蔣建斐，忻建華，陳永照，黃慶華，徐嗣華

（1.上海交通大學 機械與動力工程學院，上海 200030；2.上海電氣電站設備有限公司汽輪機廠，上海 200240）

汽輪機進汽閥在汽輪機的運行控制過程中占有重要地位，閥門的壽命設計對機組啟停和變負荷的靈活運行有著至關重要的影響。機組的啟停會導致閥門承受較大的熱應力，而據(jù)統(tǒng)計熱應力低周疲勞是導致閥門閥殼失效的主要因素［1］。隨著印度等國外電力市場對高參數(shù)、大容量機組需求的不斷上升，針對新設計的高參數(shù)閥門進行熱應力分析和優(yōu)化，對于提升自主設計能力意義重大。本文對660MW 超臨界汽輪機機組的高壓主調(diào)閥進行非穩(wěn)態(tài)溫度場、應力場的計算，分析啟動過程中進汽結(jié)構(gòu)熱應力的大小和集中區(qū)域，提出相應的優(yōu)化方案，從而為機組的安全運行及溫度控制提供參考依據(jù)。

1 研究方法和步驟

本文研究框架如圖1所示，反映了啟動階段熱應力分析和優(yōu)化的思路，主要工作包括：

（1）利用UG 三維建模軟件，按照660MW 超臨界汽輪機機組高壓進汽閥門的設計圖紙要求進行實體建模；利用ANSYS軟件進行網(wǎng)格劃分，得到有限元模型；（2）采用第三類邊界條件，在660 MW 超臨界機組實際啟動曲線的基礎上分析蒸汽和閥門的換熱過程，利用逐步逼近法確定所研究閥門的換熱系數(shù)組；（3）模擬機組實際啟動過程，分析啟動各階段高壓進汽閥的應力變化和分布規(guī)律，確定最大應力時刻及最大應力點，提出應力優(yōu)化方案。

本文的分析方法可推廣至轉(zhuǎn)子、汽缸等其他高溫厚壁部件，具有工程應用價值。

2 計算模型的建立

圖1 熱應力分析優(yōu)化框圖

為進行熱應力分析，需模擬計算汽輪機各啟動工況。對此，前提是建立合理的計算模型。

660MW 超臨界汽輪機機組的高壓進汽閥門主要由主閥進汽管道、主閥殼體、調(diào)閥殼體以及閥座等結(jié)構(gòu)組成。由于閥門模型關于中心面完全對稱，因此在實際分析計算時，取其1／2作為分析對象，如圖2所示。

圖2 主調(diào)閥對稱幾何模型

閥門幾何模型確定后，利用ANSYS 前處理模塊，選取專門用于熱結(jié)構(gòu)分析的20 節(jié)點單元SOLID90，對幾何模型進行網(wǎng)格劃分，得到有限元模型。網(wǎng)格劃分均采用自由劃分網(wǎng)格方式，通過控制單元尺寸大小和網(wǎng)格精度等級來控制最終生成的有限元模型，如圖3所示。

圖3 有限元模型

閥殼熱應力優(yōu)化基于大量模擬計算，以得到閥門在各種不同啟動工況下的溫度分布和應力分布，因此有限元模型的確定至關重要。通過網(wǎng)格無關性驗證，最終確定的模型共有約62萬個節(jié)點和43萬個單元。

3 邊界條件的確定

為了較好地模擬機組在啟動過程中閥門的溫度和應力分布，需要準確給出機組在啟動、穩(wěn)定運行等各階段的邊界條件，使計算盡可能地模擬與實際啟動過程相同的物理環(huán)境。

依據(jù)金屬溫度和主蒸汽飽和溫度的關系，可以將整個冷態(tài)啟動換熱過程分為凝結(jié)換熱階段和對流換熱階段。凝結(jié)換熱階段：啟動初始階段閥體溫度較低，主蒸汽進入閥體后在金屬表面凝結(jié)，直到過熱蒸汽傳給凝結(jié)水膜的熱流超過凝結(jié)水膜傳給金屬的熱流為止。此時金屬內(nèi)壁溫度加熱到對應壓力下的蒸汽飽和溫度。這一階段的主要特點是換熱系數(shù)非常大，量級可達104W／（m2·K）。對流換熱階段：閥門的對流換熱包括弱對流換熱階段和強對流換熱階段。當凝結(jié)換熱結(jié)束時，閥門部分開啟，蒸汽流量較小，對流換熱強度還未達到穩(wěn)定運行時的強度。蒸汽與金屬間的換熱進入弱對流換熱階段。隨著汽輪機轉(zhuǎn)速的提升和機組負荷的升高，主蒸汽參數(shù)逐步上升，流經(jīng)閥門的蒸汽流量逐漸加大，對流換熱隨之加強，開始進入強對流換熱階段。

溫度場計算的邊界條件分為三類［2］，即給定溫度、給定熱流密度和對流邊界。本文選用第三類邊界條件，包括加載溫度和對流換熱系數(shù)兩部分。

3.1 加載溫度

首先以某電廠660MW 超臨界機組的實際啟動過程為加載條件，如圖4所示。閥門各表面的加載溫度不僅與該表面所接觸的環(huán)境介質(zhì)的溫度有關，還和換熱階段有關。對于外表面，加載溫度即為室內(nèi)空氣溫度；對于內(nèi)表面，環(huán)境介質(zhì)為蒸汽，若當前處于凝結(jié)換熱階段，則加載溫度為蒸汽壓力下的飽和溫度，若處于強制對流階段，則加載溫度為當前蒸汽溫度。

圖4 實際啟動曲線

根據(jù)上述判斷方法，整理后得到了如圖5所示的加載溫度曲線。其中主閥加載曲線在B 時刻有一個階躍，表示主閥內(nèi)表面凝結(jié)換熱結(jié)束，進入對流換熱階段，加載溫度由飽和蒸汽溫度變?yōu)橹髡羝麥囟?，二者的差值為主蒸汽的過熱度。而此時調(diào)閥加載溫度曲線出現(xiàn)了第一個階躍，表示主閥打開，調(diào)閥內(nèi)表面由絕熱狀態(tài)進入凝結(jié)換熱階段，階躍幅值為閥門的初始溫度上升到主蒸汽壓力下的飽和溫度；調(diào)閥加載溫度曲線上緊隨其后的第二個階躍表示調(diào)閥凝結(jié)放熱階段結(jié)束，由凝結(jié)換熱變?yōu)閷α鲹Q熱，加載溫度也由主蒸汽壓力下的飽和溫度變?yōu)橹髡羝麥囟?，階躍幅值為主蒸汽過熱度。

圖5 主閥側(cè)和調(diào)閥側(cè)加載溫度曲線

3.2 換熱系數(shù)

作為第三類熱邊界條件的重要組成部分，換熱系數(shù)描述了固體壁面和流體之間熱量交換的規(guī)律，不同的換熱系數(shù)表示不同的換熱強度。要準確地模擬實際閥體在啟動過程中的溫度應力分布，就必須得到整個啟動過程各時刻的換熱系數(shù)。

對流換熱系數(shù)的大小和換熱介質(zhì)的物性參數(shù)、流速密切相關。目前用來確定換熱系數(shù)的相關理論計算方法都存在一定的局限性，因此，從工程應用的角度上看，本文更適合采用逐步逼近法來得到換熱系數(shù)?；舅悸啡缦拢?/p>

首先，在分析實際啟動曲線的基礎上按照閥門內(nèi)的換熱特性將整個啟動過程分為若干階段，例如主閥未開啟階段、并網(wǎng)帶負荷階段、穩(wěn)定運行階段等。目的是為確定初始給定的換熱系數(shù)提供依據(jù)。

其次，在初始給定啟動過程某一階段換熱系數(shù)的基礎上，借助ANSYS軟件模擬該階段各個時刻的溫度場，讀取閥殼特定位置的金屬溫度值。由于實際啟動過程中特定位置的溫度值可以通過測點實測得到，將模擬計算值與實測值進行數(shù)據(jù)對比，并根據(jù)對比結(jié)果對換熱系數(shù)進行一定的修正，然后利用修正值對該階段重新進行模擬計算，直到模擬結(jié)果與實測結(jié)果之差在可接受范圍之內(nèi)。此時則認為當前的換熱系數(shù)是該階段實際換熱系數(shù)的最佳逼近值。然后按照同樣的方法，依次模擬各個階段的溫度場，可以得到一組換熱系數(shù)。

最后，將各個階段的換熱系數(shù)進行整合，就得到了啟動過程的換熱系數(shù)組。

對于閥體的入口、出口斷面，由于溫度沿斷面的法線方向（軸向）變化不大，可做絕熱邊界近似處理。

4 實際啟動過程分析

先分析實際的啟動過程，再借助ANSYS軟件來模擬這一啟動過程，從而進一步分析各個階段高壓進汽閥的熱狀態(tài)，總結(jié)溫度、應力的變化規(guī)律，目的是為后續(xù)熱應力分析及優(yōu)化做準備。

針對圖4所示的某電廠660MW 超臨界機組的實際啟動曲線進行分析：啟動初始狀態(tài)鍋爐未點火，主閥和調(diào)閥均關閉，轉(zhuǎn)子處于靜止狀態(tài)。在圖中A 時刻，鍋爐側(cè)閥門打開，從過熱器出來的主蒸汽沿著主蒸汽管道進入主閥腔室；主閥（預啟閥）微微打開，有微量蒸汽進入調(diào)閥腔室和后面的高壓缸。在主蒸汽的加熱下，隨著鍋爐側(cè)出口蒸汽參數(shù)不斷提高，主蒸汽管道和主閥腔室金屬溫度也不斷升高。調(diào)閥腔室由于受微量蒸汽的加熱作用和主閥通過導熱傳遞過來的熱量的影響，金屬溫度也緩慢升高。

在圖中B時刻，隨著主蒸汽溫度和壓力的升高，蒸汽壓力穩(wěn)定上升到5.5MPa左右并保持一定的過熱度，此時主閥部分打開，調(diào)閥全開（蒸汽流量由主閥控制），由于主蒸汽流量不大，調(diào)閥金屬溫度上升緩慢。

從圖中C 時刻開始機組進入高速沖轉(zhuǎn)和并網(wǎng)帶負荷階段。在這次升速沖臨界轉(zhuǎn)速的過程中，機組完成由主閥到調(diào)閥的閥控制切換。閥切換過程中轉(zhuǎn)速基本維持不變，機組在調(diào)閥的控制下開始并網(wǎng)，并網(wǎng)完成后機組迅速帶上5%的負荷運行。從低速暖機到?jīng)_轉(zhuǎn)并網(wǎng)過程中蒸汽流量增大，參數(shù)升高，調(diào)閥腔室和高壓缸內(nèi)換熱劇烈，調(diào)閥金屬內(nèi)壁溫度迅速升高，而導熱過程相對緩慢，內(nèi)外壁存在較大溫差。從圖中D 時刻開始，機組負荷從5%穩(wěn)定上升至滿負荷，蒸汽參數(shù)也逐漸升至額定工況下的566 ℃／24.2MPa，此后進入穩(wěn)定運行階段。

5 應力分布情況

在啟動過程分析的基礎上，通過進一步的有限元模擬計算，可得到啟動過程中閥殼的溫度分布和應力分布情況。溫度分布情況通過選取特定階段的溫度場云圖演示，應力分布情況選取相同階段的應力場云圖演示，目的是便于進行對比分析。截取模擬計算過程部分時刻的溫度場云圖，如圖6所示。

圖6 部分時刻溫度場云圖

由圖6可見，隨著啟動過程中蒸汽的導入，整個閥殼溫度分布呈現(xiàn)出熱量由主閥側(cè)向調(diào)閥側(cè)逐漸傳導的過程，直至最終整個閥體溫度分布漸趨均勻，處于非常高溫的狀態(tài)。同時通過數(shù)據(jù)分析可以發(fā)現(xiàn)調(diào)閥側(cè)徑向溫差小于主閥側(cè)，這主要是由于主閥壁面厚度大于調(diào)閥壁面厚度所致。以上溫度場云圖中主閥側(cè)的溫度場變化劇烈，并且絕對溫度值均處于較高水平；而從圖6（b）主閥開啟時刻的溫度場云圖和圖6（c）升負荷階段的溫度場云圖可以看出，調(diào)閥側(cè)遠離主閥端受導熱影響存在明顯的軸向溫度梯度。所以這些位置是應力場計算中需要重點關注的區(qū)域。

上述組圖比較直觀地顯示了閥門在整個啟動過程中溫度場的分布及變化。選取相同時刻的溫度結(jié)果進行應力分析，得到以下應力場組圖。

由圖7可見，啟動過程中應力較大區(qū)域出現(xiàn)在主閥腔室和遠離主閥側(cè)的調(diào)閥腔室，結(jié)合圖6中對溫度場分布情況的分析，這是可以理解的。最大應力點出現(xiàn)在濾網(wǎng)槽內(nèi)，這是由于應力集中導致計算應力值偏高，實際運行中因裝有濾網(wǎng)可避免這一現(xiàn)象的出現(xiàn)。另外從圖7（c）所示升負荷期間的應力分布圖和圖7（d）所示穩(wěn)定運行25 min后的應力分布可以看出，主閥側(cè)的應力更為明顯，應力較大的區(qū)域出現(xiàn)在主閥腔室左上側(cè)角和右側(cè)圓角處，這是由于調(diào)閥側(cè)金屬壁較主閥側(cè)更薄，內(nèi)外壁的相互制約弱，隨著閥體內(nèi)溫度逐漸均勻化，壁厚對熱應力的影響越來越突出。

圖7 部分時刻應力場云圖

上述內(nèi)容分析了啟動過程典型時刻溫度場和應力場的變化規(guī)律，初步確定了需重點進行應力分析的閥體位置。以此為基礎，下面分析整個啟動過程某些重點位置的應力分布規(guī)律。結(jié)合圖7中應力場分布情況，選取圖8所示點（圓圈）作為整個啟動過程的應力考察點。

圖9為根據(jù)有限元計算得到的啟動過程中圖中各點的應力隨時間的變化規(guī)律圖。

考慮濾網(wǎng)槽內(nèi)應力集中的現(xiàn)象，僅分析其他幾個位置的應力情況。從圖9中可以看出，閥體最大應力點出現(xiàn)在遠離主閥側(cè)的調(diào)閥腔室端面拐角區(qū)域，結(jié)合應力計算結(jié)果可知其對應的時刻為主閥開啟后的第7分鐘左右。在此之后，調(diào)閥側(cè)的各點應力總體呈現(xiàn)下降趨勢。針對主閥側(cè)各點的應力變化規(guī)律分析可知，主閥側(cè)最大應力點出現(xiàn)在主閥腔室右側(cè)過渡圓角區(qū)域，對應暖主閥階段。另外受壁厚影響，升負荷階段后期主閥側(cè)應力逐漸超過調(diào)閥側(cè)應力。

圖8 應力觀測點位置示意圖

圖9 啟動過程應力變化規(guī)律

本文針對整個啟動過程閥體的應力分布情況進行分析，掌握了關鍵位置在不同階段的應力變化規(guī)律，這為優(yōu)化進汽閥啟動過程的熱應力建立了基礎。同時，圖9中得到的應力變化規(guī)律也說明，本文對新設計的660MW 超臨界汽輪機組高壓進汽閥的熱應力分析方法在工程應用中是可行的。

6 結(jié)論

綜上所述，啟動過程中主閥側(cè)最大應力點位于主閥腔室右側(cè)過渡圓角區(qū)域，在主蒸汽升壓至沖轉(zhuǎn)壓力時應力最大；調(diào)閥側(cè)最大應力點位于遠離主閥側(cè)的調(diào)閥腔室拐角區(qū)域，最大應力出現(xiàn)在調(diào)閥腔室凝結(jié)換熱的初始階段。在高參數(shù)出口機組的主蒸汽進汽閥設計過程中，基于對閥殼熱應力全面分析的結(jié)論，通過對應力較大區(qū)域進行適當?shù)膸缀纬叽鐑?yōu)化，能夠避免出現(xiàn)應力過分集中的現(xiàn)象；通過建立溫度控制準則，可以指導機組運行過程中合理分配啟動時間，有效管理進汽閥的運行壽命。

［1］張輝.汽輪機中壓主汽閥低周疲勞壽命分析［D］.武漢：華中科技大學，2006.

［2］林鵬，張瑞峰，虞亞輝，等.汽輪機旁路閥門閥體溫度場和應力場分析［J］.熱能動力工程，2011，26（2）：147－151.