50 MW等級多路補汽余熱發(fā)電機組脹差分析

陳 霞，胡 斌

(上海汽輪機廠有限公司，上海 200240)

在石化、鋼鐵、水泥、制糖等行業(yè)的生產(chǎn)流程中，會產(chǎn)生大量品質(zhì)不一的工藝余汽，其中很多都是低參數(shù)的飽和蒸汽。這些余汽若被直接排放至大氣中，會造成能源的浪費及污染。而隨著國家對環(huán)保要求的提高，低溫余熱發(fā)電越來越受到重視，其不僅能節(jié)能減排，還能夠為企業(yè)帶來可觀的效益。余熱發(fā)電汽輪機的運行要求不同于常規(guī)火電機組，它需要配合前端工藝制程，因此需滿足效率高、啟動時間短的雙重要求。

為了提高機組的熱經(jīng)濟性能，汽輪機的級間間隙、軸封間隙的設(shè)計值不可過大，但受啟停時間的制約，間隙也不能過小。啟動過程中因動靜部件溫度變化的速率、材料的物性參數(shù)不同，加上部件變形、軸向位移、泊松效應(yīng)等因素的作用，動靜部件碰磨的風(fēng)險在所難免，嚴(yán)重時還有可能發(fā)生葉片損壞、大軸彎曲、推力瓦燒壞等事故。因此，脹差是機組啟停過程中制約汽輪機啟停速度的主要因素之一，也是機組設(shè)計的難點之一。

但通過對低參數(shù)非過熱蒸汽機組運行數(shù)據(jù)進行調(diào)研，可發(fā)現(xiàn)機組實際運行脹差值與傳統(tǒng)計算結(jié)果存在一定偏差。本文通過有限元手段模擬機組啟動過程，并將計算結(jié)果與傳統(tǒng)算法進行比較分析，提出了適用于此機型的理論計算方法。研究結(jié)果可為同等級機組獲取較快、較安全的啟停速度提供一定的數(shù)據(jù)支撐，對于低參數(shù)非過熱蒸汽機組的設(shè)計、脹差變化預(yù)測具有一定的指導(dǎo)意義。

1 項目背景

某石化電廠50 MW補汽凝汽式余熱汽輪機機組布置圖如圖1所示，其機型為單缸、反動式、軸向排汽，具有三路補汽。各路蒸汽參數(shù)以及大部件材料如表1和表2所示。

圖1 某石化余熱利用發(fā)電機組布置圖

表1 進汽參數(shù)表

表2 大部件材料

圖2為機組滑銷系統(tǒng)圖。汽輪機前軸承座內(nèi)設(shè)有推力聯(lián)合軸承，以平衡蒸汽做功產(chǎn)生的附加軸向推力，也是整個機組的相對死點；機組絕對死點設(shè)置在排汽缸裙邊處。

圖2 機組滑銷系統(tǒng)圖

差脹儀固定在后軸承座內(nèi)(后軸承座為落地結(jié)構(gòu))，探頭對著轉(zhuǎn)子被測面。差脹儀會隨后軸承箱體受熱膨脹而移位，差脹探頭位移量與轉(zhuǎn)子被測面位移量之差即為機組的脹差值。

2 脹差理論計算

汽輪機脹差是指靜子部件、轉(zhuǎn)子部件在同一軸向位置處(存在動靜碰磨風(fēng)險的部位)軸向位移量的差值，習(xí)慣上規(guī)定轉(zhuǎn)子軸向膨脹量大于汽缸軸向膨脹量時為正，反之為負(fù)[1]。汽輪機在啟動、停機過程以及在運行工況發(fā)生變化時，靜子部件、轉(zhuǎn)動部件均會由于溫差、壓差而產(chǎn)生不同程度的熱膨脹變形[2]，導(dǎo)致機組脹差的變化。一般來說脹差值主要與如下5個參數(shù)有關(guān)：轉(zhuǎn)子的熱膨脹量、轉(zhuǎn)子收縮量(泊松效應(yīng))、轉(zhuǎn)子躥動量、靜子部件的熱膨脹量、靜子部件的變形量。計算公式如下：

Δl=Lrt-Lrcf+Lc-Lst-Lsd

(1)

式中：Δl為脹差；Lrt為轉(zhuǎn)子熱膨脹量；Lrcf為轉(zhuǎn)子收縮量(泊松效應(yīng))；Lc為轉(zhuǎn)子躥動量；Lst為靜子部件的熱膨脹量；Lsd為靜子部件的變形量。

出于設(shè)計生產(chǎn)周期的考慮，上述各參數(shù)通常采用經(jīng)驗公式計算得出，再加上一定的安全余量，即可滿足設(shè)計需求，保證機組的安全運行。

該余熱汽輪機主蒸汽及三路補汽汽源均為飽和蒸汽或濕蒸汽，轉(zhuǎn)子與靜子部件的換熱強度均較大，雖然轉(zhuǎn)子的傳熱系數(shù)大于靜子部件的傳熱系數(shù)，但靜子部件缸壁較薄，轉(zhuǎn)子部件根徑較大，該機組啟停階段脹差變化趨勢會異于常規(guī)火電機組。靜子部件選用“錐筒+立筋”組合的結(jié)構(gòu)形式(如圖3所示)，根據(jù)以往經(jīng)驗，“錐筒+立筋”型缸因溫差、壓差導(dǎo)致的變形量比“近直筒”型缸的變形量大，該變形量對差脹儀處脹差值影響較大。 因此，為使計算結(jié)果更逼近真實值，應(yīng)用有限元與運行經(jīng)驗相結(jié)合的計算方法模擬機組脹差特性，提出機組的脹差報警、跳機值。

圖3 機組外缸模型示意圖

通過有限元分析方法[3]計算了外缸、各檔持環(huán)、轉(zhuǎn)子等部件的軸向位移場變化。圖4為穩(wěn)態(tài)時機組外缸軸向位移場。結(jié)合有限元計算結(jié)果以及經(jīng)驗值，得出了機組報警、跳機值，如表3所示。

圖4 外缸有限元位移場計算

表3 機組報警跳機值

脹差計算表明穩(wěn)態(tài)以及啟停工況下(除啟動初始外)機組脹差均為負(fù)值。補汽供給的存在以及機組結(jié)構(gòu)特點決定了穩(wěn)態(tài)時靜子部件溫度會高于轉(zhuǎn)動部件，且在機組運行溫度下靜子材料的線脹系數(shù)要略高于轉(zhuǎn)動部件。從公式(1)也可看出，機組在穩(wěn)態(tài)時，若汽缸的熱膨脹量大于轉(zhuǎn)子的熱膨脹量，則機組脹差為負(fù)(靜子部件變形量，以及因離心力造成的轉(zhuǎn)子收縮量均使脹差變小)。但在啟動升速初始階段，尤其是冷態(tài)啟動時，轉(zhuǎn)速未達到額定轉(zhuǎn)速，泊松效應(yīng)不明顯，且轉(zhuǎn)動部件傳熱系數(shù)高于靜子部件，短時間內(nèi)會出現(xiàn)正脹差現(xiàn)象。

3 脹差變化分析

3.1 現(xiàn)場脹差分析

圖5和圖6曲線為機組關(guān)斷主調(diào)門停運7 h 后重新啟動過程中每間隔1 s記錄的機組溫度、轉(zhuǎn)速、軸向位移、缸脹、脹差值，以及反推出的轉(zhuǎn)子膨脹量。

由圖6中曲線可知：

1)沖轉(zhuǎn)前缸脹為3.44 mm，轉(zhuǎn)子膨脹量為2.96 mm，脹差為-0.48 mm(不考慮軸向位移)；

2)啟動并帶一定負(fù)荷至穩(wěn)態(tài)過程中缸脹為5.71 mm，轉(zhuǎn)子膨脹量為2.70 mm，脹差為-3.01 mm(不考慮軸向位移)；

圖5 啟動階段測點溫度隨時間變化曲線

圖6 啟動過程轉(zhuǎn)速、缸脹、脹差、轉(zhuǎn)子膨脹量隨時間變化曲線

3)沖轉(zhuǎn)過程中機組無明顯的振動異常現(xiàn)象，距保護跳機值仍有一定的裕度。

分析圖5和圖6曲線變化趨勢可知，由于濕蒸汽的存在，轉(zhuǎn)子與靜子部件的換熱強度均較大，雖然轉(zhuǎn)子的傳熱系數(shù)大于靜子部件的傳熱系數(shù)，但靜子部件缸壁較薄、轉(zhuǎn)子部件根徑較大，汽缸、轉(zhuǎn)子的熱響應(yīng)會很快達到穩(wěn)定，相比于常規(guī)過熱蒸汽機組，汽缸溫度場變化滯后于轉(zhuǎn)子溫度場變化的現(xiàn)象不明顯，幾乎同步達到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)，與預(yù)期一致。

待投入補汽(補汽參數(shù)比補汽口處通流參數(shù)高)后，混合補汽對整體通流熱力參數(shù)影響不大(干度增加)，所以導(dǎo)致轉(zhuǎn)子脹值幾乎不變。但汽缸受補汽溫度影響，膨脹量增大，投入補汽時，脹差增量幾乎與缸脹增量同步。

圖7、圖8為圖5、圖6中停機階段脹差、轉(zhuǎn)速、各測點溫度隨時間的變化曲線。由圖7可知，停機過程中機組由額定轉(zhuǎn)速降至3%額定轉(zhuǎn)速用時約15 min，動靜部分脹差值由-2.07 mm變?yōu)?0.15 mm，變化差值為1.92 mm。通過停機前的熱力參數(shù)計算得到的轉(zhuǎn)子因離心力導(dǎo)致的收縮量為1.867 mm，理論值與實際運行值偏差為3%。機組打閘停機時，轉(zhuǎn)速在很短時間內(nèi)降為0 r/min，動靜部分溫度場還未及時響應(yīng)，因離心力消失，轉(zhuǎn)子膨脹。該過程脹差變化量主要是由離心力造成的，即泊松效應(yīng)的影響。

圖7 停機階段轉(zhuǎn)速、脹差隨時間變化曲線

圖8 停機階段汽缸各測點溫度隨時間變化曲線

圖9和圖10為機組達到穩(wěn)態(tài)后暫停補汽、減小進汽量并再次恢復(fù)至變化前狀態(tài)的過程中，各汽缸測點溫度以及缸脹、轉(zhuǎn)子膨脹量、脹差的時間歷程曲線。圖9、圖10中曲線變化的趨勢再次驗證了汽缸、轉(zhuǎn)子溫度場響應(yīng)速率基本上同步的判斷，這主要是濕蒸汽傳熱系數(shù)較大導(dǎo)致的。

圖9 某階段測點溫度隨時間變化曲線

圖10 某階段缸脹、脹差、轉(zhuǎn)子膨脹量隨時間變化曲線

3.2 理論與實際運行脹差對比

通過實際運行數(shù)據(jù)，分析對比機組在投1路補汽工況、投2路補汽工況以及3路補汽全投工況下穩(wěn)態(tài)脹差計算值與運行值，顯示脹差都很接近。1號補汽投入工況的理論計算值與實際運行值對比情況如表4所示，理論計算值與實際運行值偏差0.2 mm。這說明本文采用的計算方法能很好地模擬正常運行過程中機組的膨脹及脹差，計算方法是正確的。

表4 1號補汽投入下脹差的計算值與運行值對比表

4 計算要點與運行建議

4.1 計算要點

典型結(jié)構(gòu)“錐筒+立筋”處的穩(wěn)態(tài)軸向位移量如圖11所示。“錐筒+立筋”結(jié)構(gòu)的靜子部件的膨脹量除了受熱膨脹影響外，因壓差和溫度場變化引起的撓曲變形也占有相當(dāng)大的比重，該值直接影響機組的報警、跳機值的設(shè)置。因此，不宜單純采用傳統(tǒng)的經(jīng)驗公式計算方法。

4.2 運行建議

針對該型機組脹差值一直較小(負(fù)值)，且在啟動過程中脹差值存在一直負(fù)向增大的問題，可通過以下措施減緩脹差變化速率：

圖11 典型結(jié)構(gòu)“錐筒+立筋”處的穩(wěn)態(tài)軸向位移量

1)啟動時提高軸封供汽溫度，使轉(zhuǎn)子軸封端局部受熱，膨脹量增大,從而使機組脹差減??；

2)通過增大負(fù)荷、投入不同補汽的策略改變推力方向，維持機組脹差值在較小的范圍內(nèi)；

3)因濕蒸汽機組靜子部件、轉(zhuǎn)動部件傳熱系數(shù)均較大，部件的溫升率基本一致，通過延長暖機時間以減小脹差值的措施對濕蒸汽機組效果不明顯，因此不建議采用該方法。

5 結(jié) 論

本文采用有限元與運行經(jīng)驗相結(jié)合的計算方法模擬濕蒸汽機組脹差特性，通過與實際運行數(shù)據(jù)對比分析，發(fā)現(xiàn)理論預(yù)測與實際運行的脹差變化趨勢基本一致，驗證了計算方法的可靠性。并通過實際運行數(shù)據(jù)，系統(tǒng)分析了濕蒸汽機組啟動、停機時的脹差變化特性。研究成果對于同類型機組降低啟停時間具有一定的參考意義。