超临界汽轮机红套环高压内缸开裂的强度有限元分析及运行对策

邓志成， 史进渊

(上海发电设备成套设计研究院，上海 200240)



超临界汽轮机红套环高压内缸开裂的强度有限元分析及运行对策

邓志成， 史进渊

(上海发电设备成套设计研究院，上海 200240)

介绍了某型号超临界汽轮机红套环高压内缸强度有限元分析方法，对红套环高压内缸额定负荷稳态工况以及冷态启动、温态启动、热态启动和极热态启动等瞬态工况进行了强度计算与分析，得出了红套环高压内缸额定负荷稳态工况和瞬态工况下的温度场分布和最大应力比，并提出了该汽轮机的优化运行措施.结果表明：红套环高压内缸开裂部位瞬态工况下的应力过大是产生裂纹的主要原因之一；推荐的优化运行措施包括该汽轮机应多带基本负荷，减少机组启停次数，降低启动过程中负荷在29%～56%内主蒸汽的升温率，特别应降低负荷在53%～56%内主蒸汽的升温率.

汽轮机； 高压内缸； 红套环； 结构强度； 有限元分析

随着技术的发展，火电机组的容量不断增大，进汽参数也随之提高.传统法兰结构的高压内缸无法为内缸中分面提供所需的密封载荷，已经不能满足汽轮机向更大容量发展的需要[1]，而带有红套环的高压内缸具有高效、可靠以及较低转子应力等优点而受到越来越多的关注[2]，可是由于国内红套环高压内缸的设计研究起步晚，缺少数据，亟需对已运行的带有红套环结构的高压内缸机组进行稳态工况与瞬态工况下的强度计算分析，为新机组的设计提供依据.

某型号超临界600 MW汽轮机采用红套环高压内缸，运行10年后，发现高压内缸外表面发生整圈圆周向裂纹，裂纹深度达到5～10 mm，经过裂纹车削、补焊等措施之后又运行了10年.汽轮机的高压内缸属于耐用件，承受高温高压蒸汽，裂纹产生与扩展的后果十分严重.笔者对该汽轮机带有红套环的高压内缸进行额定负荷稳态工况与瞬态工况下的强度计算，分析高压内缸开裂的原因，为防止高压内缸裂纹扩展和结构改进设计提供技术依据.

1 汽轮机的蒸汽参数和启动曲线

1.1 汽轮机的蒸汽参数

该汽轮机高压内缸的进汽温度为538.0 ℃，进汽压力为24.2 MPa，第1级静叶前温度为534.1 ℃，压力为23.3 MPa.该高压内缸共有21级静叶，额定负荷稳态工况下，这21级静叶前温度t0、压力p0以及动叶前温度t1、压力p1见表1，这些参数主要用来计算高压内缸的传热系数和稳态温度场.

1.2 汽轮机的启动曲线

红套环高压内缸在启动过程中，主蒸汽压力、主蒸汽温度及功率随时间的变化曲线如图1～图4所示，这些曲线用于计算瞬态工况下红套环高压内缸的瞬态传热系数和瞬态温度场.

图1 高压内缸的冷态启动曲线

2 力学模型和评价判据

2.1 应力分析的关键部位

高压内缸分为上、下2个半缸，中分面与水平面的夹角为45°，高压内缸的外表面套有7道红套环，其编号分别为A～F及M，其中红套环A和M分别位于主蒸汽进汽管的两侧，其位置如图5所示，红套环与高压内缸为过盈配合，其过盈量列于表2.高压内缸的材料为ZG15Cr1Mo1V，红套环的材料为12Cr1Mo1VNbTib.

表1 高压内缸各级的蒸汽参数

图2 高压内缸的温态启动曲线

红套环高压内缸产生裂纹部位的位置见图6.从图6可以看出，产生裂纹的部位出现在高压内缸的外表面，位于主蒸汽进汽管与红套环A之间的结构突变部位(即部位A).

图3 高压内缸的热态启动曲线

图4 高压内缸的极热态启动曲线

图5 红套环高压内缸的结构简图

红套环编号ABCDEFM过盈量/mm0．6650．6700．6650．6900．6300．6650．660

图6 应力分析的关键部位示意图

2.2 力学模型

建立三维有限元计算力学模型，高压内缸内表面(即高压内缸内表面的静叶根部、高压内缸表面光滑段、汽封部位、进汽管道内表面、抽汽腔室和抽汽管道内表面等)以及高压内缸外表面选取与蒸汽强制对流换热的第三类边界条件来计算高压内缸的温度场[3].

在应力场的计算中，高压内缸内表面和外表面施加相应的蒸汽压力，在高压内缸力学模型的各节点上输入节点温度场的计算结果，得出包括热应力和蒸汽压力的复合应力计算结果.

2.3 汽缸的强度设计判据

根据文献[4]～文献[7]，高压内缸有限元计算分析中额定负荷稳态工况下的强度设计判据如下：

(1)

高压内缸有限元计算分析中瞬态工况下的强度设计判据如下：

(2)

式中：σeq3为瞬态工况下表面的等效应力，MPa.

3 温度场有限元计算结果

3.1 额定负荷稳态工况下温度场的有限元计算结果

图7为红套环高压内缸额定负荷稳态工况下的温度场云图.从图7可以看出，在额定负荷稳态工况下，高压内缸最高温度为534.58 ℃，随着蒸汽的不断做功，从调节级往后，蒸汽温度逐级降低，到高压内缸的排汽部位，高压内缸温度降至接近于排汽的温度.

图7 红套环高压内缸额定负荷稳态工况下的温度场云图

3.2 瞬态温度场有限元计算结果

图8为红套环高压内缸冷态启动工况下20 400 s时的温度场云图，图9为红套环高压内缸温态启动工况下9 600 s时的温度场云图，图10为红套环高压内缸热态启动工况下600 s时的温度场云图，图11为红套环高压内缸极热态启动工况下600 s时的温度场云图.由于红套环与高压内缸之间有接触热阻，与高压内缸相比，红套环的升温速度较慢.

图8 红套环高压内缸冷态启动工况下20 400 s时的温度场云图

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

图9 红套环高压内缸温态启动工况下9 600 s时的温度场云图

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

图10 红套环高压内缸热态启动工况下600 s时的温度场云图

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

4 应力场有限元计算结果

4.1 红套环高压内缸开裂部位额定负荷稳态工况下的应力计算结果

部位A在额定负荷稳态工况下的应力比为0.61，该值<1，根据式(1)的判据可知，部位A在额定负荷稳态工况下的强度设计合格.

图11 红套环高压内缸极热态启动工况下600 s时的温度场云图

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

4.2 红套环高压内缸开裂部位瞬态工况下的应力计算结果

图12 红套环高压内缸部位A瞬态工况下的最大应力比

图13 冷态启动工况下负荷和部位A的应力比随时间的变化曲线

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

4.3 红套环高压内缸开裂部位应力分析结果

图14 温态启动工况下负荷和部位A的应力比随时间的变化曲线

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

图15 热态启动工况下负荷和部位A的应力比随时间的变化曲线

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

图16 极热态启动工况下负荷和部位A的应力比随时间的变化曲线

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

4.4 优化运行措施

部位A在瞬态工况下的应力过大是其产生裂纹的主要原因之一，应使该汽轮机多带基本负荷，减少机组启停次数.部位A瞬态工况下最大应力时刻对应的负荷在29%～56%内，尤其是负荷在53%～56%内的应力较大，因此应降低启动过程中负荷在29%～56%内主蒸汽的升温率，特别应降低负荷在53%～56%内主蒸汽的升温率，减小瞬态工况下部位A的应力.电厂采用上述优化运行措施后，该机组又安全运行了10年，高压内缸裂纹没有明显扩展，证实了以上优化运行措施是有效的.

5 结 论

(1)经过额定负荷稳态工况与瞬态工况下强度有限元计算分析，红套环高压内缸外表面开裂部位在瞬态工况下应力较大，部位A瞬态工况下的最大应力比均超过设计判据，结构设计不合理是该高压内缸产生裂纹并不断扩展的主要原因之一.

(2)在红套环高压内缸额定负荷稳态工况和瞬态工况下结构强度计算的基础上，提出了该汽轮机的优化运行措施：汽轮机应多带基本负荷，减少机组的启停次数；降低启动过程中负荷在53%～56%内主蒸汽的升温率.10年实践证实这些优化运行措施是有效的.

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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

国家核电员工自主创新资助项目(SNP-KJ-CX-2014-14)

邓志成(1979-)，男，吉林省吉林人，高级工程师，硕士，研究方向为发电机组强度、寿命与可靠性. 电话(Tel．)：021-64358710-402；E-mail：dengzhicheng@speri.com.cn．

1674-7607(2016)12-0958-05

TK262

A 学科分类号：470.30