快，熱應力也會相應增加，是否會對汽輪機部件造成過大

2、的損傷和壽命損耗，如果快冷過程中，機組壽命損耗不大的話，其冷卻速率能否進一步加快，以產(chǎn)生更大的經(jīng)濟和社會效益。1機組快速冷卻過程1.1快冷系統(tǒng)和運行參數(shù)控制沙角a電廠13號00mw汽輪機為哈爾濱汽輪機廠生產(chǎn)的n200-130/535/535型一次中間再熱凝汽式汽輪機，在大小修停機和搶修中多次投入快冷。投用強冷裝置時，汽缸金屬溫度降低的速率控制在35/h，停機后盤車冷卻時間由57天縮短到34天。高壓缸和中壓缸的快冷系統(tǒng)均采用空氣順流冷卻方式，對高壓缸的法蘭螺栓和夾層也可以實施冷卻，是目前國內較為成熟的快冷系統(tǒng)布置方式?？炖涞年P鍵在于控制冷卻速度、冷卻介質與金屬表面的溫差。沙角a電廠對200mw機

3、組快冷進氣溫差的規(guī)定：當高壓內上缸內壁金屬溫度高于300，則快冷氣進氣溫度應比高壓內上缸內壁金屬溫度低60；當高壓內上缸內壁金屬溫度高于200，則快冷氣進氣溫度應比高壓內上缸內壁金屬溫度低80；當高壓內上缸內壁金屬溫度高于100，則快冷氣進氣溫度應比高壓內上缸內壁金屬溫度低100。1.2沙角a廠3號機組的實際快冷投運過程為配合沙角a電廠3號機第4次大修汽輪機三缸通流的改造大修，搶奪工期，在大修停機中實施了滑參數(shù)停機與停機后快速冷卻相結合的停機快冷方式。2002年3月3日零時11分，利用周日調峰機會，3號機組開始滑參數(shù)停機，滑停前機組負荷為140mw，主蒸汽溫度為476，主蒸汽壓力為6.8mpa

4、，高壓內缸內壁上壁溫度為463。3月3日5時41分，負荷到0，打閘停機，此時主蒸汽溫度為57，主蒸汽壓力為2.5mpa，高壓內缸內壁上壁溫度為51?；＿^程平均降壓速度0.013mpa/min，降溫速率為0.664/min。打閘之后轉子惰走時間為1min。本次滑停操作非常成功，最終滑停時參數(shù)較低，為縮短冷卻盤車時間創(chuàng)造了有利條件。經(jīng)過一段時間的自然冷卻，3月3日下午14時20分開始投入快冷裝置運行，此時高壓內缸內壁上壁溫度為242，設定快冷裝置加熱后的壓縮空氣溫度為150，二者的溫差為90。3月4日凌晨5時45分，高壓內缸內壁上壁溫度降至148，停盤車，停止快冷運行。快冷過程中高壓脹差控制在1

5、.21.6mm，中壓脹差控制在00.33mm，都在運行規(guī)程允許的正常范圍之內。1.3沙角a廠3號機停機過程中的參數(shù)變化趨勢a)滑停階段，3號機主蒸汽溫度的變化趨勢，見圖1所示。b)快冷階段高壓內缸上半內壁溫和壓縮空氣溫度變化趨勢，見圖2所示。由圖2可見，壓縮空氣溫度與高壓內缸上半缸內壁溫度降低的速率和趨勢是一致的，且二者之間的溫差在80100內。2汽輪機高壓轉子的溫度場、應力分布壽命損耗計算模型在汽輪機轉子熱應力壽命評估時，對汽輪機壽命最薄弱的環(huán)節(jié)高壓轉子進行溫度場、應力場分布計算。在快冷過程中，汽輪機高壓轉子蒸汽溫度變化最劇烈的部位是與冷卻壓縮空氣接觸的調節(jié)級，現(xiàn)將此處定為快冷壽命考察的重點

6、部位，以求得不同強冷速率對汽輪機壽命的影響情況。2.1汽輪機轉子溫度場計算的數(shù)學模型2.1.1軸對稱二維非穩(wěn)態(tài)溫度場的模型計算汽輪機轉子不穩(wěn)定溫度場時，可以認為轉子是一個均勻、各向同性無內熱源的物體，屬于解軸對稱非定常溫度函數(shù)問題，其溫度t應滿足下列偏微分方程式：式中:t轉子任意一點的溫度;ti轉子初始溫度；a轉子材料導溫系數(shù)，a=/cp；tf與轉子表面接觸的蒸汽溫度；蒸汽與轉子表面的放熱系數(shù)；時間；cp轉子材料比熱；轉子材料導熱系數(shù)；轉子密度；r轉子監(jiān)視段徑向任一點的半徑；rext轉子外半徑；rint轉子內半徑。可以用變分原理將此方程轉化為求泛函的極值，并通過求解區(qū)域的離散化來求解。2.1.

7、2高中壓轉子材料換熱系數(shù)的計算國產(chǎn)高壓機組中高中壓轉子的材料多為30cr2mov低碳合金鋼，其物理特性隨溫度變化而變化。因為30cr2mov鋼的換熱系數(shù)在400時為最大，見文獻1和圖1，這對安全生產(chǎn)有利。換熱系數(shù)的計算在蒸汽傳熱階段，換熱系數(shù)與轉速、蒸汽壓力相關。在一般精度計算時，可以把這歸納為與蒸汽壓力的關系，即：式中：p高壓調節(jié)級或中壓第一級處的蒸汽壓力；n轉速(在強冷階段，空氣與轉子間的換熱系數(shù)，取文獻4中推薦的最大值200w/(m2k)。2.2汽輪機轉子應力計算模型對壽命影響最大的是溫差大和應力集中的部位。經(jīng)過分析比較，把高壓轉子調節(jié)級后的葉輪根部作為危險部位來重點監(jiān)測和考察計算。2.

8、2.1熱應力計算將轉子視為無限長圓柱體，設轉子的外徑為rext，內徑為rint(斷面上溫度的分布對稱于分布轉子的軸線)，則由彈性力學中的物理方程、平衡方程、幾何方程，可以得出計算轉子熱應力的通用計算式為：式中：e材料彈性模量;材料線脹系數(shù);v泊桑比；溫度與圓柱體體積平均溫度的差，t為外表面或中心孔溫度。2.2.2離心應力的計算轉子上除了熱應力之外，還存在由離心力、蒸汽壓力及作用力、轉子自重等因素產(chǎn)生的機械應力，其中除由離心力產(chǎn)生的切向應力較大外，其它各項應力對于機組的起動安全及壽命損耗來說，一般都可以忽略不計。在任意轉速下的離心應力值為：式中：n任意轉速n下的離心切向應力;額定轉速n0下的切向

9、離心應力。2.2.3轉子的合成應力轉子外表面及中心孔只存在軸向及切向應力，徑向應力為零，切向應力既有熱應力又有離心應力，當忽略軸向熱流的影響時，軸向熱應力與切向相等，此處軸向應力主要是熱應力th，切向應力為切向熱應力與離心力引起的切向機械應力之和。在這種應力狀態(tài)下，根據(jù)第一強度定理，可以得到:式中：eq轉子中心孔或外表面處的合成應力。2.2.4熱應力集中現(xiàn)象在汽輪機轉子外表面的葉輪根部圓角、軸肩以及槽溝等部位，都存在不同程度的熱應力集中現(xiàn)象，在機組起停時，這些部位特別是軸封彈性槽處的熱應力可能達到較高的水平，導致疲勞裂紋首先在這些應力集中部位發(fā)生和發(fā)展，是影響機組起停安全和壽命損耗的重點部位。

10、應力集中部位的最大應力與無應力集中時光軸上的公稱應力之比稱為應力集中系數(shù)，即對于熱應力集中系數(shù)kth，國內外都進行了大量的研究，可以根據(jù)資料或經(jīng)驗公式求得?？紤]熱應力集中系數(shù)kth，轉子的最大應力值為：2.3壽命損耗的計算汽輪機轉子的壽命系指其金屬材料的使用壽命，包括由于汽輪機的起停及變負荷運行導致的低周疲勞壽命損耗和材料在高溫狀態(tài)下受應力作用的蠕變壽命損耗。2.3.1載荷譜應用雨流法，對應力譜進行分解可以獲得與這個應力譜等效的應力循環(huán)序列，進而得到應變循環(huán)序列，通過應變和壽命損耗的關系及壽命損耗的線性累積準則(miner準則)，計算出這段時間內的壽命損耗值。2.3.1低周疲勞壽命損耗的計算沙

11、角a電廠國產(chǎn)汽輪機高中壓轉子材料30crmov的低周疲勞解析式為式中：n總應變量；t循環(huán)周次。2.3.3高溫蠕變壽命損耗可用轉子在不同溫度區(qū)域運行的時間累積值來計算高溫蠕變壽命損耗。2.3.4總壽命損耗根據(jù)miner公式，假設壽命損耗由低周疲勞壽命損耗和高溫蠕變壽命損耗兩部分線性累加構成，則壽命損耗的計算公式如公式(9)。式中：ni循環(huán)應力作用下，實際循環(huán)周次;ni循環(huán)應力作用下，材料失效循環(huán)周次;tj在j溫度條件下，實際運行時間;tbj在j溫度條件下，材料蠕變失效時間。miner準則認為當壽命損耗累積達到1時，就有可能出現(xiàn)裂紋。在實際操作過程中，為了安全起見，有時在e=0.5時，就認為壽命終

12、了。第7/11頁33號機組停機和快冷過程汽輪機高壓轉子的壽命損耗計算結合沙角a電廠3號機組快冷系統(tǒng)投入運行的情況和數(shù)據(jù)，運用前述的數(shù)學模型計算方法，對快冷過程汽輪機高壓轉子的壽命損耗進行了計算。3.1應力和壽命損耗從汽輪機減負荷開始，到汽機快冷結束的整個停機過程中，汽輪機高壓轉子調節(jié)級處的應力變化趨勢見圖3。從圖3中可以看出，在停機過程中高壓轉子出現(xiàn)了一個應力的主峰值和次峰值，最大應力峰值491mpa出現(xiàn)在滑參數(shù)停機過程中；次峰值117mpa出現(xiàn)在滑參數(shù)停機完畢之時。由此計算得出:本次停機過程中機組的具體壽命損耗為0.00576%，壽命損耗相當小。3.2壽命損耗計算結果分析由于沙角a電廠3號機

13、組的快冷停機過程的壽命損耗為0.00576%，這樣，從ge公司、日本三菱公司、上海汽輪機廠等各汽輪機制造廠制定的壽命分配數(shù)據(jù)看，提供的周末停機一次的壽命損耗分配值為0.002%或0.01%，可以說明本次滑停加上快冷的停機過程的壽命損耗值在各汽輪機制造廠制定的壽命分配數(shù)據(jù)范圍之內，屬于停機正常的壽命損耗。由此也可以看出，本次快冷過程，高壓內缸上缸內壁溫度的平均冷卻速率為6.1/h。在目前的冷卻速率下，快冷停機過程壽命損耗較小且在正常范圍之內，與正常的停機壽命損耗相當，此冷卻速率屬于合理范圍之內，也說明本次快冷停機過程是安全、成功的。4不同強冷速率對壽命損耗影響的計算分析在當前我國電力供應形勢緊張

14、的背景下，汽輪機快冷過程的冷卻速率如果進一步加快的第8/11頁話，可以進一步縮短停機時間，產(chǎn)生更大的效益，為此，文章將探討在更快的冷卻速率下機組壽命的損耗問題，以求其實施起來的可行性。為了探討機組快冷冷卻速度的潛力，以及快冷的優(yōu)化方式，本文還模擬了機組兩個冷卻速率更高的快冷工況并進行了壽命損耗的計算，并與前述實際快冷實驗過程的壽命損耗進行對比，以探討相關的結論。4.1三種強制冷卻工況的壽命損耗對比計算通過模擬提高快冷過程中壓縮空氣的溫度與高壓內缸上缸內壁溫度之間的溫差，來得到冷卻速率較高的兩個模擬工況。在模擬工況1下，滑停階段的速率不變，而在快冷階段，高壓內缸上半缸內壁溫度的下降速率為14.1

15、/h，停機后冷卻時間為15h10min(含自然冷卻時間8h40min)。在模擬工況2下，滑停階段的速率不變，而在快冷階段，高壓內缸上半缸內壁溫度的下降速率為8.4/h。停機后冷卻時間為19h10min(含自然冷卻時間8h40min)。由此可以得出在兩種模擬工況和實際工況下，快冷階段高壓內缸上半缸內壁溫度隨時間下降的具體趨勢，見圖4。經(jīng)過計算，三種工況停機過程的高壓轉子調節(jié)級區(qū)域的應力譜見圖5。4.2三種強制冷卻工況的壽命損耗對比計算結果分析從應力譜曲線的趨勢來看，三條曲線在滑停階段和自然冷卻階段的應力譜分布是完全一致的。這是由于在三個工況下，兩個階段的冷卻數(shù)據(jù)完全一致的。最大應力峰值(491mpa)出現(xiàn)在滑停過程中，而快冷階段三個工況的應力分布出現(xiàn)不同，模擬工況1的應力水平較高；模擬工況2的應力水平次高；實際快冷工況的應力譜分布水平最低。從整個曲線看，快冷過程的應力走向較為平穩(wěn)，而且應力水平較低，不超過71mpa，但三條曲線的總體分布是一致的。壽命計算結果得出在三個工況下停機過程中的壽命損耗值均為0.00576%，可見快冷階段應力水平的變化較小，并未對汽輪機的壽命損耗產(chǎn)生影響。模擬工況下加快冷卻速率，對汽輪機