邯钢270t液化装置透平膨胀机技术改造实践

祁明丽，黄泽琳，张 瑞

（1.邯郸钢铁集团有限责任公司设备运行保障公司，河北邯郸 056015；2.河钢股份有限公司邯郸分公司气体厂，河北邯郸 056015）

前言

邯钢270 t液化装置膨胀机经过多年的运行，出现叶轮叶片脱落，叶轮开裂现象，造成液化装置停车事故，对公司生产造成极大影响。2019 年11 月，该公司通过更换热端增压透平膨胀机和冷端增压透平膨胀机转子、加宽喷嘴厚度，加大叶轮直径，更改原有密封件及相关部件等低成本的升级改造，实现了膨胀机气量提升10%，液化量增长8%，3 个月即收回成本，为公司创造了可观的经济效益。

1 透平膨胀机工作原理

邯钢270 t液化装置是液氮和液氧生产装置，增压透平膨胀机为其核心设备。其结构如图1。

其主要元件由固定的导流器（喷嘴）系统和旋转工作轮组成。导流器与工作轮安装在蜗壳中，膨胀气体自进气管进入蜗壳，由蜗壳均匀地将气体送到所有喷嘴，再经工作轮、扩压器从排气管排出。此通路总称为透平膨胀机的流通部分[1]。如图2。

图1 增压透平膨胀机

其工作原理为：较高压力的气体经过膨胀机的导流器(即喷嘴)时，压力急剧地下降，流速大幅度增加，穿过导流器和叶轮之间的间隙进入工作叶轮，并且继续在叶轮内膨胀，相对速度继续增加，同时对叶轮产生反作用力，和气体进入叶轮时作用力方向一致。由于气体在离开工作叶轮时的速度仍然较高，为了降低这部分的能量损失，在扩压器内气体的流速降低，压力有所升高，温度略有回升。增压机叶轮转动后开始压缩进口空气，压力升高，再次回收了这部分能量。

图2 增压透平膨胀机的流通部分

邯钢270 t 液化装置膨胀机由常温膨胀机和低温膨胀机组成，为液氮和液氧生产提供冷量。改造前设计参数见表1。

表1 邯钢270 t液化装置膨胀机改造前后参数对比表

由于设备老化，造成叶片脱落或开裂，实际运行参数已不能达到设计参数，且事故频发给公司生产造成较大影响，需要进行设备大修。利用设备大修的机会实施升级改造，膨胀机气量较原设计参数提升10%，液化量提升8%。

2 改造方法

2.1 确定改造设计参数

只对高、低温膨胀端和增压端流量改变，其它参数尽量保持与原参数一致。改造设计参数见表1。

2.2 只对通流部分零部件进行改造升级

对原膨胀机进行流程分析后确定，在主机外壳不变的情况下，只对通流部分零部件进行改造升级，以适应更大的介质流量，提供更高的冷量，带动整个液化装置产量的提升。

2.3 技术方案

2.3.1 确定喷嘴最佳喉部面积、工作轮最佳通流面积

导流器是由很多喷嘴组成的喷嘴环，导流器中每两个叶片之间构成了一个通道，就是喷嘴。喷嘴的最小截面处称为喉部[1]。

因温度、压力的变化，不同工况下气体流量误差很大，为确保数据的精确性，分别计算出改造前常温、低温膨胀进口体积流量和达到改造目标所需要的体积流量。

（1）依据理想气体状态方程P1×Q1/T1=P2×Q2/T2，计算改造前在设计压力、温度下的体积流量。

改造前常温膨胀进口状态体积流量Q0GY：

改造前低温膨胀进口状态体积流量Q0DY：

（2）依据理想气体状态方程计算改造后在设计压力、温度下的体积流量。

改造后常温膨胀进口状态体积流量Q0GH：

改造后低温膨胀机进口状态体积流量Q0DH：

(3)确定改造前后同流截面积放大倍数t。

常温端流截面积放大倍数tG：

低温端流截面积放大倍数tD：

2.3.2 膨胀机各处同流尺寸按此比例放大

(1)由于喷嘴截面积为矩形，导流器叶片叶型不改变的情况下，喷嘴喉部宽度不变，因此导流器叶片厚度按tG和tD比例增大，相当于常温端和低温端喷嘴喉部宽度分别增加1.1和1.144倍。

(2)对扩压室进行改造，按tG和tD比例扩大其通流面积。

(3)压机轮以原压机轮进行模化设计，几何模化比：

新压机轮按1.0328模化设计。

(4)对增压端进口法兰进行改造，扩大其通流面积，以适应新式增压叶轮。

(5)机壳及供油系统利旧，以节省投资。

3 实施

该项目于2019 年11 月实施，安装过程顺利。试车过程中，常温膨胀机导叶开度在90%、回流阀开度在36°、转速在324 000 r/min 时，膨胀端轴承温度达到68℃（联锁值75℃），并有上升趋势，极易造成膨胀机停机。经和改造厂家分析，认为常温膨胀机轴向力向膨胀端偏离，造成膨胀端受力较大，轴承温度较高。后将膨胀机的回流阀开度关小至21°，导叶同时关小至80%，转速调整至33 000 r/min时，这时膨胀机的轴向推力向增压端偏移，膨胀端受力减小，膨胀端温度由68℃下降至58℃。之后运行平稳。

4 结果

4.1 功能考核

该项目于2019 年11 月实施并投运，膨胀端实测流量为34 494 m3/h（喷嘴开度100%），达到设计流量33 280 m3/h。增压端设计流量44 000 m3/h，实际流量43 894 m3/h，基本达到设计要求。

膨胀端改造设计流量达到设计要求；增压端设计流量基本达到设计要求。同时由于改造没有涉及管道，气量增加后低温增压机出口到常温增压机进口阻力降0.04 MPa，常温增压机出口到常温膨胀机进口阻力降0.086 MPa，常温膨胀机出口到低温膨胀机进口阻力降0.04 MPa，均大于设计设定值，因此导致膨胀机效率和输出功略小于设计值，引起增压机出口压力低于设计参数。根据JB6443.4-2006（API617：2002）标准：效率偏差±2%，功率偏差±4%在合格范围内，因此本次改造是合格的。

以膨胀端流量为例，2019年12月至2020年5月个月实际流量见表2（喷嘴开度90%）：

表2 改造后膨胀端实际运行数据 m3/h

从2019 年12 月至2020 年5 月实际运行情况看，流量呈下降趋势。流量下降的原因主要为气温上升。

4.2 效益分析

2019年12月至2020年5月的考核分析：

在液化氧气时产量由原来的7 800 m3/h 提升至8 500 m3/h，提升比例为8.9%。

折合成液体销售一年增加（8 500-7 800）÷800（系数）×1.14t/m3×24h×365d=8 738 t

按照1t液氧价格700元计算，一年可增加创效

8 738t×700元=6 116 670 元。

在液化氮气时产量由原来的8 400 m3/h 提升至9 400 m3/h，提升比例为11.9%。

折合成液体销售一年增加（9 400-8 400）÷648（系数）×0.81t/m3×24h×365d=10 950 t

按照1t液氮价格650元计算，一年可增加创效

10 950t×650元=7 117 500 元。

按一年中氧氮销售各占一半计算，预计年创效为：

（6 116 670元+7 117 500元）÷2=6 617 085 元