鄧志成， 史進(jìn)淵

(上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院，上海 200240)

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超臨界汽輪機(jī)紅套環(huán)高壓內(nèi)缸開裂的強(qiáng)度有限元分析及運(yùn)行對策

鄧志成， 史進(jìn)淵

(上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院，上海 200240)

介紹了某型號超臨界汽輪機(jī)紅套環(huán)高壓內(nèi)缸強(qiáng)度有限元分析方法，對紅套環(huán)高壓內(nèi)缸額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況以及冷態(tài)啟動、溫態(tài)啟動、熱態(tài)啟動和極熱態(tài)啟動等瞬態(tài)工況進(jìn)行了強(qiáng)度計(jì)算與分析，得出了紅套環(huán)高壓內(nèi)缸額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況和瞬態(tài)工況下的溫度場分布和最大應(yīng)力比，并提出了該汽輪機(jī)的優(yōu)化運(yùn)行措施.結(jié)果表明：紅套環(huán)高壓內(nèi)缸開裂部位瞬態(tài)工況下的應(yīng)力過大是產(chǎn)生裂紋的主要原因之一；推薦的優(yōu)化運(yùn)行措施包括該汽輪機(jī)應(yīng)多帶基本負(fù)荷，減少機(jī)組啟停次數(shù)，降低啟動過程中負(fù)荷在29%～56%內(nèi)主蒸汽的升溫率，特別應(yīng)降低負(fù)荷在53%～56%內(nèi)主蒸汽的升溫率.

汽輪機(jī)； 高壓內(nèi)缸； 紅套環(huán)； 結(jié)構(gòu)強(qiáng)度； 有限元分析

隨著技術(shù)的發(fā)展，火電機(jī)組的容量不斷增大，進(jìn)汽參數(shù)也隨之提高.傳統(tǒng)法蘭結(jié)構(gòu)的高壓內(nèi)缸無法為內(nèi)缸中分面提供所需的密封載荷，已經(jīng)不能滿足汽輪機(jī)向更大容量發(fā)展的需要[1]，而帶有紅套環(huán)的高壓內(nèi)缸具有高效、可靠以及較低轉(zhuǎn)子應(yīng)力等優(yōu)點(diǎn)而受到越來越多的關(guān)注[2]，可是由于國內(nèi)紅套環(huán)高壓內(nèi)缸的設(shè)計(jì)研究起步晚，缺少數(shù)據(jù)，亟需對已運(yùn)行的帶有紅套環(huán)結(jié)構(gòu)的高壓內(nèi)缸機(jī)組進(jìn)行穩(wěn)態(tài)工況與瞬態(tài)工況下的強(qiáng)度計(jì)算分析，為新機(jī)組的設(shè)計(jì)提供依據(jù).

某型號超臨界600 MW汽輪機(jī)采用紅套環(huán)高壓內(nèi)缸，運(yùn)行10年后，發(fā)現(xiàn)高壓內(nèi)缸外表面發(fā)生整圈圓周向裂紋，裂紋深度達(dá)到5～10 mm，經(jīng)過裂紋車削、補(bǔ)焊等措施之后又運(yùn)行了10年.汽輪機(jī)的高壓內(nèi)缸屬于耐用件，承受高溫高壓蒸汽，裂紋產(chǎn)生與擴(kuò)展的后果十分嚴(yán)重.筆者對該汽輪機(jī)帶有紅套環(huán)的高壓內(nèi)缸進(jìn)行額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況與瞬態(tài)工況下的強(qiáng)度計(jì)算，分析高壓內(nèi)缸開裂的原因，為防止高壓內(nèi)缸裂紋擴(kuò)展和結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)提供技術(shù)依據(jù).

1 汽輪機(jī)的蒸汽參數(shù)和啟動曲線

1.1 汽輪機(jī)的蒸汽參數(shù)

該汽輪機(jī)高壓內(nèi)缸的進(jìn)汽溫度為538.0 ℃，進(jìn)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(nèi)缸共有21級靜葉，額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)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(shù)主要用來計(jì)算高壓內(nèi)缸的傳熱系數(shù)和穩(wěn)態(tài)溫度場.

1.2 汽輪機(jī)的啟動曲線

紅套環(huán)高壓內(nèi)缸在啟動過程中，主蒸汽壓力、主蒸汽溫度及功率隨時(shí)間的變化曲線如圖1～圖4所示，這些曲線用于計(jì)算瞬態(tài)工況下紅套環(huán)高壓內(nèi)缸的瞬態(tài)傳熱系數(shù)和瞬態(tài)溫度場.

圖1 高壓內(nèi)缸的冷態(tài)啟動曲線

2 力學(xué)模型和評價(jià)判據(jù)

2.1 應(yīng)力分析的關(guān)鍵部位

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

表1 高壓內(nèi)缸各級的蒸汽參數(shù)

圖2 高壓內(nèi)缸的溫態(tài)啟動曲線

紅套環(huán)高壓內(nèi)缸產(chǎn)生裂紋部位的位置見圖6.從圖6可以看出，產(chǎn)生裂紋的部位出現(xiàn)在高壓內(nèi)缸的外表面，位于主蒸汽進(jìn)汽管與紅套環(huán)A之間的結(jié)構(gòu)突變部位(即部位A).

圖3 高壓內(nèi)缸的熱態(tài)啟動曲線

圖4 高壓內(nèi)缸的極熱態(tài)啟動曲線

圖5 紅套環(huán)高壓內(nèi)缸的結(jié)構(gòu)簡圖

紅套環(huán)編號ABCDEFM過盈量/mm0．6650．6700．6650．6900．6300．6650．660

圖6 應(yīng)力分析的關(guān)鍵部位示意圖

2.2 力學(xué)模型

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

在應(yīng)力場的計(jì)算中，高壓內(nèi)缸內(nèi)表面和外表面施加相應(yīng)的蒸汽壓力，在高壓內(nèi)缸力學(xué)模型的各節(jié)點(diǎn)上輸入節(jié)點(diǎn)溫度場的計(jì)算結(jié)果，得出包括熱應(yīng)力和蒸汽壓力的復(fù)合應(yīng)力計(jì)算結(jié)果.

2.3 汽缸的強(qiáng)度設(shè)計(jì)判據(jù)

根據(jù)文獻(xiàn)[4]～文獻(xiàn)[7]，高壓內(nèi)缸有限元計(jì)算分析中額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況下的強(qiáng)度設(shè)計(jì)判據(jù)如下：

(1)

高壓內(nèi)缸有限元計(jì)算分析中瞬態(tài)工況下的強(qiáng)度設(shè)計(jì)判據(jù)如下：

(2)

式中：σeq3為瞬態(tài)工況下表面的等效應(yīng)力，MPa.

3 溫度場有限元計(jì)算結(jié)果

3.1 額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況下溫度場的有限元計(jì)算結(jié)果

圖7為紅套環(huán)高壓內(nèi)缸額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況下的溫度場云圖.從圖7可以看出，在額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況下，高壓內(nèi)缸最高溫度為534.58 ℃，隨著蒸汽的不斷做功，從調(diào)節(jié)級往后，蒸汽溫度逐級降低，到高壓內(nèi)缸的排汽部位，高壓內(nèi)缸溫度降至接近于排汽的溫度.

圖7 紅套環(huán)高壓內(nèi)缸額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況下的溫度場云圖

3.2 瞬態(tài)溫度場有限元計(jì)算結(jié)果

圖8為紅套環(huán)高壓內(nèi)缸冷態(tài)啟動工況下20 400 s時(shí)的溫度場云圖，圖9為紅套環(huán)高壓內(nèi)缸溫態(tài)啟動工況下9 600 s時(shí)的溫度場云圖，圖10為紅套環(huán)高壓內(nèi)缸熱態(tài)啟動工況下600 s時(shí)的溫度場云圖，圖11為紅套環(huán)高壓內(nèi)缸極熱態(tài)啟動工況下600 s時(shí)的溫度場云圖.由于紅套環(huán)與高壓內(nèi)缸之間有接觸熱阻，與高壓內(nèi)缸相比，紅套環(huán)的升溫速度較慢.

圖8 紅套環(huán)高壓內(nèi)缸冷態(tài)啟動工況下20 400 s時(shí)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(huán)高壓內(nèi)缸溫態(tài)啟動工況下9 600 s時(shí)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(huán)高壓內(nèi)缸熱態(tài)啟動工況下600 s時(shí)的溫度場云圖

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

4 應(yīng)力場有限元計(jì)算結(jié)果

4.1 紅套環(huán)高壓內(nèi)缸開裂部位額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況下的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

部位A在額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況下的應(yīng)力比為0.61，該值<1，根據(jù)式(1)的判據(jù)可知，部位A在額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況下的強(qiáng)度設(shè)計(jì)合格.

圖11 紅套環(huán)高壓內(nèi)缸極熱態(tài)啟動工況下600 s時(shí)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(huán)高壓內(nèi)缸開裂部位瞬態(tài)工況下的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

圖12 紅套環(huán)高壓內(nèi)缸部位A瞬態(tài)工況下的最大應(yīng)力比

圖13 冷態(tài)啟動工況下負(fù)荷和部位A的應(yīng)力比隨時(shí)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(huán)高壓內(nèi)缸開裂部位應(yīng)力分析結(jié)果

圖14 溫態(tài)啟動工況下負(fù)荷和部位A的應(yīng)力比隨時(shí)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(tài)啟動工況下負(fù)荷和部位A的應(yīng)力比隨時(shí)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(tài)啟動工況下負(fù)荷和部位A的應(yīng)力比隨時(shí)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(yōu)化運(yùn)行措施

部位A在瞬態(tài)工況下的應(yīng)力過大是其產(chǎn)生裂紋的主要原因之一，應(yīng)使該汽輪機(jī)多帶基本負(fù)荷，減少機(jī)組啟停次數(shù).部位A瞬態(tài)工況下最大應(yīng)力時(shí)刻對應(yīng)的負(fù)荷在29%～56%內(nèi)，尤其是負(fù)荷在53%～56%內(nèi)的應(yīng)力較大，因此應(yīng)降低啟動過程中負(fù)荷在29%～56%內(nèi)主蒸汽的升溫率，特別應(yīng)降低負(fù)荷在53%～56%內(nèi)主蒸汽的升溫率，減小瞬態(tài)工況下部位A的應(yīng)力.電廠采用上述優(yōu)化運(yùn)行措施后，該機(jī)組又安全運(yùn)行了10年，高壓內(nèi)缸裂紋沒有明顯擴(kuò)展，證實(shí)了以上優(yōu)化運(yùn)行措施是有效的.

5 結(jié) 論

(1)經(jīng)過額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況與瞬態(tài)工況下強(qiáng)度有限元計(jì)算分析，紅套環(huán)高壓內(nèi)缸外表面開裂部位在瞬態(tài)工況下應(yīng)力較大，部位A瞬態(tài)工況下的最大應(yīng)力比均超過設(shè)計(jì)判據(jù)，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理是該高壓內(nèi)缸產(chǎn)生裂紋并不斷擴(kuò)展的主要原因之一.

(2)在紅套環(huán)高壓內(nèi)缸額定負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況和瞬態(tài)工況下結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算的基礎(chǔ)上，提出了該汽輪機(jī)的優(yōu)化運(yùn)行措施：汽輪機(jī)應(yīng)多帶基本負(fù)荷，減少機(jī)組的啟停次數(shù)；降低啟動過程中負(fù)荷在53%～56%內(nèi)主蒸汽的升溫率.10年實(shí)踐證實(shí)這些優(yōu)化運(yùn)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(chuàng)新資助項(xiàng)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?yàn)榘l(fā)電機(jī)組強(qiáng)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(xué)科分類號：470.30