周信 劉洪文 秦亞迪 秦鋒

（1 中海油深圳電力有限公司 廣東深圳 518120 2 中海石油氣電集團(tuán)有限責(zé)任公司技術(shù)研發(fā)中心 北京 100084）

0 引言

汽輪機(jī)脹差指轉(zhuǎn)子膨脹伸長值與汽缸膨脹伸長值之間的差值，是反映汽輪機(jī)運(yùn)行狀態(tài)的重要參數(shù)［1］。汽輪機(jī)啟動對汽輪機(jī)正常運(yùn)行起到重要作用，由于啟動過程中，汽輪機(jī)各級前后的溫度和蒸汽壓力發(fā)生變化，其通流部分、汽缸和轉(zhuǎn)子的金屬溫度也有相應(yīng)變化，產(chǎn)生了脹差［2-3］。脹差分為正脹差和負(fù)脹差，汽缸膨脹大于轉(zhuǎn)子膨脹時(shí)為負(fù)脹差，說明靜葉與動葉入口間隙減?。?-5］。脹差過大，會造成主機(jī)脫扣、轉(zhuǎn)子彎曲、機(jī)組振動等問題，甚至?xí)斐奢^大事故［6］。

深圳某電廠采用東方汽輪機(jī)廠生產(chǎn)的LN78-7.6 型單軸、單缸雙壓進(jìn)汽凝汽式汽輪機(jī)，于2003 年建成投產(chǎn)，配套SIEMENS 公司V94.2 燃?xì)廨啓C(jī)使用。投產(chǎn)初期因熱態(tài)啟機(jī)時(shí)負(fù)脹差達(dá)到跳機(jī)值無法啟機(jī)運(yùn)行，將汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子后移1 mm，并將負(fù)脹差跳機(jī)值由-1.8 mm 調(diào)至-3.0 mm 后，才可以熱態(tài)啟動運(yùn)行，但未徹底解決上述缺陷，有時(shí)熱態(tài)啟動也會因負(fù)脹差大而跳機(jī)。2012 年SIEMENS 燃機(jī)進(jìn)行國產(chǎn)燃機(jī)替換改造，燃機(jī)的排氣參數(shù)下降導(dǎo)致汽機(jī)主汽參數(shù)下降，汽機(jī)熱態(tài)啟動因負(fù)脹差大而無法啟動，最大脹差顯示值常處在-2.7～-2.8 mm水平。電廠提高沖轉(zhuǎn)的主汽溫度和前軸封供汽溫度，還是無法避免機(jī)組因負(fù)脹差大而跳機(jī)。

本文研究汽輪機(jī)產(chǎn)生負(fù)脹差的原因，并提出通流優(yōu)化改造的方法，根據(jù)改造后的數(shù)據(jù)給出脹差保護(hù)定值，解決汽輪機(jī)熱啟動負(fù)脹差大的問題。

1 負(fù)脹差原因分析

機(jī)組運(yùn)行時(shí)脹差保持在-0.8～-0.6 mm，主要由于汽缸與轉(zhuǎn)子采用不同金屬材料，因熱膨脹系數(shù)不同引起的。前汽缸材料為鑄鋼ZG15CrMo1，汽缸中部和后部采用20 號鋼，轉(zhuǎn)子材料為30CrMo1V，3 種材料的線膨脹系數(shù)（20～600 ℃內(nèi)）實(shí)測平均值分別為：14.13×10-6、14.38×10-6、14.00×10-6mm/℃。由此可見，轉(zhuǎn)子線膨脹系數(shù)小于汽缸線膨脹系數(shù)。機(jī)組在穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)加熱充分后，轉(zhuǎn)子各截面上溫度與對應(yīng)汽缸相同截面上溫度相同，汽缸與轉(zhuǎn)子處于基本相同的受熱或冷卻條件下，各截面溫度基本相同，脹差基本上是由于轉(zhuǎn)子與汽缸材料線膨脹系數(shù)不同而產(chǎn)生的。

在停機(jī)后負(fù)脹差繼續(xù)增大，主要由于該機(jī)采用單缸、單層結(jié)構(gòu)，上下汽缸保溫相當(dāng)厚，而轉(zhuǎn)子中心為100 mm 的空心孔。停機(jī)和破壞真空后，冷空氣進(jìn)入缸內(nèi)，轉(zhuǎn)子與低溫空氣發(fā)生對流和熱傳導(dǎo)，轉(zhuǎn)子冷卻速度大于缸體冷卻速度。

熱態(tài)沖轉(zhuǎn)時(shí)負(fù)脹差繼續(xù)增大，主要是由于沖轉(zhuǎn)時(shí)主汽調(diào)門開度小，沖轉(zhuǎn)蒸汽的節(jié)流溫降效應(yīng)明顯，蒸汽溫度較轉(zhuǎn)子、缸體金屬溫度低，轉(zhuǎn)子受冷較汽缸快。另外熱態(tài)啟動時(shí)軸封汽溫也較轉(zhuǎn)子軸封段金屬溫度低，造成轉(zhuǎn)子受冷而收縮快，產(chǎn)生負(fù)脹差。

由于上述原因，設(shè)備材料及啟動方式（已按原電力標(biāo)準(zhǔn)參數(shù)沖轉(zhuǎn)）、機(jī)組運(yùn)行模式無法改變。本文采用增大軸向通流間隙、放大負(fù)脹差定值的方式來滿足機(jī)組熱態(tài)啟動要求，并進(jìn)行揭缸、吊轉(zhuǎn)子、隔板加工等工作。

2 隔板加工

上一次大修后通流軸向最小間隙為第二級B：2.88 mm。結(jié)合機(jī)組設(shè)計(jì)熱膨脹曲線和以上通流數(shù)據(jù)分析，機(jī)組高壓1～14 級軸向通流間隙與對應(yīng)位置脹差值相比偏小。如機(jī)組負(fù)脹差超標(biāo)情況下，最有可能發(fā)生碰磨的部分也應(yīng)在前14 級。機(jī)組運(yùn)行時(shí)軸向相關(guān)間隙見圖1。

圖1 軸向尺寸示意圖

第1～14 級隔板因結(jié)構(gòu)差異，理論加工余量在0.5～1.5 mm不等，各隔板補(bǔ)充加工實(shí)際量按大修時(shí)現(xiàn)場實(shí)際測量值確定。對機(jī)組通流軸向間隙每隔45°進(jìn)行測量記錄數(shù)據(jù)，從中取最小值做為隔板加工量的控制依據(jù)。通過精確測量軸向通流間隙，考慮到既不減小正向間隙（正脹差方向，防止冷態(tài)啟動時(shí)動靜碰磨），又不影響發(fā)電機(jī)磁力中心，決定不移動轉(zhuǎn)子，只對隔板進(jìn)行補(bǔ)充加工。按照安全性原則，取設(shè)計(jì)加工量偏上限，加工數(shù)據(jù)見表1。

表1 隔板加工數(shù)據(jù)表 單位：mm

3 軸向間隙變化

隔板加工后對機(jī)組通流軸向間隙每隔0°和90°進(jìn)行測量，數(shù)據(jù)對比見表2，并從上述數(shù)據(jù)中取最小值做為脹差保護(hù)定值的選取依據(jù)。

表2 隔板加工后通流軸向間隙表 單位：mm

將汽機(jī)前軸封首段更換為刷式汽封，其余汽封未更換。修改后汽封軸向間隙見表3，其中，X 為高齒向前，Y 為高齒向后，轉(zhuǎn)子貼死工作面。

表3 軸封軸向［設(shè)計(jì)值（5 ±0.2）mm］間隙表 單位：mm

1～12 級動葉為倒T 型葉根。13 和14 級動葉為外包小角倒T 型葉根，該葉根為周向裝配，末葉片用鉚釘鎖緊。鉚釘高出葉輪端面，鉚釘與隔板的軸距過小也可能產(chǎn)生碰磨，葉根鉚釘與隔板軸距見表4。

表4 葉根鉚釘與隔板軸向間隙表 單位：mm

隔板汽封與大軸凸肩軸向間隙如表5。

表5 隔板汽封與大軸凸肩軸向間隙表 單位：mm

機(jī)組動靜部分無軸向移位，故葉頂汽封軸向間隙不變。從這些表格可以看出，隔板補(bǔ)充加工后，增大了其動靜軸向間隙，達(dá)到優(yōu)化設(shè)計(jì)要求。

4 脹差保護(hù)定值

汽輪機(jī)廠家短期處理方案要求可在不處理的情況和加工隔板后的情況下將脹差保護(hù)定值調(diào)整如表6。

表6 脹差保護(hù)定值調(diào)整數(shù)據(jù) 單位：mm

機(jī)組優(yōu)化改造后提高了負(fù)脹差保護(hù)定值，熱態(tài)啟機(jī)負(fù)脹差大跳機(jī)問題妥善解決，技改后機(jī)組熱態(tài)啟機(jī)正常。

5 總結(jié)及展望

機(jī)組熱態(tài)（晝啟夜停）啟機(jī)負(fù)脹差大跳機(jī)后，需要再次等待8～10 h 待缸溫下降后才能成功啟動。按機(jī)組每年150 次熱態(tài)啟動計(jì)算，損失電量約5 400 萬kWh/a，機(jī)組再次啟動時(shí)缸溫“較低”，鍋爐已成冷態(tài)，啟動經(jīng)濟(jì)性差，并且因無法按時(shí)并網(wǎng)會受電網(wǎng)考核處罰。解決機(jī)組熱態(tài)啟機(jī)負(fù)脹差大跳機(jī)問題，能夠使機(jī)組按照電網(wǎng)調(diào)度要求按時(shí)并網(wǎng)，免受處罰，避免等待開機(jī)引起的電量損失以及機(jī)組再次啟動經(jīng)濟(jì)性差的問題，經(jīng)濟(jì)效益可觀，而且保證了機(jī)組啟動的安全性。

對于軸向通流動靜間隙偏小的 “傳統(tǒng)汽輪機(jī)組”（熱態(tài)啟停次數(shù)非常少的燃煤機(jī)組）改成聯(lián)合循環(huán)汽輪機(jī)組后，需要適應(yīng)燃?xì)廨啓C(jī)快速啟停、電網(wǎng)要求調(diào)峰迅速的特點(diǎn)，必然要增大軸向動靜間隙，防止碰磨危險(xiǎn)，可以通過對通流部件局部加工增大間隙，滿足上述要求，有一定的推廣意義。