350 MW超臨界供熱機組脹差變化過程分析

謝昌亞 徐琳濤 陳凱亮 吳 昕

（華北電力科學研究院有限責任公司）

脹差是機組在啟動、停運和正常運行過程中反映汽輪機運行狀態(tài)的重要監(jiān)視參數(shù)［1］，表示的是轉子膨脹伸長值與汽缸膨脹伸長值之間的差值。脹差產生的根本原因是金屬的熱脹冷縮，由于轉子與汽缸在質量、材料、質面比及換熱過程等各方面均有所不同［2～4］，導致二者軸向膨脹長度不同，從而產生相對位移［5］。一般，轉子膨脹伸長值大于汽缸膨脹伸長值時，脹差為正；反之，脹差為負［6］。脹差的測量通常采用電渦流傳感器探頭［7］，其安裝位置與機組滑銷系統(tǒng)和膨脹方向有關，根據(jù)汽輪機形式可分為高壓缸脹差、中壓缸脹差和低壓缸脹差。為防止級間動葉和靜葉相對位移過大，導致動靜葉碰磨、機組損壞［8，9］，在ETS系統(tǒng)設置脹差保護［10］，當脹差值大于報警值或跳機值時，系統(tǒng)發(fā)出報警和停機指令。通常，機組運行時監(jiān)視的脹差值是汽輪機死點至測量點轉子與汽缸膨脹的差值，但該值并不能直接反映機組各級動葉與靜葉之間實際的軸向間隙［11］。文獻［12］指出，在異常情況下可能會出現(xiàn)脹差值還未大于機組給定的跳機值時動、靜葉之間就已經產生碰磨的情況，出現(xiàn)這種情況的原因可能是脹差跳機值偏大或轉子膨脹不均、軸向間隙小的部位脹差過大。根據(jù)脹差測點的安裝位置，監(jiān)視的脹差值一般是轉子與汽缸膨脹差值的最大值，但由于泊松效應的影響，轉子在惰走過程中會繼續(xù)伸長，因此給定的脹差跳機值應滿足：脹差保護觸發(fā)后機組惰走過程中，動、靜葉之間不會發(fā)生碰磨。制造廠計算給定的脹差跳機值一般考慮了安全裕量，從保護機組安全的角度出發(fā)，脹差跳機值會偏小一些。但如果脹差跳機值過小，會出現(xiàn)兩種情況：一是各級動、靜葉之間間隙滿足運行條件，但脹差保護已經觸發(fā)造成機組停機；二是由于其他原因停機，惰走過程中脹差繼續(xù)增大并超過報警值或跳機值，造成機組無法再次掛閘快速啟動。如此，脹差便失去監(jiān)測報警的意義，并且不利于機組運行。可見，合理的脹差跳機值應具備監(jiān)測報警、指導機組運行和保護機組安全的作用。

在此，筆者以某新建350 MW超臨界供熱機組為例，對調試期間機組典型工況的脹差變化過程進行分析，介紹低壓缸脹差跳機值過小的問題，希望對同類型機組的運行和調試工作提供一定的借鑒意義。

1 機組滑銷系統(tǒng)

某350 MW超臨界供熱機組采用的是C359/284-24.2/0.4/569/569型超臨界、一次中間再熱、兩缸兩排汽、單軸、抽凝式汽輪機。如圖1所示，該機組共設置6個支撐軸承，其中高中壓轉子、低壓轉子各設置2個支撐軸承；高中壓轉子前后軸承為落地式可傾瓦軸承，分別安裝在前軸承箱和中低壓軸承箱內，低壓轉子前后軸承為座缸式橢圓軸承，推力軸承安裝在中低壓軸承箱內，位于2#與3#軸承之間。整個汽輪機靜子通過橫鍵相對于基礎保持兩個絕對死點，一個在中低壓軸承箱基架上2#軸承中心線后609 mm處，另一個在低壓缸左右兩側基架上低壓進汽中心線前203 mm處。機組啟動時，高中壓缸、前軸承箱向前膨脹，低壓缸向前后兩個方向膨脹。高壓內缸相對于外缸的死點在高壓進汽中心線后255 mm處，低壓內缸相對于低壓外缸的死點在低壓進汽中心線處，高低壓內缸分別由死點向前后兩個方向膨脹。汽輪機轉子相對于靜子的固定點，即轉子的相對死點，在中低壓軸承箱內推力軸承處，機組啟動時，高中壓轉子由此處向調閥端膨脹，低壓轉子由此處向電機端膨脹。高中壓脹差探頭安裝在前軸承箱內，低壓脹差探頭安裝在低壓缸后軸承箱內。

2 典型工況脹差變化過程

2.1 機組投軸封、高壓缸倒暖

圖2是首次啟動前，機組投軸封、后缸噴水和高壓缸倒暖時的脹差變化曲線。可以看出，4時21分軸封系統(tǒng)開始暖管，機組逐漸投入軸封，然后高中壓脹差和低壓脹差均有明顯上漲，這是由于汽輪機軸封體處的轉子受熱伸長而缸體并沒有明顯加熱所致［13］。根據(jù)以往的調試經驗，同類型機組存在后缸噴水對低壓缸前、后軸封體溫度影響較大的問題，投入后缸噴水后低壓缸前、后軸封體溫度會劇烈下降，導致機組振動出現(xiàn)異常。為掌握本機組在該問題上的表現(xiàn)特性，在機組啟動之前進行了試驗，9時20分后缸噴水尚未投入，低壓缸前后軸封溫度分別為147℃和145℃，9時30分打開后缸噴水調閥至50%，閥后噴水壓力0.26 MPa，9時36分低壓缸前后軸封溫度分別降至99.8℃和100.0℃。從圖2可以看出，投入后缸噴水后，由于低壓前后軸封體溫度降低，低壓脹差下降較為明顯，為控制低壓脹差，在試驗后并沒有完全退出后缸噴水，而是將噴水調閥關至20%，低壓缸前、后軸封溫度逐漸上漲至125℃和129℃，低壓脹差隨后開始緩慢上漲。投入高壓缸倒暖后，高壓內缸調節(jié)級溫度逐漸上漲，高中壓脹差、低壓脹差總體呈緩慢上漲趨勢。綜上所述，本機組低壓脹差對軸封溫度反應比較敏感，當?shù)蛪好洸钸^大時，可通過減小低壓軸封溫度來進行調整，當機組振動無異常時，可控制低壓軸封溫度在允許范圍120～170℃的下限。

圖2 機組投軸封、后缸噴水和高壓缸倒暖時的脹差變化曲線

2.2 冷態(tài)啟動

汽輪機轉子在沖轉時由于高速轉動，與蒸汽之間的對流換熱系數(shù)較大，與汽缸相比，轉子對溫度的變化更為敏感，汽缸對蒸汽溫度變化的反應較為滯后，因此在沖轉過程中蒸汽溫度對脹差的影響較大，并且為了減小冷態(tài)啟動時轉子所受的熱應力，一般選擇低壓微過熱蒸汽來降低轉子表面與轉子中心的溫差［14］。

為控制脹差，本機組在冷態(tài)啟動期間嚴格控制蒸汽參數(shù)的穩(wěn)定性，主蒸汽保持在4.5 MPa、380℃左右，再熱蒸汽保持在0.6 MPa、350℃左右，機組從沖轉至定速3 000 r/min的過程中并沒有發(fā)生由于蒸汽溫度波動導致的脹差異常問題。圖3是冷態(tài)沖車過程中的脹差變化曲線，可以看出，當日23時56分機組定速500 r/min，進行打閘摩檢，摩檢完成后繼續(xù)掛閘升速，次日0時24分機組定速1 500 r/min進行中速暖機。1時52分中速暖機結束后機組繼續(xù)升速，2時16分機組首次定速3 000 r/min。由于定速后機組振動緩慢上漲，3時4分4#瓦x向振動上漲至141μm，y向振動上漲至96μm，5#瓦x向振動上漲至156μm，y向振動上漲至69μm，機組打閘降速至1 500 r/min并繼續(xù)暖機，4時3分機組升速，4時10分機組定速3 000 r/min，各瓦振動正常穩(wěn)定，從脹差隨機組轉速的變化曲線可以看出，本機組低壓脹差和高中壓脹差受泊松效應的影響比較明顯，尤其是低壓脹差，從1 500 r/min升速至3 000 r/min的過程中，低壓脹差下降了1.8 mm；降速過程中，低壓脹差上漲了1.8 mm。當機組定速后，高中壓脹差、低壓脹差逐漸緩慢上漲。

圖3 冷態(tài)沖車過程中的脹差變化曲線

2.3 熱態(tài)和極熱態(tài)啟動

由于噴嘴至動葉比動葉至噴嘴的距離更近，所以負脹差相對于正脹差來說更加危險［15］，因此機組在熱態(tài)和極熱態(tài)啟動過程中，蒸汽溫度和軸封溫度的選擇尤為重要，要避免因溫度過低，導致對汽輪機轉子進行冷卻，從而產生較大的負脹差。圖4是機組熱態(tài)啟動脹差變化曲線。熱態(tài)啟動沖轉前，主蒸汽溫度477℃、壓力6.60 MPa，再熱蒸汽溫度489℃、壓力0.78 MPa，高中壓脹差1.1 mm，低壓脹差4.7 mm，調節(jié)級后內缸內壁上半溫度397℃、下半溫度399℃，中壓進汽腔室內壁溫度377℃。從圖4可以看出，隨著機組升速，在泊松效應的影響下，高中壓脹差和低壓脹差均有明顯下降，由于蒸汽溫度較高，沒有對轉子造成冷卻，脹差并未出現(xiàn)負值，若此時蒸汽溫度過低，則極有可能出現(xiàn)較大的負脹差，威脅機組安全。在機組并網(wǎng)瞬間，由于機組進汽量突然增加，導致軸向推力突增，整個轉子向電機端有位移。從圖4可以看出，并網(wǎng)瞬間軸位移有明顯上漲，造成高中壓脹差和低壓脹差產生相反方向的輕微變化。極熱態(tài)啟動脹差變化過程（圖5）與熱態(tài)啟動基本一致，在此不再贅述。

圖4 熱態(tài)啟動脹差變化曲線

圖5 極熱態(tài)啟動脹差變化曲線

2.4 甩負荷試驗

大型發(fā)電機組甩負荷試驗是檢驗機組調節(jié)系統(tǒng)動態(tài)特性的重要試驗，也是考核配套設備動態(tài)調節(jié)性能最直接的手段。甩負荷試驗對脹差變化的影響主要是通過影響軸位移實現(xiàn)的。圖6、7分別是甩50%負荷和甩100%負荷試驗過程脹差變化曲線。甩負荷瞬間調節(jié)汽閥全關、機組不進汽，轉速穩(wěn)定后機組進汽量比帶負荷時大幅減少，機組軸位移變小，低壓脹差下降、高中壓脹差上漲。試驗完成機組打閘后，在泊松效應的影響下，高中壓脹差和低壓脹差均逐漸上漲。

圖6 甩50%負荷試驗脹差變化曲線

圖7 甩100%負荷試驗脹差變化曲線

3 存在的問題

筆者針對低壓脹差報警值、跳機值偏小的問題進行分析。

廠商原給定低壓脹差報警值和跳機值分別為6.3、6.8 mm，在整套系統(tǒng)啟動調試期間，隨著轉子與汽缸不斷被加熱，機組熱膨脹不斷發(fā)展，低壓脹差大致穩(wěn)定在5.9～6.2 mm之間，基本符合設計值5.9 mm的要求。由于低壓轉子受泊松效應影響較大，機組在跳閘停機后低壓脹差快速上漲并依次超過報警值和跳機值，同時由于DEH系統(tǒng)脹差超過報警值時不滿足掛閘條件，造成機組無法再次掛閘，還需等待低壓脹差下降至報警值以下時才能掛閘，導致機組不能快速啟動。如圖8所示，15時0分，機組正在進行協(xié)調變負荷試驗，汽輪機跳閘，首出“鍋爐MFT”，后查明原因為一次風機動葉機械結構故障造成鍋爐負壓波動過大。汽輪機跳閘前低壓脹差5.8 mm，跳閘瞬間由于軸位移的變化低壓脹差降至5.5 mm左右，而后隨著機組轉速降低，低壓脹差快速上漲，最高至7.58 mm，此時機組轉速在1 125 r/min左右。泊松效應的作用釋放完畢后，轉子冷卻縮短，低壓脹差開始緩慢下降，機組轉速降至0時，低壓脹差降至6.8 mm。針對上述現(xiàn)象，廠商設計人員重新核算機組低壓脹差，將低壓脹差報警值和跳機值分別修正為7.5 mm和8.0 mm，由于低壓脹差量程為-6～8 mm，經商議決定將低壓脹差跳機值設置為7.7 mm，報警值設置為7.2 mm。

圖8 惰走過程1脹差變化曲線

盡管提高了低壓脹差報警值和跳機值，但在之后的一次機組跳閘惰走過程中，低壓脹差仍超限。如圖9所示，7時50分，機組準備進行低負荷穩(wěn)燃試驗，負荷降至140 MW，低壓脹差6.2 mm、高中壓脹差5.6 mm；7時51分汽輪機跳閘，首出“鍋爐MFT”，跳閘后各閥門關閉正常，潤滑油泵聯(lián)啟正常，惰走過程中低壓脹差快速上漲，通過開啟后缸噴水和低壓軸封減溫水降低軸封溫度、提高機組背壓來控制上漲趨勢，轉速惰走至1 200 r/min時，低壓脹差最高上漲至7.9 mm，隨后開始下降。受現(xiàn)場條件限制，之后并沒有對低壓脹差跳機值做進一步修改，也沒有檢查探頭零位設置是否有問題。在機組168 h試運結束后，需針對該問題做進一步檢查。

圖9 惰走過程2脹差變化曲線

4 結論

4.1 軸封溫度對本機組低壓脹差影響較為明顯，冷態(tài)啟動時，為減小低壓脹差可盡量控制軸封溫度在允許范圍120～170℃的下限；熱態(tài)啟動時，要避免軸封溫度過低對軸封體處的轉子造成冷卻，產生負脹差。

4.2 整個調試期間，主再熱蒸汽參數(shù)選取合理且控制穩(wěn)定，并沒有出現(xiàn)因溫度異常造成機組脹差異常的問題。

4.3 甩負荷試驗期間，機組脹差變化不明顯；脫網(wǎng)瞬間，因為軸位移的變化，高中壓脹差和低壓脹差向相反方向有輕微變化。

4.4 低壓脹差受泊松效應影響比較明顯，在機組惰走過程中最大可增加2 mm，并超過低壓脹差報警值和跳機值，對機組運行產生較大影響，在提高低壓脹差報警值和跳機值后，并沒有根本解決該問題。受現(xiàn)場條件限制，沒有進一步進行檢查，后續(xù)應對低壓脹差安裝零位進行檢查校準，并重新核算低壓脹差跳機值的安全裕量，確保機組穩(wěn)定安全運行。