核電汽輪機中壓蝶閥卡澀的超速分析

鄧曉暉 徐仕海

(東方汽輪機有限公司， 四川 德陽， 618000)

核電汽輪機中壓蝶閥卡澀的超速分析

鄧曉暉 徐仕海

(東方汽輪機有限公司， 四川 德陽， 618000)

文章利用能量轉換定律，建立簡化模型，定性分析了核電汽輪機中壓蝶閥一旦出現卡澀時，各種因素疊加所導致的轉子超速問題，并通過實例計算出百萬等級核電機組中壓蝶閥一旦出現不能關閉的情況下所能預見的最大超速值。也從側面計算出半轉速百萬級核電汽輪機在無中壓蝶閥下的超速情況。

核電；超速；中壓蝶閥；甩負荷

0 前言

核電汽輪機組的最大特點是正常運行于濕蒸汽區，由于進汽參數比較低，相應有效熱焓降較小，導致進汽質量流量比較大。比較成熟的百萬千萬級核電汽輪機組和百萬千萬級火電機組后，可以看出其進汽流量幾乎相當于相同火電機組的一倍。 這也是核電汽輪機組的尺寸 （包括進出主管道）比相同功率火電機組大得多的原因。濕蒸汽汽輪機一旦甩去全負荷 （或甩負荷到廠用電及調試中的甩 50%負荷）后， 由于高壓主汽閥的迅速關閉，使貯存在汽輪機腔室內的凝結水隨附加的蒸汽在汽輪機內共同做功，所以濕蒸汽汽輪機在甩負荷后一般比相同容量的火電機組所產生的對轉子扭矩要大得多。蒸汽在核電汽輪機組高壓缸做功后，在蒸汽排入中、低壓缸前，對高壓缸排汽需要進行除濕及再熱，即高、中壓缸之間或高、 低壓缸之間設置汽水分離再熱器 （MSR）來實現這個功能， 同時在MSR 進入中壓缸之前的管道上設置中壓蝶閥以進行快關和調節操作，以避免汽輪機超速過高以及避免引起MSR 超壓。

國外核電汽輪機項目中不裝中壓蝶閥的超速情況 （計算值）見表1。

表1 國外核電站不裝中壓蝶閥的超速情況（計算值）

國外核電站加裝中壓蝶閥后的超速情況 （計算值）見表2。

表2 國外核電站加裝中壓蝶閥的超速比較 （計算值）

如上所述，中壓蝶閥在核電機組中的作用舉足輕重，一旦運行中的中壓蝶閥出現卡澀不能關閉故障，在機組甩負荷中勢必引起汽輪機組的超速。因而對中壓蝶閥卡澀時機組的分析就很有必要。超速的程度本文將通過對某百萬千萬級核電汽輪機機型的定量計算來進行說明。

1 超速分析模型建立

本文中要討論的百萬千萬級核電汽輪機組是由一個高中壓合缸、兩個雙分流低壓缸依次串聯組成的單軸系機組，汽輪機左右兩側分別設置一個 MSR， 高排蒸汽進入每個 MSR 前均設置兩組中壓蝶閥，即單臺機組配置4組中壓蝶閥。

在分析中壓蝶閥卡澀故障導致超速風險分析前，需要先了解幾個前提。

1.1 核電汽輪機的工作原理

核電汽輪機為常規島部分最核心的轉動機械，微觀一點來看汽輪機是由若干個 “級” 組成的，結構上它是由靜葉柵 （噴嘴柵） 和對應的動葉柵組成， 通過多個級將工質 （蒸汽）的能量轉變為汽輪機機械能的一個能量轉換過程。宏觀上來看機組的做功過程如圖1所示。

圖1 機組做功過程圖

從圖1中可看出，來自蒸汽發生器二回路的主蒸汽，通過4組高壓主汽調節閥后，蒸汽先在高壓缸內連續膨脹做功，繼而在中壓缸，之后并行地在兩個低壓缸內膨脹做功。在高壓缸排汽口和中壓缸進汽口之間，蒸汽通過汽水分離再熱器（MSR）。 在 MSR 中， 蒸汽在被 7 段高壓抽汽和主蒸汽 （主汽閥上游）連續再熱之前分離掉其中的大部分水。蒸汽膨脹做功期間，部分蒸汽被多級回熱連續抽取供給水再熱用。

1.2 核電汽輪機組甩負荷過程

這里主要討論的是甩全負荷。甩全負荷是指在汽輪機帶動發電機向外界供電過程中，突然甩去全部用戶 （負荷）。 對于核電汽輪機來講， 甩完全負荷后為空轉狀態， DCS控制邏輯在此時關閉高壓主汽調節閥和中壓蝶閥。由于甩全負荷是在瞬態下甩去全部負荷，而汽輪機進汽通過各閥門有關閉時間差，勢必導致有部分蒸汽繼續推動轉子做功，疊加原轉子的慣性轉動，必然引起超速。

1.3 超速

汽輪機超速是相對于額定轉速而言的，本文要討論的核電機組為半轉速汽輪機，其額定轉速為 1500r/min， 超速即轉速大于 1500r/m in， 角速度大于 157.08rad/s。

1.4 超速模型的建立

汽輪機最大超速發生在從額定功率甩全負荷過程中：甩全負荷發生時，高壓主汽調節閥中的主汽閥由全開快關，部分蒸汽連同之前已經在高壓缸內的蒸汽共同在高壓缸內做功，經高排后蒸汽進入 MSR 再熱后進中壓蝶閥。 此時考慮最壞的情況為4組中壓蝶閥均卡澀不能關閉，所有抽汽止回閥此時也卡澀不能關閉。因而蒸汽通過中壓蝶閥直接進入中壓缸繼續做功，最后到低壓缸做功。

通過上面的分析，可以利用能量轉化的原理來建立一個超速模型：從高壓主汽調節閥進入的蒸汽到低壓缸排汽后能量總的變化值△Q理論上會等于汽輪機轉子的動能值。利用這個等式可以求得轉子在甩全負荷時的轉速。總模型建立后，還要考慮這個等式只是理論上的，單純蒸汽前后能量的變化轉化為轉子動能的效率不可能是100%， 因而首先要估算轉化效率 η。

1.4.1 △Q 的計算

根據前面所述，參與甩負荷過程中做功的蒸汽經歷以下幾個過程：

（1）甩負荷中， 由于高壓主汽調節閥延遲關閉，進入汽輪機的蒸汽繼續做功；

（2）甩負荷中， 留在汽輪機各腔室內和管道內的剩余汽體，在高壓主汽調節閥關畢后繼續做功；

（3）甩負荷中， 汽輪機各腔室和管道內的凝結水，閃蒸流入下一級做功。

于是，參與甩負荷各個狀態的蒸汽最終以等熵過程回到低壓缸排汽狀態，因而此過程單位質量蒸汽能量的變化△Qi等于 等熵焓變△Hi， 下 面為簡化后的各個狀態相對于低壓缸排汽焓的等熵焓差：

（1）高壓主汽調節閥快關過程蒸汽量分兩個階段： 快關延遲、 快關， 焓變△H1；

（2）高壓缸已進蒸汽焓變△H2；

（3）經 7 段抽汽止回閥蒸汽焓變△H3；

（4）7 段抽汽到高加閃蒸蒸汽焓變△H4；

（5）經 6 段抽汽止回閥蒸汽焓變△H5；

（6）6 段抽汽到高加閃蒸蒸汽焓變△H6；

（7）高排到 MSR 蒸汽焓變△H7；

（8）MSR 中蒸汽焓變 （50%來自高排后蒸汽能量， 30%來自一級再熱能量， 20%來自二級再熱能量）△H8；

（9）MSR 到中壓蝶閥蒸汽焓變△H9；

（10）中壓蝶閥到中壓缸蒸汽焓變△H10；

（11）經 4 段抽汽止回閥蒸汽焓變△H11；

（12）4 段抽汽到低加閃蒸蒸汽焓變△H12；

（13）中壓缸排汽焓變△H13；

（14）中壓缸、 低壓缸聯通管蒸汽焓變△H14；

（15）低壓缸進汽焓變△H15；

（16）經 3 段抽汽止回閥蒸汽焓變△H16；

（17）3 段抽汽到低加閃蒸蒸汽焓變△H17；

（18）經 2 段抽汽止回閥蒸汽焓變△H18；

（19）經 1 段抽汽止回閥蒸汽焓變△H19；

（20）低壓缸排汽焓 H20。

1.4.2 動能的計算簡化

由于汽輪機轉子是由軸系、葉輪和葉片組成的，為了計算方便，近似將轉子的轉動簡化成圓柱體的轉動，這樣動能值可以用轉子轉動慣量和轉子角速度的關系來表示。所以，計算出轉動慣量 I， 角速度 ω 已可以求出。

2 中壓蝶閥卡澀時超速的定量計算

2.1 轉化效率η 估值確定

正常工況，蒸汽經過主汽閥后，再經過高壓缸、 MSR、 中壓缸、 低壓缸， 需考慮每個缸的缸效率及經 MSR 到中壓缸的蒸汽量占此前進入 MSR的蒸汽總量的比重。其缸效率計算可整合為汽輪機的整機效率 η1。

通過機組 100%TMCR 工況熱平衡圖， 利用焓熵曲線可查出各個缸的等熵過程的焓值，利用各個階段有效焓降同等熵焓降的比值，最后可計算出本機組整機效率 η1。

再考慮高排蒸汽濕度： 經 MSR 之后， 近 97%的液態水已經被分離，故實際被再熱的蒸汽量占之前進入 MSR 的蒸汽總量的比值 η2可通過機組100%TMCR 工況熱平衡圖數據求得。

故可以得出從高壓主汽調節閥進入汽輪機后出低壓缸的蒸汽轉化為轉子動能的平均轉化效率η 就是 η1·η2再乘以一個 余量。 最 后確定這 個平均轉化效率 η 估值約為 0.75。

2.2 蒸汽總有效能量 Q 計算

根據 1.4.1 節簡化， 轉子動能等于 ∑ 蒸汽能量（不同狀態蒸汽能量之和）與平均轉化效率 η 的乘積。 根據機組 100%TMCR 工況熱平衡圖， 可得到表3 （表中具體數據示意列出）。

表3

其中， 1 （*）高壓主汽調節閥快關延遲按0.2s， 通過的蒸汽質量為 306kg， 快關時間按 0.3s算得的質量約為 345kg， 所以參與蒸汽質量為兩者之和； 8 （*）中 MSR 中的能量分配按 1.4.1 節第（8）項原理分別計算， 50%高排后蒸汽能量查熱平衡圖， 30%一級再熱后蒸汽能量查熱平衡圖，20%二級再熱后蒸汽能量查熱平衡圖， 可算得△Q8為三者之和。

于是蒸汽總有效能量 Q=∑△Qi·η=轉子動能的增量△E。

2.3 最大超速程度計算

其中，I為轉子轉動慣量，根據實際可查得（ 單 位： kJ·m2） ； ω 為 轉 子 甩 負 荷 后 轉 動 角 速 度 ；ω額=157.08rad/s， 為轉子額定轉動角速度 （半轉速機型額定轉速為 1500r/min）。

據式（1）可求得甩負荷后的最大轉動角速度 ω為 183.65rad/s。

這樣最大超速程度：

A=（183.65-157.08）/157.08=16.915%

2.4 不考慮抽汽止回閥卡澀時超速程度計算

中壓蝶閥全部卡澀，再出現所有抽汽止回閥卡澀不能關閉情況的幾率是非常小的，所以補充不考慮抽汽止回閥卡澀時超速程度B的計算。

這種情況超速的計算同 2.3 節原理類似， 只要減去序號 4， 6， 12， 17 中的△Qi即可。 于是可以求得此時蒸汽總有效能量 Q=∑△Qi·η， 根據實際數據， 同理可算得此時的超速程度 B=13.936%。

3 超速的風險評估及結論

通過第2節的計算分析，獲得了機組在中壓蝶閥全部卡澀不能關閉，且所有抽汽止回閥不能關閉時甩全負荷的超速程度 A 為 16.915%， 即轉速最大將達到 1754r/min； 同時考慮到中壓蝶閥卡澀而抽汽止回閥不卡澀時甩全負荷超速程度B為13.936%， 即轉速最大將達到 1709r/min。 為了評估超速對于機組的風險隱患，先來了解一下機組在轉子的壽命期內一些承受極限情況：

（1）汽輪發電機組單根轉子出廠時均進行超速試驗驗證動平衡， 轉速達額定轉速的 120%， 即1800r/min；

（2）汽輪發電機組轉子二階臨界轉速均大于1800r/min；

（3）汽輪機組設計時軸承失穩轉速均大于2000r/min；

（4）該機組轉速超 10%時汽輪機組邏輯自動跳閘，但邏輯命令可手動更改。

針對極端情況， 超速 A 達到 1754r/min， 在轉子的承受范圍之內， 差不多達到了極限情況 （2）的下限，因而這樣的超速不能超過2次，總體來說汽輪機轉子及軸承和其它結構設計在短時間內是可以承受這樣的風險的， 一旦轉速超 10%可提前更改邏輯指令，防止機組提前跳機。

但是因為是核電機組，在運行時超速達到10%對核反應堆負荷可能有一定影響， 故應盡量避免。因而在中壓蝶閥卡澀故障沒有消除之前，在暫時不考慮停機的情況下，一定要降低負荷運行，參考計算值，在實際中安全運行負荷應該在70%額定負荷以下運行 （用第 2 節同樣的原理可算得 70%負荷下抽汽止回閥正常運行時的超速程度 C 約 9.5%）， 這樣即便在這樣的運行工況下需要甩全負荷，超速也不至于過大，對汽輪機安全不會產生影響。

通過以上的分析計算，也可得出此半轉速百萬級核電機型在未加裝中壓蝶閥時的最大超速約為 16.915%， 比相同等級 （表1， 表2 中）的機型要小。

[1] 江炳康.濕蒸汽汽輪機的超速計算方法 [J].上海汽輪機, 1983（01）:98-104

[2] 房德明,馮庚申,苗建兵.再熱式汽輪機甩負荷轉速最大飛升值的簡便計算方法.河南電力,2005（2）:38-42

[3] 蔡頤年,王璧玉.汽輪機裝置 [M].北京:機械工業出版社, 1989

Overspeed Analysis Led by Failure of IP Inlet Valves in Nuclear Turbine

Deng Xiaohui， Xu Shihai
（Dongfang Turbine Co.,Ltd.Deyang Sichuan 618000）

The article analyzes causations of overspeed questions led by failure of IP inlet valves in nuclear turbine,using energy conservation law,seting up a simplemodel.And by calculating,the article can foresee the biggest overspeed value once the failure occurs.And it also calculates the overspeed question in the condition of no setting IP inlet valve in a 1000MW grade half speed nuclear turbine.

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鄧曉暉 （1980-）， 男， 2005 年畢業于重慶大學熱能與動力工程專業， 現從事核電汽輪機設計工作。