500 MW汽輪機蒸汽冷卻改造的數(shù)值分析

倪永中, 徐 鴻, 張乃強

(華北電力大學(xué)電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室,北京102206)

隨著科學(xué)技術(shù)的進步和材料技術(shù)的發(fā)展,汽輪機的主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度呈升高趨勢[1-2].隨著蒸汽溫度的升高,材料的力學(xué)性能有所下降,為了保證汽輪機部件的強度和壽命,除了采用高溫強度好的鋼材之外,還應(yīng)采用蒸汽冷卻技術(shù)及進行冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計.蒸汽冷卻技術(shù)是指采用溫度較低的蒸汽(如高壓排汽、高壓抽汽或動葉后蒸汽)來冷卻汽輪機的高溫部件,以降低超超臨界汽輪機高溫部件的工作溫度[3-4].

國華盤山電廠的K-500-240-4型汽輪機是由俄羅斯列寧格勒金屬工廠生產(chǎn)的超臨界沖動式、再熱抽汽、凝汽式汽輪機組,主蒸汽壓力為23.54 MPa,主蒸汽和再熱蒸汽溫度均為540℃,再熱蒸汽壓力為3.4 MPa,高壓缸采用回流式結(jié)構(gòu),中、低壓缸均采用對稱雙分流結(jié)構(gòu).中壓轉(zhuǎn)子全長為7 585 mm,前后各有11級葉輪,材質(zhì)為25Cr2Mo1V,中心孔直徑為130 mm,轉(zhuǎn)子自重26.895 t.該機組中壓缸進汽溫度為540℃,直接與進汽導(dǎo)流環(huán)相接觸,由于沒有冷卻裝置,經(jīng)過金屬傳熱,中壓轉(zhuǎn)子的溫度也接近540℃,在此溫度下長期高速旋轉(zhuǎn)運行,導(dǎo)致轉(zhuǎn)子中部局部過熱,從而在過熱部位發(fā)生高溫蠕變,最終導(dǎo)致轉(zhuǎn)子永久彎曲[5-6].

為了解決轉(zhuǎn)子由高溫蠕變導(dǎo)致永久彎曲的問題,國華公司決定在中壓轉(zhuǎn)子的中部加裝蒸汽冷卻裝置,筆者根據(jù)轉(zhuǎn)子的實際尺寸和運行參數(shù),借助Fluent和ANSYS軟件對轉(zhuǎn)子溫度場和冷卻通道的流場進行了數(shù)值計算,分析了不同工況下冷卻蒸汽參數(shù)對機組效率和彎曲變形速率的影響,并確定了合理的冷卻蒸汽流量和溫度;最后,在此基礎(chǔ)上,計算了采用冷卻裝置后轉(zhuǎn)子彎曲值達到限定值的運行壽命.

1 有限元模型及邊界條件

1.1 冷卻原理

圖1給出了轉(zhuǎn)子冷卻示意圖.冷卻蒸汽一部分進入葉根與輪緣之間的間隙,另一部分直接進入轉(zhuǎn)子冷卻的主流道.這部分蒸汽的一部分從轉(zhuǎn)子與隔板的間隙進入下一列葉柵,另一部分根據(jù)轉(zhuǎn)子出口壓力的大小有可能進入轉(zhuǎn)子后部的主流場.

一般情況下,冷卻蒸汽取自高壓三級后的低溫蒸汽與中壓閥后蒸汽的混合蒸汽,通過正反第一、第二級輪緣葉根處的間隙、冷卻中壓轉(zhuǎn)子高溫段輪轂及輪面.冷卻模型示于圖2.

圖1 轉(zhuǎn)子冷卻示意圖Fig.1 Steam cooling at root of rotor

圖2 冷卻模型Fig.2 Flow path of cooling steam

進入動葉根部的冷卻蒸汽流量取決于冷卻蒸汽的滯止參數(shù)以及動葉后葉根的靜壓值;而進入動葉主流道的冷卻蒸汽流量及在動葉主流道內(nèi)摻混區(qū)域的大小,則與冷卻蒸汽的滯止參數(shù)及第一級靜葉后根部的靜壓值有關(guān).

1.2 有限元冷卻模型

為了分析冷卻蒸汽流量和溫度對轉(zhuǎn)子冷卻效果的影響,在Fluent軟件中對轉(zhuǎn)子及蒸汽區(qū)域進行建模,由于轉(zhuǎn)子為軸對稱結(jié)構(gòu),且冷卻蒸汽在第一級動葉前與再熱蒸汽混合(圖3),因此可以不考慮噴嘴和動葉內(nèi)的流場,僅需對轉(zhuǎn)子建立二維模型,模型如圖4所示.從圖3可以看出,冷卻蒸汽在第一級前一部分通過動靜間隙流向主流道,另一部分通過葉輪與輪轂間隙流向下一級.

圖3 蒸汽混合示意圖Fig.3 Schematic diagram of steam mixing

1.3 邊界條件

圖4 冷卻結(jié)構(gòu)部件Fig.4 Structural components of the cooling unit

圖5 邊界條件Fig.5 Setting of boundary conditions

邊界條件的設(shè)置如圖5所示,轉(zhuǎn)子中心孔和左右對稱面設(shè)為絕熱邊界條件;在再熱蒸汽流道的上側(cè),可以認(rèn)為汽缸的保溫效果很好,而且其上部的溫度變化很難通過高速流動的流體影響到轉(zhuǎn)子的溫度分布,所以可以取為絕熱條件;第二級后的外表面可以設(shè)為對流邊界條件,溫度為表面蒸汽溫度.

為了模擬動葉中的焓降,在流體通道中設(shè)置了源項,蒸汽經(jīng)過該區(qū)域后會發(fā)生能量耗散,源項的功率分別為11 974 kW和11 312 k W(K-500-240-4型汽輪機的通流參數(shù)).

在Fluent中的流體計算采用速度入口邊界條件和壓力出口邊界條件,流體邊界條件的主要參數(shù)見表1.

表1 邊界條件的主要參數(shù)Tab.1 Setting of boundary parameters

2 冷卻蒸汽參數(shù)的選取及計算

為了使轉(zhuǎn)子充分冷卻,而又不會明顯降低機組的經(jīng)濟性,對于冷卻蒸汽流量的選取,需要保證動葉前的冷卻蒸汽對主蒸汽的擾動盡可能小,即不能使冷卻蒸汽進入再熱蒸汽流場的流速過大.冷卻蒸汽溫度的選取應(yīng)避免在第一、第二級出現(xiàn)過大的溫度梯度.

2.1 流量計算

最大流量的確定主要是考慮冷卻蒸汽流量的增加對再熱蒸汽流場的干擾程度,取冷卻蒸汽流量的5個等級(50.00 t/h、32.01 t/h、19.22 t/h、9.32 t/h、4.61 t/h)對流道進行流動模擬,以50 t/h為例,模擬結(jié)果見圖6.以冷卻蒸汽改變主流場的最大范圍H1與流道高度H2的比值H1/H2作為擾動強度,得到不同流量下的擾動強度(表2).

圖6 速度云圖和干擾區(qū)域圖Fig.6 Velocity contour and patternsin interference region

表2 冷卻蒸汽流量對主流場的影響Tab.2 Disturbance of cooling steam flow on mainstream flow field

計算結(jié)果表明:隨著冷卻蒸汽流量的減小,冷卻蒸汽進入主流道的速度逐步降低,對主蒸汽流道的擾動也減弱.但是當(dāng)流量降低到20 t/h以下時,冷卻蒸汽對主流場的影響甚微(如表2中工況3～5),因此,從冷卻蒸汽對再熱蒸汽的擾動方面考慮,冷卻蒸汽流量的選取應(yīng)該小于20 t/h.

對于K-500-240-4型機組,計算得到再熱循環(huán)的熱效率為51.3%,沒有再熱的朗肯循環(huán)熱效率為48.1%,再熱對系統(tǒng)熱效率的影響約為3.2%.冷卻蒸汽的存在等效于蒸汽沒有經(jīng)過再熱的循環(huán),則流量對熱效率的影響可以根據(jù)下式計算:

式中:Gc為冷卻蒸汽流量;Gt為再熱蒸汽流量.

各種流量下冷卻蒸汽對熱效率的影響示于表2.從表2可以看出,為了使機組的熱經(jīng)濟性不會明顯地降低,冷卻蒸汽流量應(yīng)小于10 t/h.

對于冷卻蒸汽的最小流量,應(yīng)保證在第一級根部間隙中的冷卻蒸汽能流動到第二級,如果出現(xiàn)反向流動,則說明冷卻蒸汽流量過小.模擬結(jié)果表明:當(dāng)冷卻蒸汽流量從0.65 t/h變化到0.55 t/h時,將出現(xiàn)反向流動(圖7),因此冷卻蒸汽流量應(yīng)大于0.65 t/h.

圖7 臨界流量流動圖Fig.7 Graph of critical flow rate of cooling steam

2.2 溫度計算

在確定最小流量為0.65 t/h的基礎(chǔ)上,并綜合考慮盡量節(jié)約蒸汽量的情況下,分別計算0.65 t/h、1 t/h、2 t/h 3個流量及470℃、480℃、490℃、500℃和510℃5個溫度等級下的轉(zhuǎn)子溫度場,分析不同冷卻蒸汽參數(shù)下中壓轉(zhuǎn)子的蒸汽冷卻效果.

圖8和圖9分別表示未冷卻和冷卻蒸汽溫度為470°C時的溫度場.圖10給出了不同溫度下轉(zhuǎn)子表面溫度沿軸向的分布,圖中x表示轉(zhuǎn)子的軸向坐標(biāo),坐標(biāo)原點如圖8中所示.

圖8 未冷卻時的溫度場Fig.8 Temperature field without steam cooling

圖9 冷卻蒸汽溫度為470℃時的溫度場Fig.9 Temperature field with cooling steam temperature at 470℃

圖10 轉(zhuǎn)子表面溫度分布Fig.10 Surface temperature distribution of rotor

計算結(jié)果表明:在不同流量下,相同冷卻蒸汽溫度對轉(zhuǎn)子的冷卻效果幾乎一樣;在冷卻蒸汽溫度為470℃時,轉(zhuǎn)子表面沿軸向的溫度分布比較均勻,溫度梯度較小,轉(zhuǎn)子的整體溫度相對較低.

3 蠕變壽命分析

通過對流場和溫度場的分析,確定了冷卻蒸汽流量范圍為0.65～20 t/h,而冷卻蒸汽溫度在470～480℃內(nèi)最佳,而且流量的變化對溫度場的影響很小.因為蠕變壽命主要取決于溫度分布,選取溫度分別為470℃、480℃和490℃3種工況進行蠕變壽命分析,并與沒有冷卻時(轉(zhuǎn)子溫度為540℃)的蠕變量進行比較(圖11和圖12).轉(zhuǎn)子溫度的初始條件根據(jù)Fluent計算出的溫度分布進行初始化,具體方法為:提取Fluent模型中的邊界溫度值,在ANSYS中進行施加.

圖11 未冷卻時蠕變變形量Fig.11 Creep deformation without steam cooling

蠕變模型選用Norton蠕變公式:

圖12 不同進汽溫度下蠕變變形量Fig.12 Creep deformation at different inlet steam temperatures

式中:C1、C2、C3代表材料參數(shù);T為溫度;σ為應(yīng)力.

中壓轉(zhuǎn)子材質(zhì)為25Cr2Mo1V,不同壓力等級下的蠕變曲線示于圖13,通過對試驗數(shù)據(jù)進行擬合,得到Norton模型的參數(shù),結(jié)果示于表3.

圖13 25Cr2Mo1V材料的蠕變曲線Fig.13 Creep curves of material 25Cr2Mo1V

表3 25Cr2M o1V材料的蠕變參數(shù)Tab.3 Creep parameters of material 25Cr2Mo1V

在工況5下,以不同冷卻蒸汽溫度下轉(zhuǎn)子的溫度場為初始條件進行蠕變分析,計算得到不同溫度下的蠕變變形結(jié)果,發(fā)現(xiàn)在3種溫度下的位移圖和應(yīng)力圖的分布基本一致.

由計算結(jié)果可以看出,當(dāng)冷卻蒸汽溫度為490℃時,中壓轉(zhuǎn)子運行4×104h后彎曲增加值由0.09 mm(圖11)下降到0.031 5 mm(圖12),有效地降低了轉(zhuǎn)子的彎曲值,而且當(dāng)溫度進一步降低到480℃和470℃時,彎曲增加值也有所下降,其值分別為0.028 5 mm和0.023 5 mm.

以俄羅斯列寧格勒汽輪機廠規(guī)定的中壓轉(zhuǎn)子彎曲上限值(0.13 mm)為標(biāo)準(zhǔn)[5],計算在不同溫度下轉(zhuǎn)子彎曲量達到該值的小時數(shù).

通過蠕變過程中彎曲值變化圖(圖12和圖13)可以看出,在2×104h左右,轉(zhuǎn)子的彎曲變化進入穩(wěn)定發(fā)展階段,表現(xiàn)為其位移變化率為常數(shù),以線性方式增長,因此壽命計算方式可以表示為:

式中:tlimit為彎曲量達到上限值0.13 mm時的壽命值;Ylimit為達到上限時的位移值;T為斜率保持恒定的時刻,應(yīng)大于2×104h;YT、ST分別為T時刻的位移值和斜率.

根據(jù)式(3)計算得到轉(zhuǎn)子的蠕變壽命,結(jié)果示于表4.

表4 不同溫度下穩(wěn)態(tài)變形速率和蠕變壽命Tab.4 Deformation rate and life of creep at different temperatures

由表4可以看出,當(dāng)降低進汽溫度后,達到基準(zhǔn)位移值的時間分別為9.67×104h、12.6×104h和16.6×104h,由圖11計算可以得到,在實際運行工況下,變形速率為102 mm/h,達到基準(zhǔn)值的時間約為8.2×104h,說明降低進汽溫度可以有效延長轉(zhuǎn)子壽命.

4 結(jié) 論

(1)當(dāng)冷卻蒸汽流量在20 t/h以下時,其對再熱蒸汽流場的影響很小;當(dāng)流量進一步降低到9 t/h時,其對熱效率的影響小于0.05%;當(dāng)流量為4.61 t/h時,其對熱效率的影響為0.02%.

(2)冷卻蒸汽的最小流量應(yīng)該大于0.65 t/h,否則在第一級葉輪根部會發(fā)生蒸汽逆向流動,起不到冷卻作用.

(3)當(dāng)冷卻蒸汽流量在允許范圍內(nèi)變化時,其對轉(zhuǎn)子的冷卻效果影響不大,影響轉(zhuǎn)子溫度場的主要因素是冷卻蒸汽溫度.

(4)當(dāng)冷卻蒸汽溫度分別為470℃、480℃和490℃時,可以分別使轉(zhuǎn)子的安全運行時間延長至19.0年、14.3年和11.0年.

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