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摘 要：调峰机组热力设备，由于机组的频繁启停、负荷频繁变化，其金属部件的壁温及相关工作介质的温度、压力及流速等也频繁变化，使金属部件经受比常规运行叠加了的负面作用。因此，对调峰机组金属部件的监测提出了更高的要求，调查研究调峰机组金属部件的易发问题，从中找出问题的原因，有针对性地提出安全监测手段，是极为必要的。
关键词：调峰机组；寿命损耗；蠕变；负荷变化
课题研究的背景
随着我国经济的高速发展和电网的容量不断扩大，电网的峰谷差也越来越大。为了解决电网较大的峰谷差，大容量机组也逐渐参与到调峰运行，由于启动频繁或大幅度的负荷变动，机组的金属部件经常承受剧烈的温度变化和交变热应力作用，因而导致其部件产生疲劳损耗；又由于金属部件长期受到高温介质的作用而产生的蠕变损耗，使机组的寿命缩短。因此十分有必要对机组的主要金属部件的热应力变化和寿命损耗进行实时监测。这样不仅为运行、检修和设计人员提供可靠的资料，也为保证调峰机组安全可靠的运行，按机组寿命损耗的有关数据进行合理化的负荷分配提供了依据，以期延长机组的使用寿命。
汽包寿命损耗分析与计算
1）非稳定工况下汽包温度场
设汽包内径为R1，外径为R2，每一时刻汽包金属壁内的温度只沿径向变化，认为沿周向、轴向的温度梯度为零，且温度成线性变化，当启动进入准稳态工况时，汽包壁内任一点r半径的温度可由下式计算：
t=t0+ητ+η[r2-R21-2R22ln（r/R1）]/4α
式中τ—从启动开始到额定参数的时间，τ=（tN-t0）/η
t0—启动时的初始温度，℃
tN—额定温度，℃
η—温升率，℃/h
α汽包钢材的导温率，m2/h
由上式计算所得是启动至准稳态工况时的最大温度，这时汽包内外壁的变化与介质温度的变化趋于同步。上式中令r=R1或r=R2，即可得到内壁或外壁的温度，相减即可求出汽包内外壁的温差。
根据汽包壁横断面上任一点温度，即可由下式求出体积平均温度：
tm=[2/（R22-R21）]∫（tR2R1rdr）
上述计算，是将汽包外壁作为绝热处理，实际上汽包外壁虽有保温层，并非完全绝热，仍散失一部分数量，与周围环境存在着一定程度的热交换，误差可能达到10%，其值与汽包保温质量、环境温度及空气流动条件有关。实际上在饱和水界面以下的放热系数比汽侧要大，因而水侧的内外壁温差略大于汽侧，而且由于向外界的散热条件不同，汽包的上下壁温度存在着一定的温差，而且外壁的上下壁温差大于内壁的上下壁温差，特别是在常规停炉和热态启动时。
2）由径向温差引起的热应力
在稳定工况下运行时，内外壁温差及由此产生的热应力是很小的。但是在不稳定工况下，由于金属壁的吸热使汽包的内外壁温差大大增加，在一定的材质和壁厚的条件下，其数值决定于介质温度变化的速度。温度变化愈剧烈，则造成的内外壁温差就愈大，内外壁温差热应力也愈大。
根据热弹性力学分析，内外壁温差产生的热应力的最大值都发生在汽包筒体的内外表面，内外表面的热应力是反向的，当不考虑轴向热流时，由内外壁温差引起的热应力径向应力为零，且切相与轴向应力相等。其计算公式为：
内壁：бtθn=（tm-tn）αE/（1-v）=σtZnKN/mm2
外壁：бtθw=（tm-tw）αE/（1-v）=σwtZnKN/mm2
式中бn、бw——分别为切向内壁、切向外壁热应力，kN/mm2；
α——金属材料的减膨胀系数，1/℃；
E——金属材料的拉伸弹性模量，kN/mm2；
tm、tn、tw——分别是体积平均温度、内壁温度、外壁温度，℃；
v——泊松比或泊松数。
因在启动升温时，汽包内壁温度高于外壁，内壁的热膨胀受到外壁的约束，因而在内壁上产生压应力，外壁上产生拉应力。在停炉冷却时，内壁温度低于外壁温度，内壁为拉应力，外壁为压应力。根据tm、tn、tw的关系计算亦符合上述规律。
4）由上下壁温差引起的汽包热应力
在启动或负荷波动过程中，汽包汽侧的壁温总是高于水侧的壁温，上下壁温差在汽包筒体引起的热应力主要是轴向应力，环向应力及切向应力很小，一般可不予计算。
由汽包上下壁温差引起的轴向热应力在汽包中段达到最大值，其近似计算式为：
бth=kβE（tu-tl）
式中tu、tl——分别为汽包上壁和下壁截面上的体积平均温度；
k——考虑环向温度分布影响的修正系数，一般可取k=0.3。
tu、tl——因在壁厚内的近似线形分布，故可用数学平均温度来代替。
轴向应力也要考虑开孔接管处的应力集中问题，通常按单向拉、压考虑，集中系数可取为3，表现为轴向应力。由汽包上下壁温差引起的热应力，上壁为压应力，下壁为拉应力。汽包上下壁的温度可由实测取得。将径向及环向温差引起的内外壁同向热应力叠加后即得轴向和切向的总应力值。
寿命损耗的分析
疲劳分析方法根据ASMECodeⅢNG-32224标准，采用应变范围来描述导致疲劳破坏的总寿命，通过累积损伤方法计算寿命损耗率。
累积损伤计算方法：
（1）n1，n2....nn表示每一种应力循环类型规定的循环次数，同时考虑总的应力差范围大于单个循环的应力差范围，即各种循环来源的叠加作用（相互影响）。
（2）对于每种应力循环类型确定交变应力强度σ1。
（3）对于每种单独起作用的循环类型的σ1，使用设计疲劳曲线确定许用的最大次数N1，N2…..Nn。
（4）对每种类型的应力循环，按U1=1/N1计算出循环的损伤系数U1，U2……Un，即寿命损耗率。
结论
汽包的疲劳寿命要比转子高得多， 通过优化运行方案来延长汽包的使用寿命意义不大。因此，优化运行研究的重点对象是高中压转子。对于变负荷调峰工况， 由于其寿命损耗远小于其它工况， 因此其对总寿命的影响极小。从降低汽包和高中压转子在运行过程中的应力峰值， 减少其寿命损耗的观点出发， 提出了优化运行方案：
对于起动工况， 重点要控制从转子定速到30%额定功率时段的负荷变化速度；对于停机工况，重点要控制零负荷后转子降速过程的温降率。
（1） 监测转子寿命损耗时， 只需監测转子中应力变化幅值最大的部位， 即以应变最大部位的应力为基准来建立转子应力和寿命损耗的数学模型。
（2） 应力监测数学模型应考虑各种影响应力值的因素， 如监测部位的结构尺寸， 蒸汽参数及其变化率， 换热系数和金属物性参数等。
（3） 实时监测转子危险截面的应力值和寿命损耗值， 其所采用的数学模型应具有高的精度和快的计算速度。
参考文献
[1] 姜之禹.410t/h 锅炉频繁启停调峰对汽包寿命的影响研究[J].中国电力教育.2007，4（5）：320-322
[2] 岳建华，梁志宏，杨昆.面向对象的调峰机组转子在线寿命管理系统研究[J].中国电机工程学报.2005，25（1）：114-118
[3] 董泽，韩璞，李瑞欣. 基于DCS 的锅炉过热器和再热器金属诊断方法的研究[J] .河北电力技术 .2001，（3）：9-12
[4] 魏先英，余耀.汽轮机的寿命损耗分配[J] .中国电机工程学报.1986（8）：49-51
[5] 陈彤.调峰机组重要金属部件寿命损耗及优化运行研究[J].热力发电.2009，38（12）： 102-105
[6] 斯宝祥，林忠元，沈鸿声. 10CrMo910 “薄壁”主蒸汽管道使用寿命的研究[J].浙江电力.2007（2）
关键词：调峰机组；寿命损耗；蠕变；负荷变化
课题研究的背景
随着我国经济的高速发展和电网的容量不断扩大，电网的峰谷差也越来越大。为了解决电网较大的峰谷差，大容量机组也逐渐参与到调峰运行，由于启动频繁或大幅度的负荷变动，机组的金属部件经常承受剧烈的温度变化和交变热应力作用，因而导致其部件产生疲劳损耗；又由于金属部件长期受到高温介质的作用而产生的蠕变损耗，使机组的寿命缩短。因此十分有必要对机组的主要金属部件的热应力变化和寿命损耗进行实时监测。这样不仅为运行、检修和设计人员提供可靠的资料，也为保证调峰机组安全可靠的运行，按机组寿命损耗的有关数据进行合理化的负荷分配提供了依据，以期延长机组的使用寿命。
汽包寿命损耗分析与计算
1）非稳定工况下汽包温度场
设汽包内径为R1，外径为R2，每一时刻汽包金属壁内的温度只沿径向变化，认为沿周向、轴向的温度梯度为零，且温度成线性变化，当启动进入准稳态工况时，汽包壁内任一点r半径的温度可由下式计算：
t=t0+ητ+η[r2-R21-2R22ln（r/R1）]/4α
式中τ—从启动开始到额定参数的时间，τ=（tN-t0）/η
t0—启动时的初始温度，℃
tN—额定温度，℃
η—温升率，℃/h
α汽包钢材的导温率，m2/h
由上式计算所得是启动至准稳态工况时的最大温度，这时汽包内外壁的变化与介质温度的变化趋于同步。上式中令r=R1或r=R2，即可得到内壁或外壁的温度，相减即可求出汽包内外壁的温差。
根据汽包壁横断面上任一点温度，即可由下式求出体积平均温度：
tm=[2/（R22-R21）]∫（tR2R1rdr）
上述计算，是将汽包外壁作为绝热处理，实际上汽包外壁虽有保温层，并非完全绝热，仍散失一部分数量，与周围环境存在着一定程度的热交换，误差可能达到10%，其值与汽包保温质量、环境温度及空气流动条件有关。实际上在饱和水界面以下的放热系数比汽侧要大，因而水侧的内外壁温差略大于汽侧，而且由于向外界的散热条件不同，汽包的上下壁温度存在着一定的温差，而且外壁的上下壁温差大于内壁的上下壁温差，特别是在常规停炉和热态启动时。
2）由径向温差引起的热应力
在稳定工况下运行时，内外壁温差及由此产生的热应力是很小的。但是在不稳定工况下，由于金属壁的吸热使汽包的内外壁温差大大增加，在一定的材质和壁厚的条件下，其数值决定于介质温度变化的速度。温度变化愈剧烈，则造成的内外壁温差就愈大，内外壁温差热应力也愈大。
根据热弹性力学分析，内外壁温差产生的热应力的最大值都发生在汽包筒体的内外表面，内外表面的热应力是反向的，当不考虑轴向热流时，由内外壁温差引起的热应力径向应力为零，且切相与轴向应力相等。其计算公式为：
内壁：бtθn=（tm-tn）αE/（1-v）=σtZnKN/mm2
外壁：бtθw=（tm-tw）αE/（1-v）=σwtZnKN/mm2
式中бn、бw——分别为切向内壁、切向外壁热应力，kN/mm2；
α——金属材料的减膨胀系数，1/℃；
E——金属材料的拉伸弹性模量，kN/mm2；
tm、tn、tw——分别是体积平均温度、内壁温度、外壁温度，℃；
v——泊松比或泊松数。
因在启动升温时，汽包内壁温度高于外壁，内壁的热膨胀受到外壁的约束，因而在内壁上产生压应力，外壁上产生拉应力。在停炉冷却时，内壁温度低于外壁温度，内壁为拉应力，外壁为压应力。根据tm、tn、tw的关系计算亦符合上述规律。
4）由上下壁温差引起的汽包热应力
在启动或负荷波动过程中，汽包汽侧的壁温总是高于水侧的壁温，上下壁温差在汽包筒体引起的热应力主要是轴向应力，环向应力及切向应力很小，一般可不予计算。
由汽包上下壁温差引起的轴向热应力在汽包中段达到最大值，其近似计算式为：
бth=kβE（tu-tl）
式中tu、tl——分别为汽包上壁和下壁截面上的体积平均温度；
k——考虑环向温度分布影响的修正系数，一般可取k=0.3。
tu、tl——因在壁厚内的近似线形分布，故可用数学平均温度来代替。
轴向应力也要考虑开孔接管处的应力集中问题，通常按单向拉、压考虑，集中系数可取为3，表现为轴向应力。由汽包上下壁温差引起的热应力，上壁为压应力，下壁为拉应力。汽包上下壁的温度可由实测取得。将径向及环向温差引起的内外壁同向热应力叠加后即得轴向和切向的总应力值。
寿命损耗的分析
疲劳分析方法根据ASMECodeⅢNG-32224标准，采用应变范围来描述导致疲劳破坏的总寿命，通过累积损伤方法计算寿命损耗率。
累积损伤计算方法：
（1）n1，n2....nn表示每一种应力循环类型规定的循环次数，同时考虑总的应力差范围大于单个循环的应力差范围，即各种循环来源的叠加作用（相互影响）。
（2）对于每种应力循环类型确定交变应力强度σ1。
（3）对于每种单独起作用的循环类型的σ1，使用设计疲劳曲线确定许用的最大次数N1，N2…..Nn。
（4）对每种类型的应力循环，按U1=1/N1计算出循环的损伤系数U1，U2……Un，即寿命损耗率。
结论
汽包的疲劳寿命要比转子高得多， 通过优化运行方案来延长汽包的使用寿命意义不大。因此，优化运行研究的重点对象是高中压转子。对于变负荷调峰工况， 由于其寿命损耗远小于其它工况， 因此其对总寿命的影响极小。从降低汽包和高中压转子在运行过程中的应力峰值， 减少其寿命损耗的观点出发， 提出了优化运行方案：
对于起动工况， 重点要控制从转子定速到30%额定功率时段的负荷变化速度；对于停机工况，重点要控制零负荷后转子降速过程的温降率。
（1） 监测转子寿命损耗时， 只需監测转子中应力变化幅值最大的部位， 即以应变最大部位的应力为基准来建立转子应力和寿命损耗的数学模型。
（2） 应力监测数学模型应考虑各种影响应力值的因素， 如监测部位的结构尺寸， 蒸汽参数及其变化率， 换热系数和金属物性参数等。
（3） 实时监测转子危险截面的应力值和寿命损耗值， 其所采用的数学模型应具有高的精度和快的计算速度。
参考文献
[1] 姜之禹.410t/h 锅炉频繁启停调峰对汽包寿命的影响研究[J].中国电力教育.2007，4（5）：320-322
[2] 岳建华，梁志宏，杨昆.面向对象的调峰机组转子在线寿命管理系统研究[J].中国电机工程学报.2005，25（1）：114-118
[3] 董泽，韩璞，李瑞欣. 基于DCS 的锅炉过热器和再热器金属诊断方法的研究[J] .河北电力技术 .2001，（3）：9-12
[4] 魏先英，余耀.汽轮机的寿命损耗分配[J] .中国电机工程学报.1986（8）：49-51
[5] 陈彤.调峰机组重要金属部件寿命损耗及优化运行研究[J].热力发电.2009，38（12）： 102-105
[6] 斯宝祥，林忠元，沈鸿声. 10CrMo910 “薄壁”主蒸汽管道使用寿命的研究[J].浙江电力.2007（2）