东方660 MW超超临界二次再热汽轮机超高压主汽阀阀杆动应力分析

何胜，赵仕志，张晓东(.华能安源发电有限责任公司，江西萍乡，337000；.东方汽轮机有限公司，四川德阳,68000)



东方660 MW超超临界二次再热汽轮机超高压主汽阀阀杆动应力分析

何胜1，赵仕志2，张晓东2
(1.华能安源发电有限责任公司，江西萍乡，337000；2.东方汽轮机有限公司，四川德阳,618000)

摘要：汽轮机主汽阀需要很高的关闭速度，由此带来阀杆冲击动力学的强度问题。以前设计主要按照冲击动力学的理论，通过能量法求解系统动应力。文章介绍了阀杆动应力的理论计算方法，并分析了理论计算方法的合理性。随着计算机技术的发展，有限元方法求解阀杆动应力成为可能。文章详细介绍了阀杆动应力有限元计算参数的选取方法，并通过ABAQUS商用有限元软件计算了东方660 MW超超临界二次再热汽轮机超高压主汽阀阀杆动应力。对理论计算结果和有限元计算结果做了比较，分析了有限元计算结果的合理性。计算显示东方660 MW超超临界二次再热汽轮机超高压主汽阀阀杆峰值应力小于材料疲劳极限，阀杆具有永久寿命。

关键词：二次再热，主汽阀，阀杆，冲击动力学，有限元

0 引言

汽轮机主汽阀是主蒸汽进入汽轮机前的第一道阀门，是保证机组安全启、停和运行的关键部件。其主要作用是在危急情况下快速自动关闭，切断进入汽轮机的主蒸汽通路，使机组停止运行以防止产生过大的超速或避免某些不良的后果。因此，从系统要求的角度看希望阀门关闭速度越快越好。但是越快的关闭速度意味着越大的动应力。严重时可能导致阀杆断裂，机组的遮断控制无法实施。因此分析阀杆的动强度，保证阀杆安全性是非常必要的。

近年来，随着汽轮机技术的发展，汽轮机的容量、温度和压力都显著提高。阀门失效或不能正常动作的事故有增加的趋势。因此对于阀门精细化设计的需求也更加强烈。

本次分析采用ABAQUS软件对东方华能安源首台660 MW超超临界二次再热汽轮机的超高压主汽阀阀杆进行快关工况的动应力分析，以提高机组运行的安全可靠性。

1 660 MW超超临界二次再热汽轮机超高压主汽阀简介

华能安源项目采用东方660 MW超超临界二次再热机组。机组总体上分为超高压缸、高中压缸和低压缸3个模块。其超高压主汽阀为2套，结构相同，因此只需要分析一个阀门即可。阀门主蒸汽参数为：600℃，31 MPa。阀门结构原理示意图如图1所示。阀杆一侧与阀碟相连，另一侧通过连杆与油动机相连。油动机油缸注油后由于油压，推动活塞向阀杆侧运动从而通过连杆、阀杆带动阀碟向开阀方向运动，阀门打开。此过程中油动机不仅要克服阀碟两侧可能的蒸汽压差导致的蒸汽力，还必须克服快关弹簧的弹簧力，使弹簧蓄能。当需要阀门快速关闭时油缸进油口关闭，回油口打开排油，油压迅速下降。在弹簧力作用下带动油动机活塞、连杆、阀杆和阀碟一起向关阀侧运动实现阀门关闭。

图1　超高压主汽阀原理示意图

通过调整弹簧的弹力和控制油动机回油速度就可以保证阀门按照预设动作曲线快速关闭。通常要求主汽阀关闭时间不大于0.25 s，并且对阀门关闭曲线有严格要求。图2为安源项目超高压主汽阀的关闭曲线。其快关曲线可分为2段。其中A-B段为线性关闭段，约占阀门总行程的85%。在此段内油动机突然动作，并以恒定速度关闭。B-C段为缓冲段，约占阀门总行程的15%。此段内阀杆关闭速度逐渐减小，到全行程终点时关闭速度几乎为0。油动机设计完成后必须标定其关闭曲线与图示过程一致方可投入使用。

图2　超高压主汽阀阀门关闭曲线

2 阀杆动应力的理论计算方法

如前所述，阀门的关闭过程是一个冲击动力学过程。在冲击过程中构件的速度在极短的时间内急剧变化。其加速度和接触时间非常难确定，不能通过动静法来分析。分析该类问题的主要方法是能量法[1]。丁有宇在其著作《汽轮机强度计算手册中》[2]，以及《火力发电设备技术手册》[3]中均较详细介绍了如何用能量法来计算阀杆动应力且两者使用的方法相同。对于快关工况，其选择阀门处于全开位置时油动机突然动作带动阀杆并冲击阀碟时为计算危险点，即图2中A点。由于阀杆、阀碟在油动机冲击下由静止增速到关闭动作速度导致其动能增加，其反作用力使阀杆产生动应力。本文主要研究阀杆的动强度，因此忽略阀碟的变形能后计算截面的初始应力可表示为[3]：

式中：T为阀门关闭力；F为计算截面面积；v为阀门关闭速度；m为被冲击物的质量。如图3所示，通常阀门有2个危险截面，分别为A、B。对于快关工况，A截面的计算质量m为阀杆及阀碟部分的总质量。对于B截面则仅为阀碟部分质量。E为阀杆工作工况下弹性模量；F0为阀杆平均截面积；L为阀杆受拉段长度。

图3　阀杆结构简图

对于冲击动力学问题还必须考虑应力波的传导和叠加效果。实际最大动应力可表示为[3]：

式中：m与式（1）中意义相同；m′为油动机动部件、阀杆和阀碟总质量减去m。式（2）计算的只是截面的平均应力，实际峰值应力还应考虑截面形状变化导致的应力集中效应。应力集中系数可查相关的手册得到[2-4]。

按照式（1）、（2）可以计算安源超高压主汽阀的最大动应力。

表1　阀杆理论计算应力　MPa

阀杆材料在工作温度下的疲劳极限约180 MPa。显然，阀杆理论计算动应力低于材料疲劳极限（见表1）。阀杆具有永久寿命。

3 阀杆动应力计算的有限元法

能量法虽然能够求解阀杆的动强度问题，但是根据能量法的基本假设，其无法考虑冲击物体自身的刚度、被冲击物体的惯性力，假设冲击物体和被冲击物体接触后粘连在一起不能再分开，因此也无法考虑冲击物的反弹所带走的能量。所以其计算结果是非常保守的。因此能量法所计算的应力是实际冲击过程可能的最大动应力。随着机组容量和参数的提高，需要更精确地计算冲击过程的动应力。

随着计算机技术和有限元分析方法的发展，采用有限元方法计算阀杆的冲击动应力已经不是难事。有限元方法可以真实地考虑各部件的实际刚度、结构冲击后的实际运动轨迹，甚至可以考虑冲击过程中的热学和声学损失，因此比能量法的计算结果更接近真实工况。近年来很多学者都进行了这方面的研究[5-11]。在进行有限元分析时，很多学者认为阀杆关闭的危险工作点为图2中C点。即认为关闭过程中阀杆、阀碟冲击阀座时为全行程最危险点。这与前述理论计算校核工况点是不同的。参照图2所示的关闭曲线，由于B-C段的缓冲作用，事实上阀杆、阀碟接触阀座的速度是很低的。因此如果按照正常的动作曲线，阀杆动应力的危险工况点应是A点。这与理论计算时选择的工况点一致。本文以A点为校核工况点。

本文的阀杆计算采用ABAQUS商用软件完成，分析类型为Explicit显式动力学分析。该方法最初即为解决高速冲击和复杂接触问题而专门建立。该方法应用中心差分法对运动方程进行显示的时间积分。所谓“显式”是指增量步结束时的状态仅依赖于该增量步开始时的位移、速度和加速度。在增量步内这些参数均保持为常数。因此这种方法计算结果的精度严重依赖于增量步的时长，增量步必须很小[12]。使用ABAQUS Explicit分析步进行动力学分析时，用户可以不干预增量步长，软件自动根据有限元模型中最小单元尺寸和应力波通过该单元的时间决定计算增量步长。因此在有限元模型中避免不必要的小尺寸单元非常必要。通过这种方式确定的增量步长能够捕捉到最细微的动态信息，但是如果将计算结果全部输出，结果文件会异常庞大。另一方面，由于频繁读写硬盘会严重影响软件运行效率。因此实际上需要用户干预的是计算结果的输出频率和总计算时长。

根据应力波理论，固体中的应力波速仅与材料弹性参数和密度相关，与冲击速度和动应力大小无关。具体可表示为[13-14]：

因此，如果阀杆长度为L，希望将应力波传过阀杆的过程分解为n步来研究，那么允许的最大输出增量步长为：

总计算时长的确定需要考虑2个因素。首先要考虑应力波的叠加效应就需要持续观察应力波的传导、反射和叠加过程。如果希望观察应力波的叠加和反射次数为N1，那么从冲击开始，需要计算的总时长为：

其次，冲击发生后阀杆会发生周期性振动。若阀杆质量为m0，按照一维轴向振动理论，其最主要的一节模态振动周期约为：

式中：K为杆的轴向刚度。

结合式（5）和式（6），要保证观察到足够的应力波传导次数且保证计算时长大于杆的一个振动周期以确定保证计算到应力幅值的最小计算时长为：

式（4）确定的最大输出增量步长和式（7）确定的最小总计算时长即为有限元计算模型最重要的设置参数。按此计算，若观察10个应力波的传导周期，东方660 MW超超临界二次再热汽轮机超高压主汽阀阀杆动应力分析的总计算时长应＞2.7 ms，最大增量步应≤1.35e-5 s。

主汽阀阀杆、阀碟具有轴对称特点。因此采用轴对称模型。如图4所示，为减小计算规模将油动机活塞以及连杆的大部分结构简化为集中质量，仅保留与阀杆连接的少部分以方便加载。连杆、阀杆间，阀杆、阀碟间均采用接触算法。

图4　有限元计算模型

集中质量点同时作为弹簧力的加载点。它与油动机连杆端面间采用刚性耦合。计算给定初始速度为0，即阀杆处于稳定的全开位置。计算初始时刻在集中质量点加载按图2关闭曲线计算的线性关闭段关闭速度。由于集中质量点与连杆端面间刚性连接，连杆端部同步具有关闭速度并将速度场传递给阀杆，阀杆运动后与阀碟冲击。

4 有限元计算阀杆动应力

按前述模型和计算参数很容易完成超高压主汽阀阀杆的冲击动应力计算。图5为阀杆危险截面的平均应力-时间曲线。图6为阀杆危险截面的峰值应力-时间曲线。危险截面的命名与理论计算部分相同。从图中均可以看出计算已经涵盖了冲击过程中的最大峰值应力。

表2中列出了有限元计算的A、B截面的平均应力和峰值应力。

图5　危险截面的平均应力-时间曲线

图6　危险截面的峰值应力-时间曲线

表2　阀杆有限元计算应力　MPa

比较表1和表2可见，无论平均应力还是峰值应力有限元计算值均显著低于理论计算值。这是合理的，因为理论计算值是非常保守的，而有限元计算方法更接近实际工况。

从表2中还可以看出，A截面的应力集中系数显著大于表1中的查表值。这是因为查表数据只是考虑杆件轴向加载后的应力集中，而有限元计算考虑了部件间的接触。由于部件间接触导致接触区边缘应力畸变。

对东方其他成熟且长期安全运行阀杆动应力的校核结果也表现出与本项目阀杆相似的规律。

5 结论

（1）理论计算和有限元计算均表明东方660 MW超超临界二次再热汽轮机超高压主汽阀阀杆计算动应力小于材料疲劳极限，阀杆具有永久寿命。

（2）有限元计算平均应力和峰值应力均低于理论计算应力。尤其是A截面有限元计算应力远低于理论计算值。这是因为A截面同时受阀杆和阀碟的惯性力和刚度影响，而B截面基本只受阀碟的惯性力和刚度影响，相对来说B截面比A截面更接近理论计算模型。

（3）理论计算的阀杆动应力显著偏高于实际值，有限元计算值更接近实际工况。

参考文献

[1]胡益平.材料力学[M].成都:四川大学出版社,2010.

[2]丁有宇.汽轮机强度计算手册[M].北京:中国电力出版社,2010.

[3]中国动力工程学会.火力发电设备技术手册:第二卷:汽轮机[M].北京:机械工业出版社,2007.

[4]航空工业部科学技术委员会.应力集中系数手册[M].北京:高等教育出版社,1990.

[5]万胜军.AP1000主蒸汽安全阀工作特性研究[D].哈尔滨：哈尔滨工程大学,2013.

[6]曲光磊.速关阀冲击强度有限元分析[D].哈尔滨:哈尔滨工程大学,2008.

[7]曲光磊.汽轮机主汽门优化设计[D].上海:上海交通大学,2007.

[8]蒋溥宁.汽轮机主汽阀关闭动强度分析和研究[J].热力透平,2008,37 (4):244-248.

[9]黄庆华.汽轮机主汽门优化设计[D].上海:上海交通大学,2007.

[10]黄津津.600 MW超超临界汽轮机主蒸汽阀门结构强度与流场分析[D].上海:上海交通大学,2007.

[11]韩方亮,孙轶,胡少文.基于瞬态动力学的主汽阀关闭强度研究[J].热力透平,2014,43 (4):253-261.

[12]庄茁,张帆,岑松,等.ABAQUS非线性有限元分析与实例[M].北京:科学出版社,2005.

[13]铁摩辛柯S.P.,古地尔J.N.弹性理论:第三版[M].徐芝纶,译.北京:高等教育出版社,2013.

[14]陆明万,罗学富.弹性理论基础[M].北京:清华大学出版社斯普林格出版社,2001.

Dynamic Stress Analysis for Main Steam Valve Rod of Dongfang Ultra-supercritical Double-reheat 660 MW Steam Turbine

He Sheng1，Zhao Shizhi2，Zhang Xiaodong2
(1.Huaneng Anyuan Generation Co.,Ltd.,Pingxiang Jiangxi,337000；2.Dongfang Turbine Co.,Ltd.,Deyang Sichuan,618000)

Abstract:The main steam valve has to shut quickly,which usually leads to large impact dynamic stress.In the past,it always uses en⁃ergy method to slove system dynamic stress.This paper introduces the energy method and analyzes rationality of energy method.With the development of computer,using FEM method to slove the dynamic stress of the valve rod is possible now.This paper presents the method to determine the calculation parameter of FEM method and uses ABAQUS to calcualate the dynamic stress for main steam valve rod of Dongfang ultra-supercritical double-reheat 660 MW steam turbine.It also compares the energy and the FEM method re⁃sult,and analyzes the rationality of the FEM result.The result shows that the dynamic stress of the valve rod is less than the fatigue lim⁃it of the material,the rod has unlimited life.

Key words:double-reheat,main steam valve,valve rod,impact dynamic,finite element

作者简介：何胜（1971-），男，工程师，1997年毕业于武汉水利电力大学，现主要从事汽轮发电机组的运行、管理研究工作。

DOI:10.13808/j.cnki.issn1674-9987.2016.01.004

中图分类号：TK262

文献标识码：A

文章编号：1674-9987（2016）01-0020-05