超超临界汽轮机红套环高压内缸密封性研究

2022-08-24董慧文谋高风

现代制造技术与装备 2022年7期

董慧文谋高风

（东方汽轮机有限公司，德阳 618000）

随着大功率汽轮机参数的不断提高，汽缸尺寸不断增加，造成机组在启动、停机和变工况时汽缸法兰内外壁温差过大而产生很大的热应力，直接影响机组的安全稳定运行[1]。当前，超超临界汽轮机多数采用红套环筒型内缸切向进气。这种结构壁薄、紧凑、受力均匀以及热应力小，能避免缸体在运行中出现扭曲问题。

因高压内缸长期处于高温、高压蒸汽环境，导致高压内缸产生高温蠕变应力、蠕变应变，需要降低高压内缸的蠕变断裂韧性[2]。近年来，国内外诸多学者对汽轮机高压内缸进行了密封性、强度分析等研究。例如，文献[3-5]对红套环高压内缸蠕变强度及密封性进行了理论分析。但是，随着机组运行持续时间逐渐变长，高压内缸密封效果逐渐下降，需要通过有效的分析手段进行优化设计。

与传统的密封优化处理方式相比，有限元分析覆盖的范围大，针对性更强，能够更好地解决红套环高压内缸日常应用工程中存在的细节问题，避免出现关联性损坏。此外，由于1 000 MW机组不同直径的过盈红套环对高压内缸的作用程度不同，采用有限元进行特征分析，可以最大限度避免密封优化的误差，打破传统密封模式的局限，更好地解决内缸内漏问题。本文基于有限元分析方法，对某超超临界1 000 MW机组红套环高压内缸密封性进行优化设计与分析。

1 红套环高压内缸设计

某超超临界1 000 MW机组采用28 MPa/605 ℃/623 ℃参数，一次中间再热、四缸四排汽、单轴、间接空冷凝汽式机组。高压部分设有2个进汽口，即汽缸上半及下半各设1个。进汽采用上、下半切向密封进汽，进汽腔室型线采用变截面，可有效降低进汽压损，提高进气效率。高压内缸采用去除中分面法兰的筒形缸结构，由2个半圆形缸通过6个红套环过盈紧固，并在2个高压进汽口下方设有两个小法兰，法兰上布置有8根紧固螺栓。红套环外径外面设有隔热罩，以减缓机组在起机、停机以及负荷变动过程中红套环温度场和应力场的变化造成的红套环变形。描述机组的理论模型，如图1所示。

1.1 材料选择

高压内缸的材质为CrMoNiWVNbN，红套环的编号从进汽侧到排汽侧呈升序排列（详见图2）。根据离进汽区距离远近，计算各个红套环所处级次温度。将序号1～序号3的红套环划分为高温段红套环，材质设置为耐热钢CrCoWNiMo；序号4～序号6的红套环划分为低温段红套环，材质设置为耐热钢CrMoNi。表1为高压内缸和红套环在机组运行参数条件下的相应线胀系数统计结果。

1.2 过盈量设定

红套环高压内缸工作参数及材料确定后，需要针对内缸的应用状态确定实时过盈量。过盈实际上是一种定向的连接方式，被广泛应用于生产设备与装置的连接和密封处。如何确定过盈量非常关键。过盈量太小不能保证汽轮机在长期运行过程中汽缸上、下半中分面的气密性依然良好且不内漏，而过盈量太大又会导致汽缸和红套环的应力过大，且难以满足两者的强度要求[1]，会增加装配难度。

红套环与高压内缸名义过盈量的设计判据为：

式中：DZ为红套环所在位置处汽缸外径直径取值；DR为红套环的内径直径取值；Rb1为红套环所在位置处汽缸外径半径取值；Rb2为红套环的内径半径取值。

经过对比表1的参数发现，红套环材料的线胀系数和高压内缸材料的线胀系数相近。文献[6]指出，如果红套环的线膨胀系数与高压内缸的线膨胀系数相近，名义过盈量取值约为高压内缸外半径的0.001倍。本文结合文献[6]及类似机组的取值，有限元分析时将序号1～序号3级红套环处过盈量设定为0.001 3，序号4～序号6级红套环处过盈量设定为0.001 2。

2 有限元分析

内缸气密性分析主要从两方面考虑：一是机组在冷态、启动和稳定运行时，内缸中分面必须具有良好的接触；二是机组在运行一个大修期后依然保持较好的气密性。

通过图1建立的理论模型导入有限元分析软件，按照设计判据给定初始过盈，在模型中建立接触关系，施加强度工况下对压强载荷进行有限元分析。经过多次试算和优化，得出如下的分析结果。

一方面，在冷态、启动和稳定运行时，内缸中分面接触压应力见图3。由图3可知，在3种过程中，中分面均存在大于2倍内外壁压差连续密封带，汽缸的气密性满足设计要求。

另一方面，长期在高温下工作，高压内缸切向进汽区域红套环、螺栓的高温蠕变尤为明显。通过蠕变分析可知，随着机组运行时间的逐渐变长，内缸中分面的接触情况有变化。从图4可以看出，蠕变8年后，进汽腔室区域的接触压应力有所下降，但内缸中分面4级到10级处和高排段10级到14级处的接触压应力基本保持不变，说明整个中分面依然保持一定的接触压应力，上、下缸之间的接触压应力满足运行8年的要求，满足运行一个大修期后依然保持较好的气密性要求。