汽轮机蒸汽管道与阀门及汽缸外缸外表面传热系数的计算模型和计算方法

构建了汽轮机蒸汽管道、主汽调节阀与汽缸外缸的外表面传热系数计算模型与计算方法。给出了汽轮机蒸汽管道、主汽调节阀、高压外缸、中压外缸与低压外缸的内表面传热系数以及保温结构外表面与低压外缸外表面的复合传热系数计算公式。建立了汽轮机蒸汽管道、高压外缸与中压外缸的金属内层壁与保温结构外层壁的双层圆筒壁、主汽调节阀金属内层壁与保温结构外层壁的双层球壁以及低压外缸单层圆筒壁的传热过程计算模型。考虑到金属内层壁内表面温度与外表面温度和保温结构外层壁外表面温度均为待定温度,采用迭代法确定这些汽轮机部件的表面温度、传热过程的传热系数与热流密度。完成了汽轮机蒸汽管道、主汽调节阀、高压外缸、中压外缸与低压外缸的外表面传热系数计算分析的应用实例,得出了这些汽轮机部件传热过程金属内层壁外表面的传热系数、热流密度与等效表面传热系数的计算结果,为这些汽轮机部件温度场与应力场的有限元数值计算提供了传热边界条件。

一起汽动给水泵主汽门自动关闭的故障分析与改进

某电厂运行人员在试验汽动给水泵直流事故油泵时,汽泵主汽门自动关闭。分析此次故障是因直流系统发生两点接地,导通了汽泵主汽门关闭控制回路。针对直流系统绝缘薄弱点,更换直流接触器及控制回路电缆,梳理接地线,完善保护逻辑等改进措施。消除故障隐患,设备安全运行无异常。

某300 MW机组高压主汽门不严密原因分析及处理

某电厂3号机组汽轮机高压主汽门采用卧式布置,运行中存在卡涩不严现象,造成汽轮机惰走时间长,高压主汽门关闭时间长。文章分析了该问题产生的原因,通过优化材料结构,解决了高压主汽门卡涩不严的问题。

1000MW超临界汽轮机主调阀内流动和噪声计算分析

针对某1000 MW超临界汽轮机主调阀系统(主汽阀和调节阀)内的蒸汽流动和噪声辐射,进行了全三维计算分析。通过求解全三维N-S方程和k-ε湍流模型,并考虑水蒸汽热力性质参数,得到了阀门流道中的蒸汽流场参数;然后采用基于FW-H方程的剪切流噪声模型,求解了蒸汽流场内的噪声源幅度分布。计算结果表明:主调阀流道内的压力损失为1.38%,其中调节阀部件的压损占主调阀总压损的66%;主汽阀和调节阀的喉口位置和阀腔流动死区等位置处的涡量很强,从而成为主要的气动噪声辐射源。

某600MW汽轮机中压主汽门卡涩原因分析与处理

描述了某600MW机组中压主汽门的卡涩现象,对各种原因进行了分析,并采取了切实有效的处理方案。

超超临界百万千瓦汽轮机主调阀流场非稳态数值研究

采用计算流体力学商用Fluent软件,对某百万千瓦超超临界汽轮机主调阀系统(主汽阀和调节汽阀组成的进汽系统)正常运行时的蒸汽稳态流场和快速关闭时的非稳态流场进行了全三维数值计算及分析.结果表明:稳定工作状态下,阀门全开时的阀组总压损失约为进口总压的1.23%,其中调节汽阀损失占总损失的57.52%;主汽阀、调节汽阀都为快开特性的阀,它们的相对升程大于30%时流量基本不可调.采用Fluent中的动网格技术,计算分析了调节汽阀从全开到快速关闭的非稳态过程中蒸汽的流动特性,并给出了调节汽阀快速关闭时的行程、流量及阀后压力与关闭时间的动态曲线.

卧式布置主汽门关闭特性研究

某600MW亚临界汽轮机卧式布置主汽门经常发生关闭缓慢、卡涩甚至卡死的故障,严重威胁机组的安全运行和稳定运行。为了确定该类型主汽门关闭故障的原因,对主汽门及其阀杆的受力进行了分析研究,采用高温蠕变理论和有限元分析方法,对主汽门工作时的弯曲变形特性进行了研究,确定了主汽门阀杆弯曲变形与所承受的弯矩以及工作时间的关系。在高温和弯矩作用下,主汽门阀杆必将发生永久性的塑性变形,在主汽门的关闭过程中发生卡涩,提出了主汽门结构改进方法。所做工作对于解决各种卧式布置主汽门的关闭故障具有重要的参考价值。

600MW机组主调汽门系统的改造方案

针对某电厂600MW机组运行实测主汽阀和调节阀组系统压力损失偏大的问题,提出对主汽阀更换滤网通流面积更大的滤网、对调节阀碟接触面以下的部分型线进行改造这样两个改造方案,并对两个改造方案进行了计算,计算结果表明,若实施改造后,阀组系统的总压损失可以从原来的6.35%下降到4.2%左右,下降幅度达到30%,而且这两种改造方案对阀组系统的固定部件不做改动,对控制系统、油动机行程等都没有影响,实施方便,经济效益明显。

600MW汽轮机主汽调节阀流动特性的数值研究

对某600MW亚临界汽轮机主调阀在全开度下的流动特性进行了数值模拟。给出了阀门内流动总压损、压损沿流程分布情况以及调节阀门的流量分配。分析了蒸汽在阀门中的流动特点及流动损失产生的机理。为进一步研究阀门的流场特性及结构改进提供了参考。

汽轮机速关阀使用中存在的问题及对策

合成气压缩机汽轮机及氨压缩机汽轮机均采用速关阀控制暖机转速技术,该技术有效防止了汽轮机启动时的热变形。本文阐述了这两种速关阀操作程序、结构、工作原理及技术特点,同时分析了该速关阀使用过程中出现的问题,如汽轮机启动时轴高振动而联锁跳车、启动时速关阀未打开而冲转失败、速关阀跳闸后不能回座、汽轮机提速失败等。对此,采取了相应的措施,保证了机组的安全、稳定运行。

高压主汽门及调门卡涩的原因分析与防范措施

介绍了某电厂600MW超临界机组高压主汽门、高压调门的结构、作用,分析了高压主汽门、高压调门卡涩原因,提出了防止高压主汽门、高压调门卡涩的具体方法和措施。

汽轮机高压主汽门螺栓断裂失效分析

某电厂汽轮机高压主汽门螺栓发生断裂失效,对材质为20Cr1Mo1VNbTiB的断裂螺栓进行了理化试验和失效分析。结果表明:主汽门螺栓在加工制造过程中热处理工艺控制不当,导致金相组织存在粗晶,机组运行过程中,螺栓高应力的粗晶区发生沿晶开裂并不断扩展,最终发生主汽门泄漏和螺栓断裂失效。给出了防止由于粗晶问题造成螺栓失效的措施。

1000MW级超超临界机组蒸汽阀材质更改可行性研究

通过对9%～12%Cr耐热钢基本特点的分析认为,KT5917(12Cr铸钢)的Cr、W含量较KT5031A(9Cr-1Mo锻钢)高,所以KT5917(12Cr铸钢)的高温抗蠕变性能、抗氧化性能、抗腐蚀性能优于KT5031A(9Cr-1Mo锻钢)。但KT5917(12Cr铸钢)610℃许用应力小于KT5031A(9Cr-1Mo锻钢)的许用应力,使其阀体设计壁厚大于KT5031A(9Cr-1Mo锻钢)设计壁厚,铸造阀体还存在无损检测和焊接难度增大的问题,KT5917(12Cr铸钢)的实际使用性能要劣于KT5031A(9Cr-1Mo锻钢)。

主汽阀阀盖法兰侧壁开孔强度分析

以主汽阀为例,应用ANSYS有限元软件对在法兰侧壁开孔后的主汽阀阀盖进行强度分析,并实施带压堵漏。有限元模拟与实际应用结果表明:所开圆孔不会对阀盖法兰的强度造成重大影响,验证了应用有限元模拟进行强度校核方法的可行性。

汽轮机主汽阀阀碟深孔加工

介绍了汽轮机主汽阀阀碟深孔加工方法,在数控机床进行加工,改造了数控机床原有刀架,设计制造了专用刀架、同心刀杆,提高了刀架最大装夹刀杆的厚度,加大了数控刀架移动的硬行程范围,有效地解决了主汽阀阀碟深孔加工的技术难题。

汽轮机高压主汽门螺栓断裂失效分析

采用宏观检验、紧固工艺分析、化学成分分析、力学性能试验、金相检验和断口分析等对抚顺发电有限责任公司1号机组高压主汽门断裂螺栓进行了失效分析,结果表明:螺栓硬度偏低,断口附近金相组织存在偏析且有混晶现象,断口边缘有蠕变空洞及裂纹,断裂从螺栓根部向另一侧扩展,无明显塑性变形属于蠕变脆性断裂。

600MW汽轮机组主调汽门系统运行工况的分析

针对某电厂600MW机组主汽阀和调节阀组系统压力损失偏大的问题,对该阀组系统进行数值计算,计算结果发现该阀组系统的调节阀阀座和阀碟之间出现了明显的节流现象,调节阀开度在100%时汽流速度达到了180m s,在81%开度时达到了200m s,明显高于允许范围。计算结果的流场还表明:从气动力设计来说,调门的流道设计不尽合理,调门不存在实际意义上的喉部,这是该阀组系统损失偏大的主要原因之一。阀组损失偏大的另一个主要原因是采用通流面积过小的滤网。如果能将阀组系统进行适当的改造,可使机组的热耗下降,产生巨大的经济效益。

国产20Cr1Mo1VTiB主汽门螺栓的失效机理研究

某火力发电厂主汽门螺栓发生断裂失效,通过宏观断口分析、化学成分分析、金相组织分析以及力学性能检验等手段对高温主汽门螺栓的断裂事故进行了综合分析。结果表明:断口形貌为典型的脆性断口,螺栓的微观组织粗大,断口的硬度偏低,各项力学性能趋于标准的下限值,老化现象明显,不能满足正常工况下的服役强度和韧塑性要求,最后引起断裂事故。

600MW汽轮机再热主汽门轴向密封改造

大型汽轮机再热管道上广泛采用了旋启逆止式的再热主汽门。这种阀门的阀杆轴向密封采用的是容易外漏且使用寿命短的球面金属硬密封结构。内蒙古达拉特发电厂#7机组汽轮机旋启逆止式再热主汽门阀杆轴向密封采用保留金属硬密封并在外侧加装填料密封的方法彻底解决了阀门外漏的问题,经实际生产证实,改造后的阀杆轴向密封效果良好;由于内侧的金属硬密封可以对填料密封形成有效的隔离保护,大大增加了填料密封的可靠性及使用寿命。

660MW汽轮机主汽阀壳铸造工艺设计

分析了660 MW汽轮机主汽阀壳铸件结构特点、技术条件、铸件制造过程中可能存在的质量问题,详细介绍了660 MW汽轮机主汽阀壳的铸造工艺设计及质量控制要点。