孫長義，何 歐，劉安林

（中國核動力研究設計院一所，四川夾江 614100）

有效監(jiān)視和控制汽輪機組脹差是汽輪機組啟停和正常運行過程中一項至關重要的任務。特別是結構較為緊湊、工況變化劇烈的核動力汽輪機組，只有將其脹差控制在合理范圍內，才能使機組的軸向間隙保持在合理范圍，保證機組安全運行。

冷態(tài)應急啟動是核動力裝置在實際運行中可能遇到的突發(fā)機動運行，指的是汽輪機組由冷態(tài)停機狀態(tài)在較短時間內（一般不超過45min）直接沖轉并達到額定負荷的狀態(tài)。由于冷態(tài)應急啟動省去盤車和暖機環(huán)節(jié)，所以機組的軸向脹差增長比正常啟停時更為嚴重。針對機組的冷態(tài)應急啟動過程，進行脹差的有效估算，并據(jù)此提出合理的脹差控制手段，對核動力裝置的安全運行具有重要意義。

1 汽輪機的軸向熱脹特性

考慮脹差估算的需要，此處對汽輪機內缸和轉子的熱脹特性進行簡要說明。

1.1 內汽缸與轉子的熱脹特性

內汽缸受熱熱脹的死點為正、倒車進汽中心線與轉子軸線的交點，如圖1所示。

圖1中的B點即為汽輪機內汽缸向機組后端熱脹死點。內汽缸的整體熱脹特性是：在受熱情況下，內汽缸一方面以B點為軸向熱脹死點，向機組后端自由熱脹，同時，在外缸及機組基座的約束下，外缸推動內缸向機組前端熱脹。

圖1中A點為轉子受熱后向軸向后端的熱脹死點。熱脹時，轉子一方面以A點為熱脹死點，向機組后端自由熱脹，同時，在機組后墊箱與基座的約束下，外缸與墊箱帶動轉子向機組前端熱脹。

圖1 核動力裝置汽輪機熱脹特性示意圖

1.2 汽輪機脹差及其危險性

汽輪機在啟動沖轉或經(jīng)歷負荷變化時，汽缸和轉子都會以各自的“死點”為基準產生受熱熱脹現(xiàn)象。將內汽缸熱脹量絕對值與轉子熱脹量絕對值的差值稱為轉子沿軸向相對于汽缸的熱脹差值，簡稱脹差。當動靜部分之間出現(xiàn)脹差時，會使動靜之間的軸向間隙減小。若脹差超過規(guī)定限值，則動靜間隙消失，發(fā)生動靜摩擦、碰撞，引發(fā)機組振動劇增、動葉片斷裂或大軸彎曲等嚴重運行事故。

對于核動力汽輪機而言，在緊急情況下，其需要在極短時間內承受從冷態(tài)停機到熱態(tài)滿負荷的劇烈負荷變化，此時機組的軸向脹差同樣會經(jīng)歷極端變化過程，極易出現(xiàn)脹差越限的危險。所以對汽輪機冷態(tài)應急啟動工況下的軸向脹差進行有效估算是極有必要的。

2 冷態(tài)應急啟動軸向脹差估算

為得到冷態(tài)應急啟動時各熱脹段的軸向脹差量，先估算各熱脹段的軸向熱脹量。

2.1 內缸熱脹量估算

冷態(tài)應急啟動時，要求汽輪機短時間內負荷從0至100%額定負荷。假設冷態(tài)情況下，內缸缸體各部分的初始平均溫度為20℃。

內汽缸各級部分的熱脹量，可以結合下式進行估算[1]：

式中：ΔLni為熱脹量，mm；

政府辦公大樓智能工程施工建設需要應用到各種技術和設備中，這些技術設備需要智能工程單位的各部門根據(jù)編制的項目進度計劃表展開合理的配合。為確保這些工作得到有效的貫徹實施，需要對相關責任人做好責任要求，指定具體的責任人展開施工配合工作。

αni為線性熱脹系數(shù)，10-5mm/（mm·℃）；

ΔTni為平均溫升值，℃/min；

Lni為熱脹段長度，mm。

汽輪機內汽缸軸向熱脹量的估算結果如圖2所示。

圖2 內缸各區(qū)段熱脹曲線

冷態(tài)應急啟動沖轉階段，由于噴嘴葉柵前后主蒸汽溫度變化量超過了30℃，加上噴嘴葉柵段受熱時間長，故熱脹量和熱脹速率都是最大的，汽輪機沖轉約15 min時，噴嘴葉柵段的累積熱脹量達到了1.5887 mm。

2.2 轉子熱脹量估算

選取三組轉子的整體平均溫升速率對轉子熱脹進行分析，分別為 3 ℃/min、5 ℃/min和8 ℃/min。

圖3 轉子3 ℃/min平均溫升速率下各區(qū)段熱脹曲線

2.2.1 轉子平均溫升速率3 ℃/min

轉子以3 ℃/min的平均溫升速率進行變化時，各熱脹段熱脹量情況如圖3所示。

2.2.2 轉子平均溫升速率分別為5 ℃/min和8 ℃/min

當轉子各段以5 ℃/min和8 ℃/min的平均溫升速率進行變化時，轉子各段熱脹量隨時間的累積變化情況如圖4所示。

圖4 5 ℃/min及8 ℃/min溫升速率下轉子I～IV級動葉區(qū)段熱脹曲線

可以看出各熱脹區(qū)段的熱脹量因為轉子與內汽缸溫差的縮小而相對減小。調節(jié)級區(qū)段最大累積熱脹量為1.6107 mm，后段熱脹區(qū)熱脹量最小，只有0.8061 mm。

當轉子各段以8 ℃/min的平均溫升速率進行變化時，轉子各級的熱脹速率明顯放緩，調節(jié)級的最大累積熱脹量降低到1.2839 mm，后段熱脹區(qū)熱脹量則只有0.5954 mm。

2.3 軸向脹差估算分析

規(guī)定汽輪機向尾端的熱脹量為正，向前端（盤車端）熱脹量為負。汽缸和轉子的實際脹差ΔL可以用下式表示：

其中，|ΔL轉|表示轉子的熱脹量絕對值，mm；|ΔL缸|表示內汽缸熱脹量絕對值，mm。

同時，不考慮調節(jié)級前端轉子的熱脹，各級總的熱脹量的計算如下：

其中，Lti為第i熱脹段的總熱脹量，mm；L（ti-1）為第i-1熱脹段的總熱脹量，mm；Li為第i熱脹段的熱脹量。

根據(jù)計算結果，表1給出了部分熱脹段的脹差估算結果。

表1 冷態(tài)應急沖轉時內汽缸與轉子I～IV各段脹差參數(shù)表（min）

圖5分別給出了汽輪機在冷態(tài)應急沖轉過程中，內缸與不同溫升速率下轉子各段的脹差關系曲線。

圖5 轉子在不同平均溫升速率下軸向脹差估算結果

經(jīng)過圖5及前述內容的討論和對比分析，可得到如下結論：

①汽輪機內部結構特性決定其不同熱脹區(qū)段受熱熱脹特性差別較大；

②距離熱脹“死點”越遠的斷面處，脹差量越大，需要的安全間隙越大；

③正車沖轉時，轉子溫升速率超過7.0～7.6 ℃/min，將出現(xiàn) “負脹差”現(xiàn)象，絕對值較大，且具有危險性；

④轉子溫升速率控制在5.0 ℃/min左右時，機組脹差可被控制在0.2 mm以內，且具有較大的脹差安全裕量。

3 冷態(tài)應急啟動脹差控制分析

3.1 主蒸汽參數(shù)

由于冷態(tài)啟動應急沖轉無暖機過程，所以主蒸汽初始沖轉參數(shù)的選擇非常重要。據(jù)估算，轉子初始沖轉耗汽率降至額定負荷流量的60%時，轉子的平均溫升速率會下降至5.77 ℃/min。結合本文的估算過程，建議冷態(tài)應急啟動沖轉的初始蒸汽流量選擇在57%～65 %RF之間，并隨著汽缸和轉子的逐步加熱緩慢提高沖轉流量，在此期間應密切監(jiān)測機組脹差變化和機組振動情況，確保應急啟動的安全。

3.2 冷凝器喉部壓力

由圖5可知，若汽輪機沖轉階段，冷凝器真空度降低，會使機組蒸汽流量下降，轉子受熱溫升速率減小，脹差會隨之增大；若沖轉過程冷凝器真空度調節(jié)的過高，會使蒸汽流量過大，轉子加熱明顯快于內缸加熱速率，脹差也會增加。根據(jù)機組設計的運行參數(shù)結合估算結果，建議在汽輪機冷態(tài)應急啟動階段，將冷凝器喉部壓力值控制在冷凝器的額定真空值，然后用調節(jié)噴嘴閥開度的方式調節(jié)蒸汽流量，不失為一種簡單有效的脹差控制方式。而且，對冷凝器內部構件的負荷沖擊及循環(huán)水流量控制要求都較低。

3.3 內汽缸疏水及滑銷系統(tǒng)檢查

通過對大型汽輪機組脹差控制大量的文獻調研，發(fā)現(xiàn)因脹差導致沖轉失敗或出現(xiàn)沖轉事故的機組中，約40%的機組是因為在沖轉前后未能保持下汽缸疏水管路的正常，或管路疏水失??；另有約25%的機組在沖轉時因滑銷系統(tǒng)滑動不暢或卡死造成機組熱脹不暢，沖轉時造成大軸振動加劇甚至大軸彎曲[2-3]。

蒸汽在汽缸冷卻后會形成凝水，并聚集在內汽缸下部，對內汽缸下半部起到冷卻作用。凝水對下汽缸的冷卻會造成內缸在熱脹過程中下上半缸熱脹速率不一致，下缸通過法蘭阻礙上半缸的自由熱脹，導致動靜脹差變大。另外，冷卻會使內缸下半缸收縮變形，可能造成汽封與轉子的動靜摩擦，使轉子振動加劇，甚至造成大軸彎曲等嚴重事故。

汽輪機沖轉前，機組啟動運行人員應提前檢查汽輪機滑銷系統(tǒng)的滑油輸送是否到位，主要滑銷鍵是否存在生銹或卡死問題，排除這些危險因素后，方可進行汽輪機組的沖轉。

4 結束語

本文依據(jù)核動力裝置主汽輪機組冷態(tài)應急啟動過程中，軸向脹差的控制必要性，對汽輪機各熱脹段在不同轉子平均溫升速率下的軸向脹差量進行了估算，得到了轉子在不同平均溫升速率下的熱脹段軸向脹差估算值，并據(jù)此分析汽輪機軸向脹差的特性。結合大型汽輪機啟停脹差控制規(guī)律，提出了核級汽輪機冷態(tài)應急啟動過程中軸向脹差的控制手段和注意事項，對核動力汽輪機實際的冷態(tài)應急啟動操作有重要指導意義。