唐家毅，李立威，潘登洪，王 毅

（1.重慶賽迪熱工環(huán)保工程技術有限公司；2.中冶賽迪工程技術股份有限公司，重慶 401122）

引言

甩負荷試驗是檢驗火力發(fā)電機組調節(jié)系統(tǒng)動態(tài)特性的重要試驗，也是防止汽輪機超速事故的措施之一。該試驗不僅考核發(fā)電機組調節(jié)系統(tǒng)的動態(tài)特性，還可以檢驗各配套輔機及相關系統(tǒng)設計對甩負荷工況的適應性[1]。汽輪機組投產(chǎn)前，需進行甩負荷試驗，機組甩負荷后，最高飛升轉速不應使危急保安器動作，電液調節(jié)系統(tǒng)能迅速穩(wěn)定，并能有效地控制機組空負荷運行[2]。

汽輪機電液調節(jié)系統(tǒng)根據(jù)供油裝置的壓力和油品的不同，可分為低壓透平油和高壓抗燃油兩種。高壓抗燃油電調系統(tǒng)由于具有提高油動機提升力和調節(jié)精確度以及靈活切換汽輪機進汽方式等優(yōu)點，應用范圍逐步從大型汽輪發(fā)電機組向中小型汽輪發(fā)電機組延伸[3-4]，使得低壓透平油電調系統(tǒng)的推廣應用受到一定的影響。近年來低壓透平油電調系統(tǒng)隨著DDV型電液伺服閥控制精度極大提高，控制精度達到1%，完全滿足汽機控制要求，同時采用常規(guī)的透平油液壓油源，不需另外配置油源站，具有系統(tǒng)簡潔、經(jīng)濟環(huán)保、維護量少等優(yōu)點，非電力行業(yè)自備電廠中小型機組中仍采用低壓透平油調節(jié)系統(tǒng)[5]。

本文以某鋼鐵企業(yè)自備電廠采用低壓透平油調節(jié)系統(tǒng)的小型汽輪發(fā)電機組為基礎，對該機組進行甩負荷試驗時，針對高負荷工況甩負荷跳機的異常進行了分析。

1 機組及油系統(tǒng)概述

該汽輪機為高溫高壓高轉速凝汽式汽輪機，無中間抽汽，額定進汽壓力8.83 MPa（a）、額定進汽溫度535 ℃，機組功率36 MW，汽輪機蒸汽來源為前端生產(chǎn)工藝設置的高溫高壓余熱鍋爐。

該汽機采用低壓透平油調節(jié)系統(tǒng)，如圖1所示，該調節(jié)系統(tǒng)油源來自經(jīng)過進一步過濾后的潤滑油，通過速關組件等相關設備，控制汽機速關閥1只和調節(jié)汽閥1只。

圖1 低壓透平油調節(jié)系統(tǒng)圖

低壓透平油調節(jié)系統(tǒng)中的油一般分為潤滑油、壓力油（也稱一次油）、二次油（也稱控制油、調速油）、啟動油和速關油。汽機主油泵出口油路分兩路，一路為壓力油，壓力較高；另外一路降壓后為潤滑油。二次油為壓力油通過電液轉換器后建立，用于控制調節(jié)閥的開度進而調節(jié)汽機轉速或功率。啟動油為壓力油通過啟動油換向閥建立，用于啟動速關閥前預先建立啟動油壓。速關油為壓力油通過危急遮斷保安裝置及速關油換向閥建立，用于初始開啟速關閥，緊急情況下卸掉速關油從而迅速關閉速關閥停機，是汽輪機安保用油。

2 甩負荷試驗過程

機組在完成單機試運和分系統(tǒng)試運后進入整套啟動試運階段，在完成相關試驗后進行甩負荷試驗，甩負荷試驗采用25%、50%、75%、100%負荷的步驟進行。

試驗過程中，25%甩負荷試驗一次成功；50%甩負荷試驗第1次速關閥關閉，機組跳機，經(jīng)過簡單處理，50%負荷甩負荷試驗第2次成功；之后進行2次75%負荷甩負荷試驗均失敗。

3 異常分析

針對50%負荷、75%負荷甩負荷異常，初步分析是甩負荷瞬間速關油壓力低于切斷油壓，造成速關閥關閉從而導致跳機，造成此現(xiàn)象的原因可能如下：

（1）甩負荷瞬間跳機電信號輸出，停機電磁閥動作卸油，速關閥關閉跳機；

（2）速關閥、危急遮斷滑閥或者插裝閥的彈簧剛度過大，切斷油壓較高，速關油壓下降合理的情況下，因彈簧剛度過高造成油壓和彈簧失衡，速關閥關閉跳機；

（3）甩負荷瞬間，油系統(tǒng)蓄能器供油不足導致油系統(tǒng)壓力下降過大，速關閥關閉跳機。

3.1 停機電磁閥動作引起插裝閥卸油分析

停機電磁閥動作是引起插裝卸油閥動作卸油最常見的原因，首先應判斷在甩負荷瞬間，停機電磁閥是否收到停機電信號而動作，泄放速關油導致跳機。

為了判斷是否發(fā)生停機電磁閥動作，試驗過程中專門進行了一次將所有停機聯(lián)鎖電信號解列的甩負荷試驗（做好相應安保措施的前提下），停機首出信號是發(fā)電機低頻跳機，可以認定該次甩負荷失敗非由停機電磁閥動作引起。

同時在75%甩負荷試驗時，停機首出信號是油壓過低，根據(jù)目前DEH系統(tǒng)的特點：一是掃描周期在1 ms；二是DEH可以不受掃描周期的影響鎖定首出信號，可以認定該次試驗異常也非由停機電磁閥動作引起。

從以上兩次試驗可斷定甩負荷異常跳機不是由于停機電磁閥動作引起，因此可進一步推斷得出甩負荷異常不是由各種停機電信號聯(lián)鎖機組停機引起。

3.2 調節(jié)油系統(tǒng)相關設備構件分析

從調節(jié)油系統(tǒng)圖分析，可卸放速關油，導致油壓瞬間下降的，只有3個設備構件，一是速關組合件內插裝卸油閥；二是速關閥本身；三是危急保安器的危急遮斷滑閥。前文分析已知非停機電磁閥動作卸油，則應該是在速關閥、危急遮斷滑閥及插裝卸油閥內彈簧部件的彈簧力與甩負荷試驗瞬間油壓降低，導致失衡造成的。

經(jīng)查閱汽機說明書，速關閥、危急遮斷滑閥以及插裝閥的彈簧部件設計動作壓力約0.30 MPa，動作原理都是基于彈簧與油壓的平衡。

甩負荷試驗中，現(xiàn)場人員曾觀察到在速關油油壓相對較高時，危急遮斷滑閥已開始動作（卸油）的情況，說明速關油壓力已經(jīng)無法平衡速關閥、危急遮斷滑閥以及插裝閥中一個或者幾個彈簧部件的彈簧力。該情況可發(fā)現(xiàn)危急遮斷滑閥處卸油，但不能判斷是危急遮斷滑閥最先動作卸油，還是速關閥或者插裝卸油閥先于危急遮斷滑閥動作，因為速關閥或者插裝卸油閥動作后也會引發(fā)試驗中觀察到的現(xiàn)象。

同時，在速關閥動作試驗中，實測速關閥動作油壓為0.45 MPa，比設計值0.3 MPa高出0.15 MPa，有較大偏差，意味著速關閥關閉油壓比設計值要高，因此在甩負荷試驗瞬間，油壓相對較高時出現(xiàn)跳機現(xiàn)象是完全可能的。危急遮斷滑閥及插裝閥具體的動作值在現(xiàn)場無法實測，是否有偏差需返廠取得相應數(shù)據(jù)。

根據(jù)汽機說明書，調節(jié)油壓下降至0.65 MPa時，啟動輔助油泵，可以認為甩負荷階段油壓下降值最低不能低于0.65 MPa。由于實測速關閥動作油壓比設計值大幅增大，因此油壓和彈簧平衡的安全壓差值從0.35 MPa下降為0.2 MPa，意味著速關油壓可降幅度縮小，再加之甩負荷過程油壓為瞬間波動狀態(tài)，不是油壓緩慢下降狀態(tài)，則要求速關油壓可降幅比理論計算值更小。

因此，速關閥（危急遮斷滑閥或插裝閥）彈簧動作壓力偏離設計值可認為是引起甩負荷異常的原因之一。

3.3 調節(jié)油系統(tǒng)蓄能器選型分析

汽輪機調節(jié)系統(tǒng)在設計時，考量工況變化導致的用油量變化將引起系統(tǒng)油壓波動，因此在油管路上裝設蓄能器。蓄能器的作用是當管路上某些原因造成油壓突然下降，對油壓進行補充，消除機組非正常停機事故?！镀啓C電液調節(jié)系統(tǒng)性能驗收導則》（DL/T824）中明確指出，蓄壓（能）器應有足夠的容量和充油壓力，以使在機組甩負荷的同時主油泵故障停止供油時，仍能維持系統(tǒng)液體壓力，保證系統(tǒng)正常工作[6]。

蓄能器的壓縮和膨脹過程遵循氣體狀態(tài)多變的規(guī)律，因此蓄能器體積可通過下式計算。

式中：P0——蓄能器氣囊預充壓力;

V0——氣囊有效氣體容積;

P1——液壓系統(tǒng)最低工作壓力;

V1——氣囊在P1時的氣體容積;

P2——液壓系統(tǒng)最高工作壓力;

V2——氣囊在P2時的氣體容積;

n——多變指數(shù)，蓄能器工作時，氣囊快速膨脹或者壓縮，該過程近似于絕熱狀態(tài)變化，因此多變指數(shù)n=k=1.4（適用于雙原子氣體的氮氣）。

根據(jù)汽機說明書，可知P0=0.56 MPa（絕壓）、P2=0.86 MPa（絕壓）、100%甩負荷時△V=7.85 L，V0=72 L(該機組蓄能器公稱容積為80 L，因蓄能器達到最低工作壓力時膠囊外和油閥之間應保留少量油液，約為蓄能器公稱容積的10%，因此有效容積為0.9×蓄能器公稱容積)。

經(jīng)計算，100%甩負荷工況，系統(tǒng)最低油壓P1=0.69 MPa，說明100%甩負荷時油壓和彈簧之間的壓力差值只有0.24 MPa，低于設計值0.35 MPa，P1=0.69 MPa已接近油壓低聯(lián)鎖油泵啟泵值0.65 MPa，基于以上兩點可確認，在彈簧剛度改變的情況下，現(xiàn)有蓄能器無法提供100%甩負荷時所需要保證的最低油壓。

而在50%甩負荷工況，經(jīng)計算P1=0.76 MPa，油壓和彈簧之間的差值為0.31 MPa，低于設計值(約0.5 MPa)，這樣的臨界差值比較符合50%甩負荷試驗不是100%通過的情況。

根據(jù)DL/T824中要求：在異常工況下，一般要求系統(tǒng)液體壓力的降低值不大于正常工作壓力的5%[6]。根據(jù)該要求，則P1=0.95×P2=0.817 MPa（絕壓），按100%甩負荷計算，則V0=290 L。現(xiàn)場根據(jù)實際情況，增加了1支150 L的蓄能器，加上現(xiàn)有80 L蓄能器，可計算得P1=0.80 MPa，此值離規(guī)范要求的0.817 MPa只有極小差距，但油壓和彈簧之間的實際差值已達到0.35 MPa，滿足主機廠關于最低油壓和彈簧之間壓差的設計值，在此基礎上進行的100%甩負荷試驗均成功。

值得說明的是，甩負荷瞬間調節(jié)閥從100%開度關閉至零位的時間≤0.3 s，根據(jù)△V=7.85 L，可知甩負荷瞬間調節(jié)閥油動機用油量最大達到27.2 L/s，但是單支蓄能器的最大排放流量為15～20 L/s，遠小于調節(jié)閥油動機瞬間最大用油量27.2 L/s。同時蓄能器排放流量隨著壓力降低而減小，此系統(tǒng)為低壓系統(tǒng)，實際正常排放流量比最大排放流量要小，單支蓄能器明顯不能滿足瞬間大量用油的需求。

而50%負荷開度關閉至零，調節(jié)閥油動機用油量最大達到13.6 L/s，接近蓄能器排放流量限值的臨界值，故一定程度可以解釋50%甩負荷試驗不是每次成功。

綜上所述，不管從蓄能器容積，還是從蓄能器最大排放流量，增加1支蓄能器形成蓄能器組對于解決該機組50%以上甩負荷異常問題是有利的。

4 結論

(1)電液調節(jié)系統(tǒng)的設計要密切關注油壓和彈簧的平衡，甩負荷異?？蓮膬烧咧g在甩負荷工況時是否平衡進行分析。

(2)調節(jié)系統(tǒng)關鍵設備彈簧構件的加工，特別是彈簧剛度必須滿足設計要求，主機廠應進一步加強關鍵構件的質檢工作。

(3)蓄能器的選型除考慮有效氣體容積外，還應著重考慮蓄能器的最大排放流量，應以蓄能器組的方式解決油動機瞬間大量用油情況，同時通過蓄能器的適當放大，減少系統(tǒng)油壓在異常工況下的下降幅度，以滿足規(guī)范中在異常情況下對油壓降低值的要求。