某1 000 MW超超临界汽轮机转子冷态启动优化

吴凌轩, 纪冬梅

(1. 上海电力大学 能源与机械工程学院， 上海 200090;2. 上海电气集团上海电机厂有限公司， 上海 200240)

《国家中长期科学和技术发展规划纲要(2006—2020)》将“重大产品和重大设施寿命预测技术”列为前沿技术中的先进制造技术，全国各大高校和科研机构联合企业开展了汽轮机寿命管理方面的大量工作，分别在汽轮机转子热应力的分析、疲劳和蠕变寿命损耗的计算、设备剩余寿命的评估及在线监测系统的研制方面进行了研究，并取得了成果。

超超临界机组的大规模应用引发了许多亟待解决的问题，很多电厂希望在安全的前提下，尽量快速地启停机组，这样可以节省在启动过程中所消耗的煤和油，降低运行成本。超超临界汽轮机转子的寿命关系到整台汽轮机的寿命，合理地控制启停时间、尽量减少热应力是保护超超临界机组零部件安全的重要措施。

随着火电机组参与调峰次数的增多，汽轮机转子在频繁启动过程中，疲劳寿命损耗加剧，为了提高火电机组的安全性、经济性，指导汽轮机运行，研究汽轮机启动过程的优化具有极其重要的意义。

汽轮机在冷态启动时，转子金属内部将产生较大的温度梯度并由此产生热应力，尤其是汽轮机高压转子的进汽端轴的汽封和前几级叶片根部，汽温变化最剧烈，是转子的最危险部位；由于汽轮机转子是高速旋转的部件，目前尚无直接测量其金属温度和热应力的有效手段，需要通过理论计算[1-4]的方法间接得到转子的温度和应力分布情况，从而指导优化汽轮机启动过程。

兑悦等[5]分析了某320 MW亚临界凝汽式汽轮机的冷态启动过程，将启动过程分成几段，分别改变各段的进汽温升速率，基于非线性函数寻优对汽轮冷态启动过程进行了优化，在保证安全的前提下，将启动时间缩短了近300 s。蔡宇[6]在确定了蒸汽和转子表面金属温差的限值后，建立了汽轮机启动优化目标函数数学模型，综合考虑了燃料消耗量、寿命损耗、控制启停过程的可操作性及电网效益等方面，通过改变进汽温升速率，获得了最优化启动方案。

笔者使用有限元法对某1 000 MW超超临界汽轮机高压转子冷态启动过程进行分析，计算得到汽轮机冷态启动过程中高压转子的温度场和应力场，通过改变汽轮机的进汽温度对汽轮机的启动过程进行优化，最后比较了优化前后汽轮机转子的寿命。

1 通流部分传热系数的计算及分析

1.1 计算说明

温度的变化在热力机械构件里将引起受热构件的形状发生变化，产生收缩或膨胀的热变形。物体如果在温度变化时，变形受到限制，在其内部会形成应力，该应力称为热应力。计算汽轮机高压缸转子热应力之前，必须得到启动过程中汽轮机的温度分布。在汽轮机冷态启动的过程中，和高压缸转子外表面直接接触的蒸汽的温度以及蒸汽与转子的传热系数均随轴向位置、启动时间变化，是时间和空间的函数。

根据电厂提供资料，冷态启动时高压转子的参数见图1。

转子不同部位传热系数的计算方法是不同的，按照计算模型不同，将高压缸转子分为无汽封光轴、带动叶片叶轮、高低压汽封、带汽封光轴、叶轮轮面这5个部分，在MATLAB软件中编制程序计算不同位置的传热系数。

1.2 计算结果

汽轮机高压转子结构见图2，其中：Q表示高压侧汽封，C表示低压侧汽封，H表示级。

笔者选用文献[7]中的方法计算无汽封光轴、高低压汽封和带汽封光轴的传热系数，选用文献[8]中的方法计算叶轮轮面的传热系数，选用文献[9]中的方法计算倒T形叶根的传热系数。

典型位置的传热系数计算结果见图3。

由图3可得：随着冷态启动时间的推移，蒸汽的压力和温度不断上升，蒸汽与转子表面的传热系数显著增加。汽封处传热系数最高，C2处的传热系数为2.0×104W/(m2·K)；倒T形叶根处的传热系数最低，大多在1 000 W/(m2·K)以下，这是由于倒T形叶根的热阻和结构直接相关，传热系数是固定的且有上限。

2 高压转子冷态启动结果分析

2.1 启动前温度场

进行有限元分析之前，首先要确定高压转子的初始温度分布，结果见图4。

2.2 冷态启动开始100 s时温度场

冷态启动开始100 s时局部放大高压转子的温度分布见图5。

由图5可以看出：高压转子的最高温度为359 ℃，位于进汽处，该处直接与400 ℃进汽接触，温度最高。冷态启动开始100 s时局部放大高压转子的应力分布见图6。由图6可以看出：高压转子的最大应力为658 MPa，位于高压侧汽封处。

2.3 启动过程应力曲线

整个启动过程时间为480 min，启动过程中最大应力点的应力变化曲线见图7，启动初期的时候应力很大，所以对启动初期应力进行细化。由图7可以看出：高压侧汽封处(C1和C2之间)的应力最大，为750 MPa。

3 进汽温度优化后转子应力分析

3.1 优化方案

文献[5]中提出的优化方案为改变进汽温升速率，高压转子启动中期时应力达到最大值，优化目标函数为缩短冷态启动时间。冷态启动过程中高压转子最大应力发生在启动开始后3～5 min，根据汽轮机启动曲线，此时进汽温度为400 ℃、进汽压力为8.5 MPa。由于高压转子在启动过程中的寿命损伤和最大应力的关系密切，该机组高压转子达到最大应力时，进汽温度和进汽压力尚未发生明显改变，所以无法通过更改进汽温升速率来降低转子启动过程中的最大应力。

通过上述分析可知：为提高高压转子冷态启动寿命，应将降低最大应力为优化目标，在保证启动总时间不变的约束条件下，合理改变汽轮机高压缸的进汽参数。冷态启动时汽轮机进汽温度在360～440 ℃，笔者据此提出3个优化方案，具体见图8。

3.2 优化后应力计算

采用3个优化方案后，高压转子应力见图9。由图9可以看出：3个方案的最大应力位置均在高压侧汽封处(C1和C2之间)，方案1、2、3的最大应力分别为725 MPa、700 MPa、 660 MPa。

4 寿命计算及分析

在所有的ε-N(ε为循环应变，N为循环次数)关系式中，Manson-Coffin公式使用最为广泛，该1 000 MW超超临界汽轮机转轴材料(X12CrMoWVNbN10-1-1钢)在600 ℃多轴应力下的循环应变和循环次数表达式[10]为：

ε=0.003 04(2N)-0.090 2+0.583 6(2N)-0.813 1

(1)

文献[10]中给定的金属材料循环稳定的关系式为：

(2)

式中：σeq为应力幅值，MPa；E为弹性模量，MPa；K为循环应变硬化系数；n为循环应变硬化指数。

温度为600 ℃时，弹性模量为137.7 GPa；文献[10]中给出K为618.5、n为0.0921 。

笔者没有对汽轮机正常运行过程进行分析，仅计算每次冷态启动疲劳损伤消耗的转轴材料寿命S，其计算公式为：

S=1/N

(3)

优化方案的转轴材料寿命计算结果见表1。

表1 优化方案的寿命计算结果

初始进汽温度与循环次数的曲线见图10。

5 结语

笔者采用优化进汽温度的方法，显著降低了该1 000 MW超超临界汽轮机高压转子冷态启动过程的最大应力，增加了高压转子的寿命。在冷态中后期高压转子应力水平较低，适当缩短中后期启动的时间，可以在不影响转子寿命的前提下，缩短汽轮机冷态启动时间，这是后续待研究的课题。

传热系数计算模型的选取对传热系数计算结果可能会产生一定影响，目前还没有统一计算汽轮机高压转子传热系数的方法，如何用试验方法对传热系数进行计算也是后续待研究的课题。