抽真空对独立外缸低压模块端汽封间隙的影响分析

段增辉，谢诞梅，邱 健，张立军，欧楚雄，王 涛，沈 政

（1.东方汽轮机有限公司，四川 德阳 618000；2.武汉大学动力与机械学院，湖北 武汉 430072；3.辽宁红沿河核电有限公司，辽宁 大连 116000）

随着汽轮机容量增大，真空的变化越来越成为影响机组稳定性的关键因素。目前大功率机组，特别是真空变化大的空冷机组、排汽面积大的核电机组已经抛弃原来低压内缸落在外缸上的传统结构，而采用轴承直接落地或低压内缸落地结构。其目的均是将跟通流间隙关系密切的部件与低压外缸脱离，减小真空的影响[1-4]。

本文分析的某独立外缸结构的低压模块就是内缸落地的典型结构。该机型以其高效性及稳定性得到用户的广泛青睐，是我国1 000 MW级核电汽轮机领域的主力机型。但大修时发现轴径、低压端汽封底部有磨损现象。汽封碰磨是汽轮机运行过程中发生的常见问题[5-7]，甚至新投运机组适当的碰磨也是保证机组高效性的惯常现象。但是必须摸清碰磨发生的时机与机理，必要时适当处理，否则动静碰磨也会带来效率降低、振动异常等问题[8-10]。因此，电厂做了一系列排查工作，发现低压端汽封在抽真空阶段有明显变形。为找出抽真空阶段汽封间隙变化的影响因素，本文对低压内缸及端汽封的变形进行了有限元分析，为优化措施的施行提供数据支撑及改进方向。

1 独立外缸低压模块结构

独立外缸结构的低压模块结构简单（图1）。外缸通过水平中分面和垂直中分面分成4块壳体，下半底部与凝汽器喉部刚性连接，轴向前后端部有环形法兰面。低压内缸由1个低压内缸中部和两端的排汽锥体组成，排汽锥体下半有外伸的支撑板，端部也带有环形法兰。低压内缸的支撑板轴向穿出低压外缸，内、外缸环形法兰通过柔性密封环连接。柔性密封环为橡胶件，既起到外缸的密封作用，又能吸收内外缸之间各个方向的相对位移。内缸支承板通过若干圆垫铁、斜垫铁支撑在基础上，轴承落在支撑板上。在支撑板前后两侧，分别布置1个死点键与1个导向键。低压端汽封把在低压内缸排汽锥体的轴向端面上。

图1 低压模块示意Fig.1 Schematic diagram of the LP module structure

由于低压内、外缸之间是柔性连接，外缸相对独立。运行过程真空变化、凝汽器载荷变化等引起的外缸变形均由外缸独立吸收，不会传给低压内缸及基础。而通流部件及轴承等影响通流间隙及轴系稳定的部件全部在内缸中，因此机组对外缸刚度的要求大大降低，起到隔绝空气的作用即可。

2 抽真空影响定性分析及临时措施

本文讨论的抽真空是指机组实际的抽真空阶段，不是仅指真空的建立，还包括建立真空伴随的投汽封系统的操作。

真空建立后，低压外缸的变形不会传递到内缸，但内缸端部的轴向端面要受真空力的作用。内缸上下半结构并不相同，刚度存在差异。在真空力作用下，低压内缸不只是轴向变形，在竖直方向也会存在弯曲变形，从而带动端汽封间隙发生变化。

要建立真空，汽封系统必须投运，高温汽封蒸汽会加热汽封体及与其连接的排汽锥体。低压内缸的支撑面离低压端汽封中心有1 500 mm的距离，受热后排汽锥体的膨胀，也会带动汽封体变形。

低压缸轴承跨距8 600 mm，原设计端汽封底部间隙0.45～0.82 mm。针对投运机组已出现的端汽封底部碰磨情况，对后面的机组做了初步优化：

1）在保证总间隙不变的情况下，调整汽封设计间隙，底部放大了0.17 mm；

2）修改低压缸喷水自动投入的逻辑，在投汽封系统时自动投喷水，降低排汽锥体温度。

3 有限元分析

在抽真空过程中，真空力和高温汽封蒸汽的热影响都能引起端汽封间隙的变化。但低压内缸结构复杂，真空力和热影响很难通过常规方法计算。为了找出影响汽封间隙的因素，验证优化措施的有效性，需进行有限元数值分析。本次计算用的软件为ABACUS商用仿真软件。此外，对已经采取了优化措施的某机组的排汽锥体进行了温度监测，作为温度场计算的验证条件。

3.1 计算模型

计算采用的模型包括低压内缸、低压汽封体、支撑低压内缸的圆垫铁、斜垫铁等。根据分析需求，对模型进行了适当的简化和替代处理。

整个模型沿轴线对称，因此以对称面分割，取1/2汽缸作为计算模型。由于分析的问题不涉及汽缸的汽密性，与螺栓关系不大，忽略了水平法兰、垂直法兰的连接螺栓。隔板、转子没有实际建模，其对低压内缸的影响通过重力载荷方式施加。支撑板下的圆垫铁对低压内缸的变形有重要影响[11-12]，为保证数值模拟的支撑板能按实际安装情况自由变形，保留了支撑板底下的圆垫铁、斜垫铁及其球面副结构。地脚螺栓与低压内缸没有实际接触，计算模型没有考虑其影响。

整个模型总长约11 400 mm，高度约7 400 mm，宽度方向取实物1/2，约3 700 mm。

3.2 网格划分

整个模型网格采用一阶四面体单元。网格划分时，兼顾计算量和计算精度，对计算重点关注的汽封体及与其把合的低压内缸排汽锥体端面进行了局部加密。为使网格数量对计算结果的影响减至最小，进行了网格无关性验证。整个模型共有942 000个单元，242 596个节点。模型网格如图2所示。

图2 计算模型网格Fig.2 Mesh generation for the calculation model

3.3 材料特性

计算所用材料：低压内缸材料采用Q345-D，端汽封体、圆垫铁、斜垫铁材料采用Q235-B，均与机组实物材料一致。材料特性见表1。

表1 材料特性Tab.1 Material properties

3.4 计算工况及计算方法

本次计算旨在分析抽真空阶段对低压汽封底部间隙的影响。在这个过程中，分析对象受固有的重力影响，还要承受真空力、汽封蒸汽热影响。计算分3个分析步进行：分析步1仅施加重力载荷；分析步2在重力载荷的基础上加了抽真空工况的真空力载荷；分析步3又加了投轴封状态下热载荷。这样通过3个分析步能分别计算出重力、真空力、汽封蒸汽热影响这3个因素对低压内缸及汽封体变形的影响。其中，温度场的计算采用稳态热传导，计算出与实测温度相当的温度分布，作为分析步3的输入。

3.5 约束边界条件

低压内缸通过斜垫铁、圆垫铁支撑在基础上。整个计算模型竖直方向的约束设在在垫铁座的底面，在死点健槽的远离汽缸的端面约束轴向位移，横向约束通过在对称面采用对称约束实现。位移约束的具体位置如图3所示。

图3 约束条件示意Fig.3 Schematic diagram of the constrains

内缸与排汽锥体之间、缸体上下半之间分别通过垂直法兰、水平法兰绑定处理。端汽封体与排汽锥体之间绑定处理。

模型中各垫铁座固定约束；垫铁垫的底面与垫铁座之间通过球面副滑动接触，摩擦系数取0.2；内缸的支撑板底面与垫铁垫的顶面滑动接触，摩擦系数取0.3。

3.6 载荷施加及计算结果

3.6.1 重力载荷

计算对象重力载荷包括低压内缸、低压隔板、低压转子、低压汽封体等部件的重量。汽缸和汽封体的重量由重力加速度的方式施加；隔板、转子的重力载荷通过等效压强分别施加在汽缸悬挂销槽、轴承上。计算重力载荷下低压内缸及汽封体的变形，提取竖直方向位移结果，如图4所示。

图4 重力载荷下竖直方向位移云图Fig.4 Vertical displace cloud under gravity

因为本问题关注的是端汽封在竖直方向间隙的变化，故只提取了关键部位竖直方向位移值，见表2。由图4和表2可以看出：在自身重力的作用下整个低压内缸模块整体下移，中间下沉，两头上翘；汽封体则随着汽缸端部的变形而改变，整体下沉，远汽缸侧相对上翘。

表2 重力载荷下竖直方向位移Tab.2 Vertical displace under gravity

3.6.2 真空载荷

抽真空后，由于低压内缸仅2个轴向外端面暴露在空气中，承受向内的真空力。内缸其余部分都包在低压外缸内，环境压力相同，不受真空力影响。因此仅需通过在排汽锥体外端面施加压力的方式实现真空力的加载。计算重力载荷及真空力载荷下竖直方向低压内缸及汽封体的变形，结果如图5所示。同样，取关键部位竖直方向位移值，见表3。

由图5和表3可以看出：在真空载荷的作用下，整个低压内缸两头上翘的趋势进一步加剧；整个汽封体整体下沉，远汽缸侧上翘加剧。

表3 重力及真空力载荷下竖直方向位移Tab.3 Vertical displace under gravity ＆ vacuum

图5 重力及真空力载荷下竖直方向位移云图Fig.5 Vertical displace cloud under gravity ＆ vacuum

3.6.3 热载荷

汽轮机的汽封系统在低压模块的作用是防止空气漏进低压缸，通过微正压的高温汽封供汽和微负压的抽汽来实现密封功能[13]。供入汽封蒸汽是低压缸和凝汽器能建立真空的前提条件。在抽真空阶段，高温轴封蒸汽的热影响是一个必须考虑的重要因素。计算汽封蒸汽热载荷引起的变形的关键在于建立与实际汽缸温度分布相当的温度场[14-15]。为此，在现场实测了汽轮机投轴封后排汽锥体的温度分布，如图6所示。

图6 实测排汽锥体温度场（℃）Fig.6 The measured temperature field of the exhaust cone (℃)

计算时，通过在轴封供汽腔室处施加热源，对汽封体、汽缸进行热传导分析，并与现场实测排汽锥体温度进行比较，获得与实测相当的温度场，如图7所示。计算重力、真空力、热载荷联合作用下低压内缸及汽封体的变形，提取竖直方向位移结果云图，如图8所示。同样，取关键部位竖直方向位移值，见表4。

图7 计算温度场Fig.7 The calculated temperature field

图8 重力、真空、热载荷下竖直方向位移云图Fig.8 Vertical displace cloud under gravity, vacuum ＆thermal load

表4 重力、真空、热载荷下竖直方向变形Tab.4 Vertical displace under gravity, vacuum ＆ thermal load

由图6—图8及表4可以看出：在高温轴封蒸汽作用下汽封体、低压内缸排汽锥体被加热，汽缸整体上抬；轴封蒸汽热影响除了抵消真空力的下沉量外，最终导致低压汽封体整体上抬，汽封远端上翘的趋势并没改变。

4 计算结果分析

在重力作用下，低压内缸带汽封体整体下沉，汽缸整体呈现中间下沉两头翘的变形现象，排汽锥体端面的倾斜带动汽封体倾斜，远汽缸侧汽封间隙比近汽缸侧汽封间隙下沉量小（近汽缸侧下沉0.381 mm，远汽缸侧下沉0.327 mm）。在真空力作用下，汽封体整体下沉，近汽缸侧下沉0.197 mm，远汽缸侧下沉0.067 mm，两端上翘更明显；通汽封蒸汽后，内缸排汽锥体受热，带动汽封体上抬，近汽缸侧上浮0.258 mm，远汽缸侧上浮0.172 mm。热影响的上浮量与机组底部间隙实际放大量0.17 mm相当。

安装阶段低压内缸模块已经受重力载荷影响，动静部件的间隙是在已受重力的状态下调整而达到设计要求的。因此安装后机组抽真空阶段汽封间隙的变化，不需要计入重力影响。在该阶段间隙变化受真空压力、轴封蒸汽热影响。真空力使汽封体整体下沉并两端上翘；热影响使汽封体整体上浮；2个载荷的综合效果使汽封体整体上浮（汽封体近汽缸侧上浮0.061 mm，远汽缸侧上浮0.105 mm）。

计算表明，针对汽封底部碰磨问题，采取的投喷水、放大汽封间隙等措施是有效的，现场检查结果也表明效果良好。抽真空后转子状态如图9所示。采取2项优化措施的机组某次抽真空试验后的状态表明，抽真空过程中没有明显的摩擦现象（图9b)）。

图9 抽真空后转子状态Fig.9 The turbine rotor state after vacuum raising

5 结论和建议

本文通过结构分析及有限元分步计算，理清了抽真空阶段重力、真空力、热载荷对低压端汽封间隙的影响，总结出以下结论和建议：

1）重力载荷下，整个低压内缸呈现中间下沉两头上翘的变形，但这是安装的初始状态，不会引起端汽封间隙的变化。

2）真空力作用会导致低压端汽封底部间隙变大0.067～0.197 mm。因此真空变化并不会导致汽封底部碰磨。针对解决该部位的碰磨问题，没必要增强低压内缸的抗真空力影响的能力。

3）轴封蒸汽热影响会导致低压端汽封底部间隙减小0.172～0.258 mm。投轴封时就自动投喷水，降低排汽锥体温度，是解决碰磨问题的积极措施。

4）真空力与热影响的联合作用会导致汽封底部间隙减小0. 061～0.105 mm。尽管对于如此庞大的汽缸，这个变形量并不算大，但加大汽封底部间隙是必要的被动措施。因为最恶劣的工况是仅投轴封还没抽真空的工况，间隙优化措施实施时仅需考虑热影响导致的间隙变小量。建议对后续机组在保证竖直方向总间隙不变的前提下，将底部间隙在原设计值的基础上放大0.2 mm。