我国大型汽轮机技术研究进展与展望

2022-07-30史进渊夏心磊

动力工程学报 2022年6期

史进渊，李军，刘霞，杨宇，孙庆，夏心磊，祁昊

(1．上海发电设备成套设计研究院有限责任公司，上海 200240；2．西安交通大学能源与动力工程学院，西安 710049；3．上海电气电站设备有限公司上海汽轮机厂，上海 200240)

汽轮机是煤电机组、核电机组、燃气与蒸汽联合循环发电机组与太阳能光热发电机组的关键设备。由于我国能源结构的特点，汽轮机是我国能源高效转换与洁净利用系统的核心动力装备。

为了提高汽轮机的效率，将汽轮机的进汽参数提高到超临界和超超临界参数，此时材料强度接近使用极限，进汽密度增大引发汽流激振从而影响轴系稳定性。为了保证高参数汽轮机的安全服役，需要加快结构强度与寿命、轴系动特性以及高温材料等方面关键技术的研发。随着汽轮机功率增大到1 000～1 755 MW，汽轮机部件尺寸增大，面临大型铸锻件制造技术难题，超长轴系则面临复杂的振动问题。伴随着可再生能源发电机组装机容量的增加，电站汽轮机需快速起动与常态化深度调峰，从而影响汽轮机的寿命与安全性。为了保证汽轮机的安全服役，需要研究有关一键起停与热应力监控、结构强度与寿命等方面的关键技术。

在提高汽轮机参数方面，欧洲、日本和美国正在研发700 ℃超超临界汽轮机；在增大汽轮机功率方面，欧洲正在建设欧洲压水堆EPR第三代核电机组，采用大型核电汽轮机[1]。在煤电机组汽轮机的安全服役年限方面，全球范围服役年限最长超60 a，欧洲大部分煤电机组汽轮机的服役年限超过50 a；美国燃煤发电厂汽轮机的平均使用年限为42 a，有11%超过60 a[2]。过去核电汽轮机设计寿命要求为40 a，目前设计寿命提高到60 a[3]。

从21世纪起，我国汽轮机技术得到快速发展[4]。国内生产的610～620 ℃单轴1 000 MW二次再热火电汽轮机、620 ℃单轴1 240 MW一次再热火电汽轮机、AP1000和EPR第三代压水堆核电站使用的1 250 MW和1 755 MW半速核电汽轮机均已经投运，630 ℃单轴1 000 MW二次再热汽轮机和630 ℃高低位布置的双轴1 350 MW二次再热汽轮机即将投运[1]。笔者回顾总结了过去10年我国在提高汽轮机效率、保证汽轮机安全服役与灵活运行等方面技术研究的重要进展，并展望下一步汽轮机技术研究方向，这对于我国汽轮机的技术发展具有重要意义。

1 汽轮机技术发展的背景

针对汽轮机高效率、安全服役与灵活运行的技术需求，需要研究解决汽轮机高参数、大容量、长寿命、高可靠性、快速起动和深度调峰等技术难题，如表1所示。

表1 汽轮机的技术需求与关键技术Tab.1 Technical requirements and key technologies of steam turbines

针对汽轮机的高效率与灵活运行的新要求，国内发展了汽轮机通流部分优化与宽负荷性能优化等技术；针对620～630 ℃的高参数火电汽轮机运行40 a与核电汽轮机运行60 a的长寿命和高可靠性的新要求，国内发展了汽轮机的结构强度与寿命、轴系动特性与支撑以及高温材料与焊接转子等技术；针对汽轮机快速起动与深度调峰的灵活性等新要求，国内发展了汽轮机一键起停与热应力监控等技术。

下一步开发的700 ℃火电汽轮机技术、2 000 MW等级核电汽轮机技术和汽轮机智能技术，目标是在安全服役的前提下实现高效率与灵活运行。

2 通流部分优化

2.1 全三维流场定常分析

在汽轮机一维、准三维通流设计满足总体性能要求的基础上，全三维流场定常气动计算技术已经进入产品的设计流程。随着数值技术和计算机硬件的发展，汽轮机通流部分全三维流场分析和气动性能评估在精度和速度上满足了汽轮机设计的需求[5]。我国研制的大功率电站汽轮机采用了先进的全三维叶片气动设计技术。除低压缸的末三级叶片外，汽轮机超高压缸、高压缸、中压缸与低压缸的叶片均采用了马刀型的全三维弯扭的静叶片和动叶片，气动效率得到显著提升。

2.2 非定常流动特性分析

汽轮机通流部分的非定常流动特性主要是由动叶片与静叶片之间的相对运动引起的动静干涉效应造成的[6]。汽轮机通流部分的全三维设计已经从定常设计发展到考虑非定常干涉作用下的时序效应设计阶段。非定常流动特性改变了叶片的载荷特性，进而影响汽轮机级的热功转换和气动效率。采用非定常数值手段进行动静干涉效应下的汽轮机通流内部损失机理及二次流时空演化特性分析，可以为汽轮机通流设计优化提供更加详实的参考依据。

2.3 气动性能优化设计

随着计算流体动力学的发展，全三维气动数值求解方法进入汽轮机通流部分精细化气动性能优化的设计流程。采用汽轮机通流部分设计变量的不确定性量化方法，通过基于数据挖掘的设计变量敏感度分析，获得对通流效率具有显著影响的设计变量，以提高设计质量和加速设计周期。从气动力学角度，我国在1 000 MW汽轮机的通流设计中采用了反动度数值优化的设计方法，通过反动度的寻优设计，确定叶片级的几何尺寸、焓降、进汽角和出汽角特性，获得最优的整体通流效率。

3 宽负荷性能优化

3.1 宽负荷通流性能优化

高压和中压通流采用等根径焓降优化分配设计，低压通流采用最佳焓降匹配、最佳反动度设计，高压和中压各级排汽角均为轴向排汽设计。通过采用高效宽负荷叶型，叶型端部二次流损失明显改善，能量损失系数减小，级性能提高；静叶叶型损失平均减小1%，动叶叶型损失平均减小1.1%。增强了变工况适应性，高压缸与中压缸效率在低负荷工况下提高约2%。

对低压末级静叶片和动叶片弯曲、扭曲的型线等结构进行优化改进，使末级气动性能有所改善，动叶片优化后还减小了末级余速损失，使得末级效率提高。优化改进后级效率和宽负荷适应性有一定提升，不仅在设计工况的性能得到提高，低负荷工况的性能也得到改善，且收益更大。将末级叶片和低压排汽腔室一起进行气动性能耦合优化，获得气动性能更优的低压排汽腔室。集成采用高效宽负荷叶型、末级叶片优化改进、进汽和排汽腔室优化改进，可使低压缸效率提高0.5%～1.5%。

3.2 调峰性能优化

当大功率汽轮机在日常运行中承担调峰任务时，需要研究掌握宽负荷高效汽轮机的调峰性能优化技术。针对调峰汽轮机宽负荷变工况运行的特点，以变工况性能较好的后加载叶型为母型，开发高效宽负荷叶型，以满足常态化深度调峰与宽负荷变工况高效运行的要求，并对汽轮机的高压模块、中压模块和低压模块进行结构优化改进。高压模块优化为单流程的圆筒形多层缸结构，中压模块优化为多层缸和双分流结构，低压内缸和低压轴承箱均采用落地式结构[7]。采用新型汽封技术，汽轮机不同部位选择迷宫、侧齿、蜂窝、自调整、刷式和小间隙等不同形式的汽封组合方案，相比单一形式汽封方案，组合方案具有更好的节能效果。

应用汽轮机冷端优化技术，结合煤炭价格、机组年运行状况和当地气象条件，对冷却塔的有效面积与收水高度、凝汽器面积和循环水泵选型等进行优化改进。具备抽汽供热的汽轮机，可以结合蓄热系统参与调峰，也可以采用低压缸少汽运行方式，将做功与供热进行切换参与调峰，以优化汽轮机的调峰性能。

4 结构强度与寿命

4.1 抗高温蠕变变形设计

随着大型汽轮机进汽参数的提高，汽轮机材料强度接近使用极限，汽轮机高温部件面临蠕变变形问题。建立汽轮机高温部件的三维有限元计算模型，考虑部件力载荷与温度梯度，采用有限元分析法计算得出汽轮机高温部件280 000 h(约40 a)的冯·米塞斯(von Mises)等效应力σeq、3个主应力(σ1,σ2,σ3)、3个主应变(ε1,ε2,ε3)和6个应变分量(εx,εy,εz,εxy,εxz,εyz)的计算结果，确定汽轮机高温部件蠕变变形的2个设计量，即沿危险截面平均最大主应变ε1m和局部最大主应变ε1max。依据等效应力σeq、静水压力σ=(σ1+σ2+σ3)/3、材料蠕变的Norton指数和sinh(x)函数，计算汽轮机高温部件蠕变变形设计的Cocks与Ashby系数FCA[8]，计入多轴韧性对高温部件蠕变失效的影响。

按塑性力学中“应变分析”的方法确定沿危险截面平均最大主应变ε1m，考虑多轴蠕变效应的Cocks与Ashby系数FCA后，汽轮机高温部件蠕变变形的第1个设计判据为ε1m×FCA≤1%；采用有限元分析得出局部最大主应变ε1max，汽轮机高温部件蠕变变形的第2个设计判据为ε1m×FCA≤30%。

4.2 多工况强度设计

大型汽轮机快速起动时，汽轮机关键部件面临多工况强度设计问题。采用有限元分析方法，计算在汽轮机稳态额定工况下关键部件沿危险截面各应力分量的积分平均值和表面等效应力，并计算起停与变负荷瞬态工况的局部应力，利用材料试件(处于单轴应力状态)力学性能的试验数据，开展汽轮机关键部件多轴应力状态的多工况强度设计。

采用第四强度理论计算多轴应力的等效应力，采用塑性失效准则进行汽轮机关键部件强度的分析设计，即对稳态额定工况采用考虑极限载荷的极限设计方法，对起动、停机与变负荷瞬态工况采用考虑安定载荷的安定性设计方法[9]。第1个设计判据是在稳态额定工况下由危险截面各应力分量的积分平均值计算得出等效应力小于部件许用应力；第2个设计判据是稳态额定工况的表面等效应力小于材料屈服极限；第3个设计判据是起动、停机与变负荷瞬态工况的局部等效应力小于1.5～2倍材料屈服极限。

4.3 总寿命设计

伴随着可再生能源消纳比例的不断增长，大型汽轮机参与深度调峰，汽轮机部件面临安全性与总寿命设计问题。在汽轮机的起动、停机、深度调峰与变负荷等瞬态工况，汽轮机关键部件会产生低周疲劳裂纹萌生与裂纹扩展。在汽轮机带负荷稳态额定工况，工作温度与力载荷引起的蠕变作用会导致汽轮机关键部件产生蠕变裂纹萌生与裂纹扩展。在汽轮机使用过程中，起动、停机、深度调峰与变负荷等瞬态工况和带负荷稳态额定工况交替出现，汽轮机关键部件交替发生低周疲劳与蠕变损伤，在该交互作用下汽轮机关键部件发生裂纹萌生与裂纹扩展。汽轮机关键部件低周疲劳裂纹萌生与裂纹扩展的寿命单位是疲劳循环次数，而蠕变裂纹萌生与裂纹扩展的寿命单位是运行小时数，2种损伤机理作用下总寿命设计面临寿命单位不同的技术难题。

在分别计算汽轮机关键部件的低周疲劳裂纹萌生寿命、蠕变裂纹萌生寿命、低周疲劳裂纹扩展寿命、蠕变裂纹扩展寿命的基础上，构建了年均低周疲劳与蠕变裂纹萌生寿命损耗以及年均低周疲劳与蠕变裂纹扩展寿命损耗2个新的物理量[10]，获得低周疲劳与蠕变裂纹萌生日历寿命以及低周疲劳与蠕变裂纹扩展日历寿命。

将裂纹萌生日历寿命和裂纹扩展日历寿命相加得出汽轮机关键部件的日历总寿命。完成了2台超临界600 MW汽轮机高压内缸外表面寿命薄弱部位总寿命的计算分析和电站服役的工程验证实例，结果表明，1号和2号汽轮机高压内缸总寿命计算的相对误差分别为4.12%和-0.48%[11]，总寿命的计算结果符合电站服役的工程实际。

4.4 转子高周疲劳寿命

大尺寸汽轮机转子面临高周疲劳问题，这是影响核电汽轮机60 a日历总寿命的因素之一。上百吨汽轮机的转子采用大跨距轴承支撑，在转子自身重力载荷的作用下，转子重心以上部位的外表面产生压应力，转子重心以下部位的外表面产生拉应力。汽轮机每转一周，转子外表面某一点承受转子自重作用而产生疲劳循环一次。对于半速核电汽轮机，每秒疲劳循环25次，若每年运行7 000 h，则30 a高周疲劳循环1.89×1010次、40 a高周疲劳循环2.52×1010次、60 a高周疲劳循环3.78×1010次[3]。

对于汽轮机带负荷稳态额定工况，建立汽轮机转子的三维力学模型，计算得出转子的温度场、高周疲劳循环的最大应力σmaxH、最小应力σminH和应力范围ΔσH。通过材料疲劳试验可以确定应力比为R的疲劳裂纹扩展门槛值ΔKth，R、疲劳裂纹扩展速率Paris公式的材料试验常数C0和m0。采用断裂力学方法可以计算出转子高周疲劳裂纹扩展的裂纹尺寸界限值ath、高周疲劳临界裂纹尺寸acH以及裂纹尺寸从ath至acH的高周疲劳裂纹扩展寿命NfH。在汽轮机使用过程中，汽轮机的起动、带负荷稳态运行和停机等工况交替出现，转子交替发生低周疲劳损伤与高周疲劳损伤。

汽轮机转子疲劳裂纹扩展由2个阶段组成，在汽轮机转子疲劳裂纹扩展的第一阶段，由于裂纹尺寸a≤ath，裂纹扩展的主要损伤机理为低周疲劳，计算汽轮机转子在低周疲劳作用下第一阶段疲劳裂纹扩展日历寿命τCL,f1。在汽轮机转子疲劳裂纹扩展的第二阶段，裂纹尺寸a>ath，裂纹扩展的主要损伤机理为低周疲劳和高周疲劳的交互作用，计算汽轮机转子在低周疲劳与高周疲劳交互作用下第二阶段疲劳裂纹扩展日历寿命τCL,f2。

在汽轮机服役期内，转子疲劳裂纹扩展日历寿命τCL,f为τCL,f1与τCL,f2之和。完成了某型号1 000 MW半速核电汽轮机采用焊接低压转子的母材外表面寿命薄弱部位的疲劳裂纹扩展日历寿命计算，虽然该转子疲劳裂纹扩展日历寿命超过了40 a，但没有达到核电站业主要求的60 a。研究得出2种不同的改进方案可供选用，方案一是在设计阶段将该转子表面寿命薄弱部位的圆弧半径增大50%，适用于核电汽轮机研制过程的设计改进；方案二是在运行阶段将该核电汽轮机的年均停机次数从99次减少到66次[12]，适用于在役核电汽轮机运维过程的设备管理。采用2种改进方案后，均能使该核电汽轮机转子表面寿命薄弱部位的疲劳裂纹扩展日历寿命达到核电站业主要求的60 a。

5 轴系动特性与支撑

5.1 大型重载轴承

近十年来，1 000 MW级超超临界机组与大容量半速核电机组的低压转子和发电机转子采用径向支撑轴承，呈现大直径和高比压特点。已研制出的1 000 MW级超超临界机组(900～1 240 MW)和核电半速机组(1 000～1 755 MW)所采用径向支撑轴承的最大直径分别达到560 mm和800 mm，轴承的最大设计工作比压分别达3.0 MPa和2.7 MPa，已接近最大设计许用比压3.2 MPa。为保证重载高承载能力和油膜优良的润滑特性，这些机组常采用带有特殊槽和油囊的固定瓦(如圆瓦和椭圆瓦)轴承，并进行结构优化，如优化改进的袋式圆瓦轴承，1 000 MW级核电机组也有应用瓦张角不同的可倾瓦块轴承等。

基于非线性的轴承润滑油膜特性数值计算分析结果，建成更接近实际情况的大型重载轴承油膜特性数据库，应用于重载轴承支承下的轴系动力学特性设计。在直径为500 mm的径向轴承试验台上进行了轴承润滑油的流量功耗以及动态油膜刚度的实测。在1 500 MW发电机转子厂内动平衡试验条件下，开展了直径为800 mm重载轴承的动特性实测研究，并对单机容量为1 755 MW级半速核电机组发电机用椭圆轴承进行了试验研究，为大型重载轴承的动特性设计方法提供了试验验证。

5.2 轴系适配组合

为满足多品种、高参数和大容量机组的设计需求，机组轴系的组合呈现多种形式，同时轴系动特性和安全稳定性技术难度也更大，促使轴系振动设计技术水平不断提高。全速单轴高参数超大容量火电机组的最大功率为1 240 MW，包括发电机的轴系总长为55 m，采用五缸(高压缸、中压缸和3个低压缸)六排汽，高压转子双支承，其余转子单支承，五转子六轴承。全速双轴机组最大功率为1 350 MW，采用高低位双轴布置，高位机两缸(超高压缸、高压缸)，低位机五缸(中压缸2个、低压缸3个)六排汽。高位机转子单支承，两根转子三轴承；低位机转子单支承，五根转子六轴承。高位机采用带弹簧隔振器的混凝土基础与钢架基础组合，低位机置于汽轮机厂房钢筋混凝土基座上。半速单轴核电机组最大功率为1 755 MW，包括发电机的轴系总长为70 m，采用四缸六排汽，四转子八轴承，均采用落地轴承座和弹簧隔振基础。

5.3 弹簧隔振基础

大容量全速单轴火电机组和半速单轴核电机组的开发，使得长轴系下轴系刚性下降以及轴系低阶临界转速进一步降低，汽轮机基座选用弹簧隔振基础，使得基础低阶主模态频率降低、避开了轴系的低阶临界转速，同时减少了汽轮发电机组与厂房内设备的振动传递。过去十年，弹簧隔振基础在半速核电机组得以广泛应用，在火电超超临界二次再热机组中也有应用。按实物机组轴系和弹簧隔振基础缩小10倍尺寸，建立了轴系与弹簧隔振基础系统动特性模型试验台[13]；开展现场650～1 755 MW核电机组振动特性测试以及三维有限元建模分析，进一步掌握了弹簧隔振基础支撑下机组轴系动力学特性的设计分析技术和大型弹簧隔振基础的设计技术。

在轴系静动态特性的计算分析方面，基于三维有限元动态子结构法对机组的转子、轴承油膜与轴承座、其他静子载荷以及弹簧隔振基础进行实体建模，将弹簧隔振基础作为1个子结构[14]，进行机组与弹簧隔振基础联合振动条件下的轴系动力学特性计算分析，实现了在设计阶段对机组轴系与弹簧隔振基础的匹配性进行预测分析和优化设计改进。这些理论分析和试验研究为大容量汽轮发电机组和弹簧隔振基础在多模块下的轴系动力学特性设计与计算软件的开发提供了试验验证。

6 高温材料与焊接转子

6.1 620 ℃先进铁素体钢

在600 ℃汽轮机大量采用铁素体钢的基础上，对已有600 ℃转子钢和铸钢添加质量分数为1%的Co和100×10-6(即100 ppm)的B，并对Si、Mn和Ni含量进行了微量调整，得到含Co和B的新型9%Cr铁素体钢FB2M和CB2M(其中9%为Cr的质量分数)。全尺寸模拟件试验表明，FB2M和CB2M的高温性能明显优于600 ℃用转子钢和铸钢，也优于欧洲开发的620 ℃用转子钢FB2和铸钢CB2，FB2M和CB2M的最高工作温度可达625 ℃。含Co和B的新型9%Cr铁素体钢FB2M和CB2M已经在我国首台再热蒸汽温度为620 ℃的淮沪电力有限公司田集第二发电厂超超临界燃煤电站成功应用。

6.2 630 ℃先进铁素体钢

620 ℃汽轮机投入应用新型铁素体钢后，国内又开始开发适用工作温度更高的铁素体钢，期望在不使用或尽可能少使用镍基合金的基础上进一步提高汽轮机的进汽温度。通过Mo和W的复合强化进一步提高铁素体钢的使用温度，已开发完成可满足630 ℃汽轮机使用要求的新型转子钢FW2、铸钢CW2、高温叶片和螺栓钢BW2。新型转子钢FW2的最高使用温度比FB2M高出10 K左右。新设计超超临界机组的二次再热温度已提高到630 ℃，汽轮机的高温转子已经采用了高温性能更好的FW2材料。

6.3 焊接转子

截至2019年底，我国已经成功焊接制造各类型焊接转子440余根，实现了商业运行，并保持着零故障的记录。焊接转子的应用领域广泛，覆盖汽轮机转子类型有125～1 000 MW火电汽轮机低压焊接转子、超超临界高压焊接转子、1 000 MW级核电汽轮机低压焊接转子、联合循环汽轮机与光热汽轮机的异种钢焊接转子等。CPR1000核电汽轮机焊接转子已经从2011年开始批量化生产。某型号“华龙一号”半速核电汽轮机低压焊接转子由8个锻件焊接而成，共计有7条焊缝，转子最大外径达3 100 mm左右，转子总长度约13 m，转子质量约283 t，末级叶片采用自主研发的1 710 mm长叶片，安装动叶片后总质量约315 t。2014年2月，全速超超临界1 000 MW级汽轮机低压焊接转子在华能国际电力股份有限公司南通电厂成功投运。2016年12月，我国第一根600 ℃超超临界汽轮机高中压异种钢焊接转子在华电国际电力股份有限公司奉节发电厂成功投运。

联合循环汽轮机转子的高温段在高温、高压蒸汽中工作，要求高温段的转子材料具有良好的高温性能；随着蒸汽在汽轮机中不断膨胀做功，温度和压力逐渐降低，叶高不断增长，要求低温段的转子材料具有较高的强度和良好的韧性。采用焊接转子把2种不同的锻件材料连接在一起形成整根转子，可以满足同一根转子不同区域的不同材料性能的需求。光热汽轮机转子一端处于520 ℃以上的高温区域，要求转子高温段的高温强度好；另一端处于40～50 ℃的常温区域，要求转子低温段具有较高的强度和良好的韧性，采用30Cr1Mo1V与30Cr2Ni4MoV锻件的异种钢焊接转子解决了该技术难题。

7 一键起停与热应力监控

7.1 一键起停

发电机组计算机分散控制系统(DCS)的汽轮机一键起停(Automatic procedure start-up/shut-down，APS)，其突出的技术特征是全盘自动化，即全工况、全过程、全自动地控制发电机组[15]。汽轮机控制系统(TCS)是全厂APS的重要组成部分，可实现汽轮机的全自动起停，提高汽轮机的自动化水平和运行安全性。在汽轮机一键起停系统的作用下，汽轮机能够随时安全起动，符合电厂最短起动时间和高可靠性的运行要求。在起动过程中，由汽轮机主控程序控制(SGC)整个冲转过程，在起动前判断机组是否满足起动条件，在起动冲转及带负荷过程中，通过对关键部件(即阀门、转子和汽缸)进行热应力计算，得出温差裕度，确定升速率和升负荷率。起动过程中，在适当的时机向汽轮机辅助系统及其他相关系统发出指令并从这些系统接受反馈信号，使这些辅助系统的状态与汽轮机起动要求相适应。

汽轮机主控程序可由运行人员在集控室发出起停指令，也可接受机组级协调控制指令，完成整套机组自起停。汽轮机主控程序的任务就是使汽轮机和所有需要起动的辅助系统安全、可靠地从停机状态转换到发电运行状态。一键操作能自动完成的汽轮机起动与停机过程中的控制功能包括：协调从停机到满负荷运行的自动起动过程；在不同运行工况下(包括冷态起动、温态起动、热态起动、极热态起动和过临界转速、负荷变动)监控热应力；自动完成从满负荷到投盘车的停机操作过程；在汽轮机起动和停机过程中，协调整个控制系统的有关设备。

7.2 热应力监控

热应力监控的运算结果决定了汽轮机起动过程的升速率以及负荷变动过程的最大允许负荷变化速率，是汽轮机一键起停不可缺少的重要参数。通过控制汽轮机耐用关键部件内外温差来控制热应力，以减小其疲劳寿命损耗。以超超临界二次再热1 000 MW机组为例，超高压转子、高压转子、中压转子、超高压主汽阀与调节阀的阀壳和超高压外缸的缸体是热应力监控的关键部件。

在超高压主汽阀与调节阀的阀壳和超高压缸外缸上分别安装了90%深度和50%深度的2支热电偶，作为温度测点进行壁温测量。90%深度处的温度T1表征直接接触蒸汽并进行热交换的相应阀壳与汽缸的表面温度，50%深度处的温度Tm表征相应阀壳与汽缸的平均温度[16]。由于汽轮机耐用关键部件热传导的延迟，Tm的变化总慢于T1的变化，二者的温差与部件热应力成正比。对于超高压转子、高压转子和中压转子，采用内缸90%深度处测量温度近似表示转子表面的温度Ta，再通过仿真计算得出转子平均温度Tm和转子中心温度Tax。转子表面温度Ta和转子平均温度Tm的差值与转子热应力成正比。

汽轮机的热应力限制曲线是根据耐用关键部件材料寿命确定的，一旦超限就有可能影响汽轮机的设计寿命。为此，在汽轮机运行中需要留出一定的安全裕量，即温差裕度。每一个关键耐用部件均有1个允许的温差裕度。温差裕度的允许值与运行人员选择的机组起动模式有关，起动模式分为快速起动、正常起动和慢速起动3种。快速起动的允许温差裕度最大，正常起动次之，慢速起动最小。当汽轮机处于起停或变负荷等瞬态工况时，蒸汽温度的波动更容易引起汽轮机关键部件的温度变化并导致温差增大，TCS通过温差裕度来决定或限制机组转速和负荷的变化速率，从而达到闭环控制汽轮机热应力的目的。

8 研究方向

8.1 700 ℃火电汽轮机技术

8.1.1 镍基合金高温部件

对于发电效率高达52%～55%的二次再热700 ℃发电机组的汽轮机，超高压转子、高压转子和中压转子均采用焊接转子结构，高温段拟采用镍基合金，超高压内缸、高压内缸、中压内缸、超高压阀壳、高压阀壳和中压阀壳等大型铸件的材料拟采用镍基合金，高温叶片也采用镍基合金。采用镍基合金制造汽轮机的大型高温部件时，大型铸锻件研制、结构强度与寿命、材料力学性能和焊接转子工艺等均有待深入研究。

8.1.2 非镍基合金高温转子

为了降低700 ℃汽轮机采用镍基合金的材料成本，采用非镍基合金研制700 ℃汽轮机的技术方案，其主要特点是采用铁素体钢或奥氏体钢材料、转子蒸汽冷却与焊接转子等技术[17]。计算分析表明，由于冷却蒸汽流量很小，对汽轮机热耗率影响也较小，但可以有效降低700 ℃汽轮机研制的技术难度和造价。采用非镍基合金制造700 ℃汽轮机高温转子时，其结构强度与寿命、转子冷却技术、冷却蒸汽对汽轮机热力性能的影响等有待深入研究。

8.1.3 汽轮机总体布置方式

700 ℃二次再热发电技术面临的另一个问题是性价比问题。在传统的汽轮机布置方式中，主蒸汽管道、一次再热蒸汽管道和二次再热蒸汽管道若采用镍基合金，则造价昂贵。700 ℃汽轮机采用双轴高低位布置或单轴全高位布置的技术方案可以有效缩短主蒸汽管道、一次再热蒸汽管道和二次再热蒸汽管道的长度以及减少镍基合金使用量，从而有效降低机组造价。

8.2 2 000 MW等级核电汽轮机技术

8.2.1 研制关键技术

研制和发展CAP1700(1 900 MW)与CAP1900(2 100～2 200 MW)核电汽轮机，需要研究解决的关键技术包括：2 000 MW等级核电汽轮机热力性能优化，结构强度与寿命设计技术，采用弹簧隔振基础的汽轮发电机组轴系振动特性与稳定性设计技术，半速饱和汽轮机2 000～2 300 mm末级长叶片研制，汽轮机大口径主汽调节阀与再热主汽调节阀的研制，饱和汽轮机去湿结构与防水蚀工艺，汽轮机控制与保护系统研制，2 000 MW等级核电汽水分离再热器(MSR)、高压加热器、低压加热器、除氧器与凝汽器的研制等。

8.2.2 半速长叶片

2 000～2 300 mm叶片是为CAP1700和CAP1900半速核电汽轮机开发的末级长叶片，长叶片对应的排汽面积超过32 m2，适用于六排汽1 900～2 200 MW半速核电汽轮机。需要开展末级长叶片的气动、强度、振动和结构设计工作以及加工制造工艺研究，国内已初步具备实物叶片制造条件，下一步需要开展末级长叶片动频试验验证等研究工作。

2 000～2 300 mm长叶片关键技术包括：叶片截面二维型线和叶片积叠规律的设计优化；末级长叶片非定常气动性能与汽流激振特性的研究；整体围带叶片(Intergrated Shrouded Blade，ISB)结构阻尼、强度与振动设计技术；带有抽汽口的低压缸末几级环境下末级长叶片单目标气动优化设计，以及带有阻尼围带和不同形状叶根的末级长叶片多学科与多目标优化设计；汽轮机低压缸湿蒸汽的汽液两相流动实验与数值模拟方法研究[18]，以及先进除湿技术和防水蚀工艺研究[19]。

8.3 汽轮机智能技术

8.3.1 智能设计技术

汽轮机智能设计是将计算机辅助设计(CAD)、复杂实体造型(Unigraphics，UG)等技术与人工智能相结合，利用人工智能相关理论使CAD和UG等技术结合专家知识和经验代替专家完成部分设计工作，从而实现设计更大程度的智能化。通过开发出在一定程度上能够代替或支持专家完成创造性设计的任务，进一步提高设计的智能水平和减轻设计人员的工作量。结合汽轮机设计经验及智能设计技术，提出汽轮机智能设计的3个研究方向：基于遗传算法的工程物料清单方案设计；基于实例推理的部套详细设计；基于UG二次开发的参数化建模。

8.3.2 智能制造技术

通过汽轮机智能制造，实现从产品设计、制造、检验、销售、售后运维以及设备控制到企业资源管理全流程的数据信息集成、交换、传递、存储和处理。结合汽轮机制造工艺及智能制造技术，提出汽轮机智能制造的3个研究方向：基于对数据处理、分析与挖掘的标准化工艺数据平台；基于智能编程及仿真、数字化装配的工艺设计能力；基于融合物联网、自动化和先进网络技术的制造过程管控以及具有自感知、自决策和自执行等特征的高端数字化车间。

8.3.3 智能运维技术

智能运维是使用机器来代替人工运维，运用人机交互的方式运维监控整个电厂系统，保证汽轮机全天候高效安全运行，通过运维大数据与人工智能技术来提高汽轮机组的工作效能。根据我国智慧电厂的潜在需求，提出汽轮机智能运维的4个研究方向：基于协同设计、大数据分析和数字孪生体建模等技术的汽轮机性能仿真、负荷分配、运行优化和性能优化；基于人工智能技术的汽轮机设备检测、状态评估、寿命管理和设备管理；基于智能控制理论、数字化控制系统的汽轮机一次调频控制优化、阀门特性优化和控制优化；基于算法库和专家知识库的汽轮机故障监测、故障预警和故障诊断。