汽轮机转子（精选十篇）
汽轮机转子 篇1
关键词：汽轮机组,动静摩擦,轴系,振动
1 概况
某发电公司安装的两台汽轮机组, 均为北京汽轮电机有限责任公司采用阿尔斯通技术制造的330MW亚临界、单轴、三缸双排汽、一次中间再热、冲动式、直接空冷凝汽式汽轮机组, 型号是N330-17.75/540/540, 采用中压缸冲车、启动方式, 设有高压缸倒暖系统, 机组在冲车前及低速暖机状态下, 高压缸及高压转子通过倒暖阀进行倒暖加温。
高、中、低压转子及发电机转子各由两个轴承支持方式, 每个轴承均有两个轴振测点 (X向、Y向) 、两个轴承振动测点 (X向、Y向) 。机组在启动冲车升速过程中, 转速在2900rpm以下、一至六瓦任一瓦轴振达180um时, 保护动作掉机;机组运行中, 要求各轴振值在76um以下, 若任一轴振值达130um, 要人为手动打闸停机。机组实际运行中, 主机一至六瓦轴振值均在55um以下。
2 机组出现轴振大异常现象
(1) 机组整套启动调试期间, 在进行第一次超速试验、调整危急保安器飞锤弹簧后, 再次冲车进行试验时, 出现了一瓦轴振值随主机转速升高而增大的现象。在转速达1550rpm时, 一瓦X向轴振达181um、Y向轴振达167um, 轴振保护动作掉机。在盘车4小时、偏心值达34 um后, 再次进行冲车启动, 但在转速升至1500rpm时, 再次发生一瓦轴振大、保护动作停机异常。此后停运机组, 对主机系统进行全面检查。
(2) 机组投产后仅两个月, 出现了一、二、三、四瓦轴振间断性增大现象, 四个瓦轴振趋势相同, 一瓦轴振最为突出, 最大轴振变化幅度达60um, 且随着时间的持续, 轴振变化的频率逐渐频繁, 振动幅值越来越大。轴系振动特点及相关参数 (见附件) :
(1) #1、#2、#3、#4瓦轴振同步向高、向低幅值振动, #5、#6、#7、#8瓦轴振值基本无变化。
(2) 160MW~170MW负荷下, 1X轴振峰值较高, 最高达139um, 负荷较高240MW以上时, 峰值在100 um以下。
(3) 在机组刚投产时, 轴振每天仅一次, 且幅值较小, 2个月后, 逐步出现振动增大的频次增高, 每2小时振动一次, 且轴振幅值也有所增大, 由原来的85um最高上升至139um。
3 汽轮机轴振大原因分析
3.1 针对第一种引起主机轴振大异常工况, 进行了以下检查 (见图1、图2)
(1) 盘车状态下, 轴系偏心为34um, 盘车电流21A, 均与正常方式下参数相同。
(2) 在汽轮机惰走及盘车状态下, 对高压、中压汽缸内部及前轴承箱、二、三瓦轴承箱听音检查, 未听到异常声音。
(3) 在汽机高压转子、中压转子金属温度降至150℃停运盘车后, 对一瓦前轴承箱内的零部件进行了检查, 未发现异常。
(4) 在对调整后的飞锤又进行了细致地检查, 发现机头固定危急遮断器端部的一条螺丝脱出, 与其前边的支架产生间断碰摩, 导致轴向动静部分摩擦, 最终导致一瓦轴振值大幅变化。
(5) 危急遮断器端部的螺丝直径为20mm, 与其前部支架虽未形成连续、刚性碰摩, 但对轴系的振动影响特别灵敏, 特别是距其最近的一瓦轴振更加明显。
3.2 针对第二种引起主机轴振大异常工况, 进行了以下检查
(1) 二、三瓦油档处, 因润滑油系统为微负压状态, 油烟及空气中的尘埃被吸至油档处节流积存, 由于二、三瓦油档处距高、中压缸本体很近, 导致油档处的温度较高, 在这种环境温度高的情况下, 油档内吸入的油泥尘埃在高温长时间的烘烤下, 形成坚硬的“积碳”, 当“积碳”量达到一定程度时, 造成油档与轴系间间隙消失 (上油档与大轴间间隙0.20mm~0.25mm、下油档与大轴间间隙0.05mm~0.10mm、左右侧油档与大轴间间隙0.10mm~0.20mm) , 形成动静部分间断碰磨, 反映出主机轴振不稳定振动 (见图3、图4) 。
北重阿尔斯通技术汽轮机组, 高压缸缸体距一瓦油档100mm, 高压缸缸体距二瓦油档80mm、中压缸缸体距三瓦油档80mm, 较其他类型机组的间距都小 (哈尔滨汽轮机组间距基本在150mm左右, 上海汽轮机组间距基本在200mm左右) , 这样导致各瓦油档处温度偏高, 特别是汽封如有漏汽现象时, 这些间隙处的温度会更高。在室外环境温度25℃、汽机本体化妆板内温度38℃、满负荷工况时, 高压轴封供汽温度327℃、低压轴封供汽温度125℃, 高压缸缸体与一瓦油档间温度达62℃, 高压缸缸体与二瓦油档间温度达108℃、中压缸缸体与三瓦油档间温度达105℃, 中压缸缸体与四瓦后油档间温度达98℃。
检修期间对油挡内的“积碳”进行了清理, 机组并网后, 已运行三个月至现在还未出现轴振波动异常。
4 采取的措施
(1) 经检查固定危急遮断器端部的螺丝由于原紧力不足产生松动而脱出, 此后将该螺丝取出, 重新配置了新螺丝及足够的紧力, 并设置了止销防止其退出。
在采取上述措施后, 机组再次冲车启动, 一瓦轴振值在50 um以下, 未再出现波动或超限异常。由此可见, 汽轮机组除了通常所见的由于径向摩擦造成轴振较大外, 在实际运行过程中, 轴向间的动静摩擦也会使轴振增大。
(2) 由于“积碳”原因导致主机轴振大采取的措施
(1) 根据本机组油档与汽缸间距窄的特点, 在油档与汽缸间加设隔热层, 使汽缸产生的热量尽可能少的辐射到油档上, 这样使油档上的温度不至于长期处于较高的温度。
(2) 在满足润滑油系统回油畅通、油烟能顺利排出的情况下, 尽量降低润滑油箱内的负压值, 这样就可减少油档处吸入、积存的油渍量。
(3) 机组每运行半年或停运时间超过15天时, 要有计划定期地对这些油档中的“积碳”进行检查清理。
(4) 对汽封系统压力调整门及自动回路进行调整, 减少汽封漏汽量。
汽轮机转子 篇2
1、配加工要求
在对四极汽轮发电机转子端头槽楔进行第一次加工之后，槽楔的顶面是平整的一面。要想跟转轴护环止口达到高度契合，需要对转轴护环止口进行在加工，实现与槽楔的配套，完成之后的发电机转子端头槽在与转轴护环止口进行组装时，需要满足以下要求，顶面的半径和转轴护环止口的半径要完全相同，同时转轴之间的高度差必须小于0．05mm的弧面。
2、解决端头槽配加工问题的思路
数控设备的发展，已经可以完成对数据和加工对象的精确控制，发电机端头槽楔顶面的弧度也可以根据转轴护环止口的数据来确定，并且达到一致弧度。现在需要面临的问题是，怎样较为准确的模拟发电机端头槽楔的装置运行状态，同时得出精准的`相关数据，利用数控技术完成端头槽楔的配加工。
3、具体工作方法
3．1端头槽楔的预装
将首次加工完成的端头槽楔在转轴槽内部进行预装，同时使用顶紧工具进行固定，由于四极汽轮发电机转子具有三种槽型，各个槽深数据不同，因此，需要对其他两槽进行加垫处理之后，再使用顶紧工具。通过旋紧顶紧工具的旋紧螺栓就可以达到顶紧的效果，但是，需要注意的是力度要适中，力度过小或者过大都可能引起槽楔变形，这样就会影响测量数据的准确性，无法满足端头槽楔配加工的条件。为了确保数据的准确性，我们实验了多组力矩，在顶紧过程中观察槽线的变化和数值变化情况。由于实验较为复杂，无法准确的确认最适合的力矩，我们采用一组比较平稳的力矩。在四极汽轮发电机转子端头槽楔配加工的工艺文件中，对于端头槽楔的预装部分，应沿顺时针方向以20Nm的力矩将顶紧工具中的顶紧螺栓逐个预紧；使用胶皮锤逐个敲击端头槽楔顶面后，以40Nm的力矩将螺栓二次逐个预紧；对比两次预紧结果，顶紧螺栓二次预紧时螺纹旋入深度均匀，且螺纹旋入深度不超过一扣；如螺纹旋入深度超过一扣，需对力矩扳手、工具安装情况及端头槽楔预装情况进行复查。
3．2端头槽楔的测量
在对端头槽楔进行测量时，需要测量预装之后端头槽楔顶面超出护环止口的部分数值。我们经常使用的测量测量工具很少能够达到需求的准确度，以往都是使用制作弧形模板的方式进行测量，但是测量的精度无法达到端头槽楔配加工的需求。针对这一问题，可以制定出一种特定的测量方案，制造一个具有两个平行的圆柱形底脚的百分表座，两个平行的圆柱形底脚作为表座的平行导轨，将千分表固定在表座上。将测量工具架设在转轴大齿护环止口处。表座两导轨及千分表表针三点分别位于止口外圆上，此时将千分表对零。再将表座两底脚分别架在转轴下线槽小齿护环止口处，将千分表表针搭在端头槽楔顶面。此时得出的数据并不是最准确的，现在得出的只是点的距离和线的距离。采用左右移动表座的方式，使端头槽楔的中心显示千分表最小数值就是准确的测量数值。使用这种方式对每个端头槽楔进行测量，并且汇总，测量完成之后再放置表座在轴护环止口之上，确定数值是否为零。
3．3端头槽楔配加工
端头槽楔的配加工可采用数控卧式铣床完成。根据应用的设备及刃具直径等参数进行编程：以端头槽楔顶面中心为程序零点，向两侧铣加工一个与转轴护环止口半径相同的弧面。加工时，在端头槽楔顶面中点正确对刀后，将刃具向下调整尺寸作为程序运行零点，进行铣加工。
3．4加工后的校验
前两台应用本套工艺方案的四极汽轮发电机转子产品，在配加工端头槽楔后，曾重复项端头槽楔的预装和测量工作进行配加工结果的校验。配加工结果非常理想，测量及加工的累积误差均在0．05mm以内。转子绕组装配及槽楔装配后进行复检，误差同样控制在0．05mm以内。这就证明了该加工方式相对于传统的加工工艺存在一定优势，可以有效改善汽轮发电机转子端头槽楔配加工中存在的误差问题，并且通过这种方式的普及可以更好的提高生产的效率。
4、结语
在某生产公司产出的第一台四极汽轮发电机转子产品，它采用的正是样板划线的方式进行测量，通过获取的数据进行端头槽楔配加工，而在装配的过程中发现存在较大误差，最后通过文中的加工方案，取得了很大成效。该公司在进行端头槽楔配加工时，由于该方案还处于测试阶段，并没有更多的依据，因此，进行了多次尝试，根据每次的装配结果可以看出，该加工方式对端头槽楔配加工存在的问题具有一定改善。
参考文献：
［1］葛军．汽轮发电机转子槽楔下垫条厚度测量装置的设计［J］．机械制造，，50（11）：68～69．
汽轮机转子 篇3
【关键词】冷油器；真空度；震动
【中图分类号】TK26 【文献标识码】A 【文章编号】1672-5158（2012）09-0211-01
前言：凝汽器的真空下降使排气压力升高从而汽轮机的热含量减少，除了不经济汽轮机的出力降低外还使排气及轴承等动静部分部件的受热膨胀。
一、冷油器工作好与坏都会影响汽轮机的安全稳定运行。冷油器的油温升高有三种因：①循环水温度的影响。②冷油器本身换热能力的大小。③汽轮机有负荷的影响。这些都能影响汽轮机的转子与轴瓦的震动。
处理循环水温度升高达到最高数值33℃时在汽轮机负荷不变的情况下看冷油器的进出口阀门是否全开必要时调整循环水冷油器的进出口阀门来增大冷油器的循环水量来完成。
2、关于冷油器的冷却表面脏物有油垢管壁随着天长日久油中的污垢和有机物的增长加厚应按汽轮机安定运行中的指标来定期去清理冷油器的铜管提高冷油汽本身的换热能力。
汽轮机的有功负荷的大小，将影响着冷油器的变化。有功负荷的增大冷油器在循环水一定的情况下，冷油器的出口油温随之增大。
二、真空系统不严密在现场是比较常有的想象，原因有以下方面：
1）汽轮机在启动过程中，轴封，供气没有及时投入。
2）汽轮机前后轴封间隙过大，漏气量很大和凝汽器的管道阀门的链接不严，都影响着真空度。
处理：
1）汽轮机在启动过程中一定要把握好投入轴封的最佳时机，投入的过程中将影响到汽轮机的转子的冷态值，冷态值应小于0.03MM。
2）轴封间隙过大将会造成低压缸内真空度下降，以至完全破坏，使排气温度过高，汽轮机的振动加大。总之轴封是汽轮机的重中之重，在运行中必须保证汽轮机的最有利真空（-0.087——0.095）Mpa，真空下降不仅会使机组效率降低，还常常使机组降低压力，甚至不能消除真空下降的时候，常常造成停车事故。
三、汽轮机在启动过程中，由于各零部件，部件的工作条件以及各部件的蒸汽参数都要产生剧烈的变化，这时如果操作不当违反了机组启动中应遵循的客观规律，就会发生振动值的增大和故障。造成启动的困难，甚至损坏设备。学习和掌握汽轮机启动的客观规律，知道在不同的情况下启动汽轮机时的可能发生的故障以及对这些故障采取的处理。汽轮机在启动过程中，蒸汽的压力，温度和流量，汽轮机的各部件，部件的温度的变化。部件的温度发生变化时，它们的热膨胀，热应力和热变形等都很容易超出这些部件，原来设计的允许范围，实际上汽轮机的启动过程就是汽轮机组的加热过程。
机组在启动过程中，暖机时间过短热应力大。该机组启动时冲转到带负荷。时间比较短，蒸汽流量快，加剧金属温度升高造成。汽轮机转子尤其是高压端轴封处的振动增大，不断加大转子的振动增大。
冷态启动对转子的损坏比较大，蒸汽会在金属表面进行剧烈的凝结放热使汽轮机转子外表温度，急剧上升，所受的热应力更大，当热应力超过金属材料的屈服极限后，就会使该处产生局部的热应力减少。在高温条件下，该残余应力随时间增加而减少，即金属松弛现象尤其在轴径最大的前汽封和调节级处，这种金属变形现象较为明显。
为了防止汽轮机启动与停止时振动增大。
①减少启停次数
②要缓慢升高温度
③尽量采取滑参数启动方式
④启动时要保持必要的新蒸汽的过热度
⑤调节级上下缸温度不大于50℃
汽轮机转子断裂分析及检修措施 篇4
汽轮机的转动部分总称为转子, 是汽轮机最重要的部件之一, 它包括主轴、叶轮、叶片、联轴器等。转子运行在高温、高压介质环境中, 以每分钟3000转以上的转速高速旋转, 还要传递蒸汽作用在动叶片上而产生的扭驱, 所以要求转子要具有很高的机械强度和均匀的质量, 以保证其安全运行。汽轮机转子断裂事故不多, 可是一旦发生, 将会造成巨大损失, 甚至毁掉整个机组, 造成机毁人亡的严重后果。
1 两例严重的转子断裂事故
1.1 日本海南电站3号机转子断裂爆炸事故
日本海南电站3号机于1972年6月5日发生转子断裂爆炸事故。该机是日本第一台单轴60万千瓦机组, 3600转/分, 四缸四排汽口, 二级再热, 压力246千克/厘米, 蒸汽温度为538/552/566度。该机于1972年2月10日试转, 4月8日投入试运行, 已做完了超速试验, 试验转速为额定转速的110%, 在逐步增高负荷的同时做完了3/4负荷的甩负荷实验, 然后, 因为汽轮发电机发生了振动, 在事故前一天进行了最终的平衡, 为了检验平衡情况, 进行最后一次超速试验。当转速升到额定转速的107%即3850转/分时, 机组发生剧烈振动, 约20`-30秒钟, 机组爆炸肢解, 这台机组51米长的轴系有17处断裂, 转子碎块, 轴承盖、轴承座碎块, 盘车装置叶轮, 低压缸外壳等四处飞甩。有的飞出100多米。末级叶片出飞380米, 使润滑油及氢气着火, 一个半小时才熄灭。润滑油着火把运转层下的辅助设备的电机全部烧毁, 并烧毁了附近4号机的部分电缆。着火损失比机械损伤所造的损失还大。
1.2 我国阜新电厂汽轮发电机转子断裂事故
阜新电厂1号汽轮机CC140/N200-12, 7/535/535型超高压一次中间再热二段抽汽凝汽式机组, 由哈尔滨汽轮机厂制造。1996年3月安装, 1996年11月2日首次并网发电, 同年12月18日移交生产。1999年8月19日, 当时负荷是16MW;值长令加负荷到170 MW操作过程中, 由于现场运行人员缺乏正确的判断, 在主油泵停止工作、转速失去监测、调节系统失控几种因素偶合的特殊工况致使低压缸铸铁隔板在冲击作用下碎裂, 动、静部件严重碰撞, 机组发出强烈振动, 发电机后部着火, 机组严重损坏, 轴系断裂为11段, 10个断裂面, 其中5处为轴断裂, 4次为对轮螺栓断裂, 1处为齿轮联轴器失效, 齿轮联轴器失效, 在运行中造成主油泵小轴与汽轮机主轴脱开。转速失去监测, 这种情况在国内从未发生过。
从以上事例可看出, 转子断裂爆炸事故发生, 产生的后果是十分严重的, 机组越大, 则危害越严重。本文对转子断裂原因、预防措施以及检修修复进行分析。
2 转子断裂原因及预防措施
转子断裂原因是多方面的, 有些原因又相互交错, 现分析如下:
2.1 应力腐蚀
钢材在较高应力下并处于腐蚀介质中有可能发生腐蚀裂纹。这种裂纹随着运行时间的持续而逐步扩展, 最后导致脆性断裂。汽轮机最后几级叶轮若采用键槽结构, 较容易发生这种断裂事故。键槽附近材料若有小缺陷或加工刀痕都有可能成为裂纹源或蒸汽品质的偶发不良在应力集中区也能成为裂纹源。这些裂纹源在应力集中情况下使中性水膜变为活化状态, 形成腐蚀使裂纹逐渐扩张, 材料韧性不佳也会加速裂纹的扩张[1]。
应避免在湿蒸汽区采用应力过分集中的部件, 如套装叶轮不宜采用轴向键结构, 而应用径向键。
2.2 震动与偏心
转子运行的安全与否跟振动情况有密切关系, 振动过大会加速汽轮机转动部分有关部件的损坏。
偏心过大会导致振动。一般规定转子在冷态时偏心值不应大于0.03mm, 一个材质均匀, 热处理良好的转子, 在高温运行条件下, 应无变形倾向。故要求在精加工后进行热稳定试验, 将转子加热到约高于运行温度进行偏心测量, 一般规定热态时偏心不大于0.05mm[1]。
起动和停机过程应严密监视转子偏心的变化, 引起偏心的常见原因有: (1) 转子两侧加热不均匀; (2) 转动部分跟静止部分发生摩擦; (3) 材质不良; (4) 转子在加热或冷却过程中, 由于材料内部缺陷, 在不同方向传热不匀引起偏心; (5) 由于残余应力未完全消除, 在转子使用初期即产生永久变形; (6) 因为调质热处理工艺不当, 在转子的不同部位产生了不同的蠕变, 随着时间加长, 转子偏心慢慢增大。
2.3 加工装配质量不佳
加工时轴肩圆角半径过小或汽封槽沟等部位存在严重的应力集中, 加工表面质量差如转子表面存在刀痕、划伤以及转子材料内部存在大面积非金属夹杂等, 这些缺陷都可能成为裂纹源。
推力轴承装配不当, 影响推力瓦块或整个轴承的自动调整性能, 使分布在推力瓦块上的负荷不均, 因而在轴上产生固定的弯曲力矩;在轴旋转时, 这个弯曲力矩就会产生交变应力, 最后导致大轴沿推力盘套装根部断裂。在推力与支持轴承分开的结构中, 如果推力轴承的挡油环上侧间隙小, 运行中因支持轴承比推力轴承受热面积较大, 再加上轴颈受热膨胀和油膜抬起, 就会摩擦而产生交变弯曲应力[2]。此应力会集中在推力轴承与支持轴承之间轴段的某一变径处, 最后导致转子在此断裂。
在轴上热套或锥套的部件松动时, 因其振动将给轴以交变应力, 长期作用会引起转子疲劳折断。
轴承紧固不牢, 在运行中因振动使轴承紧固螺栓松脱, 导致轴系的临界转速发生变化, 使机组有可能在额定转速下发生共振。在超速情况下松脱轴承的转子极不稳定, , 也可能飞离轴承将大轴扭断。
因此在安装、检修时必须提高加工装配质量, 以便从根本上保证转子的安全运行。提高加工装配质量的措施如下:
(1) 认真执行质量标准和质量验收制度;
(2) 推力轴承组装好以后各瓦应能自由活动, 推力轴承挡油环的上侧间隙应考虑膨胀抬高值;
(3) 转子上的套装部件应有足够的紧力, 锁紧螺母应设可靠的止动装置;
(4) 轴承装置要可靠, 要防止螺母松动, 轴承座与台扳要紧密贴合, 不得有间隙。
2.4 超速运转
汽轮机转速控制失灵, 转速超过额定值很多, 也会导致转子断裂。如在低温脆化转变温度 (FATT) 下, 若转子内部存在裂纹或缺陷, 就有可能发生脆性断裂, 因此应将机组带20%~40%的负荷稳定运行2h, 然后降负荷到空转, 在转子处于热状态下进行超速试验。
为防止超速事故, 必须要保证主汽门、调速汽门、抽汽逆止门等能迅速按要求关严;还应保证调速系统危急保安动作正常。对长期停用机组要采取防止油系统生锈的措施, 运行中对错油门的卡涩需及时发现并处理。
2.5 机组起动方式不当
由于机组起动方式不当, 在转子上产生过大的热应力, 在交变热应力的作用下, 转子产生低周疲劳裂纹。裂纹发生的部位通常在轴封段沟槽和叶轮根部拐角处[3]。如不及时采取相应措施, 裂纹可能进一步扩展造成断裂。
3 转子缺陷的处理
对于存在较严重缺陷的转子, 应根据具体情况制定运行安全措施, 并报主管局审批后执行。可根据缺陷性质及机组情况并参考以下要求制定技术措施。
(1) 启动中适当降低机组的温升率, 以减小热应力的影响;
(2) 更换蠕变损伤部件前适当降低运行蒸汽参数;
(3) 冷态启动前应采取预热措施, 使汽缸转子预热到一定温度;
(4) 带25%额定负荷运行4h后, 再进行超速试验;
(5) 监视轴和轴承座的振动, 特别要注意与轴温度变化有明显关系的强烈振动;
(6) 采取防止汽轮机组严重超速的措施, 如适当增加自动主汽门、调速汽门活动试验的次数, 加强油质监督, 以及机组油开关动作的检查与试验;
(7) 尽可能减少机组启停次数。
4 转子断裂的修复
转子断裂后, 要重新更换新转子;如果没有造成严重扭曲且断裂部位临近轴端, 可以切下一端轴头, 焊上一段相同材质的新轴头予以修复。其具体工艺如下:
4.1 掌握转子的原始资料
检查并记录转子断裂情况, 并用超声波探伤进一步查清裂纹末端的位置及有无其它隐性缺陷, 以彻底切除缺陷部分。
从断裂的轴头上取样, 进行转子材料的元素分析和机械性能试验, 查清转子材料的化学成分及其性能, 作为制备换接轴头材料的依据, 了解转子的热处理规范, 供换接轴头热处理使用。换接轴头锻坯图如图1所示。
4.2 转子材料焊接性能试验
转子是汽轮机的心脏部件, 它在高速旋转交变负荷的复杂条件下运行, 因此, 焊接前必须对转子材料的可焊性进行全面试验, 寻找合理的工艺措施, 确保接头的焊接质量。
转子材料的焊接性能试验包括:材料的可焊性以及焊接接头机械性能及金相组织分析等。试样取自切下的轴头。焊条应选用焊芯金属成分跟转子材料相近的。
转子材料的可焊性借助于焊接预热温度选择和大刚性抗裂试验确定。
4.3 转子换接轴头的焊接
(1) 断裂轴头的切除。当断裂轴头已断落时, 则将转子断裂端面车平, 并将发现的缺陷全部车掉。若未断落, 则从裂纹末端再向内多车掉些, 以保证把缺陷全部除掉。转子切下轴头后, 端面须经酸洗检查, 确认裂纹区全部切除。
(2) 换接轴头的准备。用与转子材料相同的钢材制备换接轴头。换接轴头焊前按图2加工, 其中安置一条试验焊缝, 在实际生产条件下作焊缝见证件试验用。被切割轴端的转子端面焊前按图3加工。焊缝跟部凸肩锁扣形式供装配定位用, 焊后在精加工打中心孔时去除。
(3) 换接轴头焊接在焊接台上进行。焊接预热采用工频感应加热。转子焊接处外面包扎30mm厚玻璃棉作保温层, 感应线圈由直径准14×3mm铜管绕制而成, 共三组, 每组12圈。感应线圈套在轴头焊接处2m左右范围内加热。加热电压40-45V, 加热电流800-900A。温度测量采用EU型热电偶, 测点布置如图4所示。
A-焊接焊缝, B-试验焊缝
施焊过程保证焊缝两侧焊接预热温度为440℃-500℃, 焊接工作应由有经验的熟练焊工进行。各层焊缝在严格清理后经目观检查有无焊接缺陷。焊接后转子焊接处升温到550℃-600℃, 经中间保温后, 然后在不低于350℃的热处理井式炉进行焊后热处理, 热处理规范为660±10℃, 保温24h, 以每小时25℃的速度炉冷。
(4) 转子焊接后的检查。转子进行焊接和热处理后, 在卧式车床上进行轴线跳动测量, 判断加工裕量能否满足换接轴头打中心孔的同心度。当轴线跳动量不大 (上汽转子为0.8mm) , 能保证同心度时, 可对焊缝进行粗加工后酸洗和超声波探伤检查几次后, 切下试验焊缝试样进行焊接接头性能试验。转子按图5进行加工, 最后转子经热稳定试验, 各项技术指标均达到要求, 就可以投入正常运行。
5 结束语
在火力发电厂中, 机组出现异常时, 运行人员要履行职责, 认真分析, 查明原因, 果断处理, 防止重大事故的发生。由于电能的特点, 要求汽轮发电机组必须连续不断地运行, 而且是处在高温、高压、高转速的特殊条件下工作, 运行和检修人员应掌握好设备的技术状况, 发现缺陷及时处理, 避免发生转子断裂的严重事故。
参考文献
[1]孙为民, 杨巧云.电厂汽轮机[M].北京:中国电力出版社, 2005.
[2]张崇和, 张勇.汽轮机检修[M].北京:中国电力出版社, 2004.
汽轮机转子 篇5
【关键词】动平衡；双面影响系数法；支承面；振动
0.前言
汽轮发电机转子的动平衡工作是生产制造过程中的重要一环。动平衡精度的高低，直接关系到产品出厂后的运行效果及寿命。动平衡的方法很多，而我公司在汽轮发电机转子本体动平衡工作中，多年来基本上是采用相对相位法和振型分离法。这两种方法有其自身的弊端，如启车次数较多，动平衡的周期较长，动平衡过程中更多地是依靠工作人员的经验等等，由此而造成了人力、物力及能源的浪费和工期的延误等，因此确有改进之必要。
1.双面影响系数法动平衡
1.1动平衡
动平衡即消除旋转部件振动的过程。动平衡技术是机械制造业所广泛应用的一门专业技术，也是电力部门保证发电机组正常运行而对整个机组轴系进行消振处理所必须采用的技术手段。
汽轮发电机转子及其它旋转部件，由于在制造加工过程中造成的偏差或其它外部原因的影响，都会使其振动过大，运行不稳定。如转子的质量偏心、转子部件的松动、支承座的松动、轴瓦间隙不合适、拖动机构不合理、热变形、电磁振动等种种原因，使转子各个部件的质量并不完全对称于旋转轴线，即几何中心线与旋转中心线不重合，导致转子的位移和振动。这时就要通过相应的拾振器的检测加（减）相应的质量，以使转子质量中心线和旋转中心重合，不因离心力对支承座造成过大的动载荷，使整机运行平稳。
常见的动平衡方法很多。如两点法、相对相位法、幅相分量法、影响系数法及振型分离法等等。本文将以笔者用影响系数法在汽轮发电机转子的动平衡方面的应用做一下探讨。
1.2双面影响系数法
双面影响系数法，顾名思义就是在转子的两个配重面上分别施加一重量（此重量的大小及位置均已知），通过此外施重量的作用转子在两个支承面上的振动振幅及相位发生变化，从而计算出外施重量在不同作用面上对转子振动及相位的影响系数，最终确定出加在两个配重面上配重块的大小及位置，来达到消除转子不平衡量从而减小电机振动的目的。
1.2.1影响系数的确定
1.2.3应用实例
笔者用此方法在600mw及以下的汽轮发电机转子的动平衡上做了多例应用。从实践的结果看，至少在以下两个方面较以往的方法有很大的进步，第一：明显减少动平衡时的启车次数。和过去我们常用的方法比可减少启车次数约三分之二。这从节能的角度讲是有账可算的。第二：平衡精度大大提高。由于计算机及其它智能仪器的应用，消除了计算过程中的人为误差，使计算结果准确而迅速。从而提高了平衡精度。
第一.转子上角度的划分及走向，要按照“顺转向，逆角度”的原则。
第二.鉴相器的反射光标要与转子上所划分的零度相对应。
第三.拾振器要安装在转子的一侧。这是我们在实践中总结出的应用此法时必需做到的三个条件，只有这样，平衡计算时所得到的相位角才有实际意义，动平衡过程才能快速而准确。 [科]
【参考文献】
辅助支承汽轮机转子静态特性分析 篇6
目前大型汽轮机组转子中的低压转子由于重量大、跨距长、叶片级数多、旋转半径大且自带联轴器后使外伸悬臂加大, 这种特殊结构给动平衡带来很大的困难[1]。增加辅助第三支承是目前国内外兴起的一种新的平衡方法, 所以研究两支承状态下汽轮机转子的静态特性和增加辅助第三支承后汽轮机转子的静态特性, 具有非常大的意义[2]。
1 两支承方式长悬臂转子力学模型的建立
本文以国产600 MW低压转子作为研究对象, 应用45°法将转子分为多轴段积木块进行模化, 通过转子动力学分析软件研究转子支承的力学特性, 进而对比分析装配两轴承状态下和增加辅助第三支承后汽轮机转子的力学特性。
首先建立两轴承转子力学模型, 转子两轴承系统为2个可倾瓦轴承, 装配2轴承情况下, 建模见图1。
从图1中可见, 低压转子悬臂端较长, 而且质量较大, 另外该转子跨距较大, 转子两支承必然在外伸端造成较大的回转半径, 因此会给不平衡响应以及转子稳定性带来很大影响, 因此需要对该转子的静态、动态特性进行计算和详细分析。
1.1 两支承状态下汽轮机转子静态分析
600 MW低压转子在两轴承情况下的各项参数, 包括跨距、重量、挠度、力矩等, 见表1所示。
从表1可以看出两轴承状态下跨距非常长, 而且挠度很大。这样形成的力矩也很大, 会给整个转子动态特性带来很大影响。
应用转子动力学分析软件, 来计算装配两轴承情况下转子的动力挠度, 如图2所示, 为转子重力挠度曲线。
从图2可以看出, 该转子在两支承处静态挠度曲线呈正弦波, 曲线在外伸端呈现非常陡峭的上升趋势, 即使在静止状态, 悬臂端也拥有较大的静态位移量, 因此可以预见两支承状态下在外伸端将存在较大的不平衡响应。
1.2 两支承状态下长悬臂转子的轴承载荷情况
600 MW汽轮机转子在两支承情况下的静载荷参数如表2所示。
从表2可以看出, 两支承状态下轴承支反力明显不均, 悬臂端支反力远大于另一端轴承支反力, 这样的转子高速旋转时必然会产生较大的激振力。
2 建立增加辅助支承后长悬臂转子的力学模型
根据相同汽轮机转子的各轴段数据, 用转子动力学分析软件建立力学模型如图3所示。
从图3中可以得出, 转子原两支承位置不变, 增加辅助支承后转子悬臂端缩短, 其回转半径变小, 载荷分配也更加合理。
2.1 增加辅助支承后的长悬臂转子静态挠度分布
增加辅助支承后, 转子在重力作用下的静挠度见图4。
从图4可以得出, 增加辅助支承后转子在轴跨间重力挠度没有发生显著变化, 但在悬臂端挠度曲线变得非常平坦, 这说明增加辅助支承后, 悬臂端对整个转子的振型影响变得很小, 不平衡贡献度也会相应地变小, 因此这种支承方式会使转子更加稳定。
增加辅助支承后转子重力挠度见表3。
和两支承情况下对比分析转子重力挠度发现, 当增加1个轴承之后, 由于改变了转子电端悬臂轴的边界条件, 轴承支反力重新分配, 因此转子挠度增大。
2.2 增加辅助支承后长悬臂转子的轴承载荷情况
建立力学模型后, 增加辅助支承后, 经计算, 各轴承的载荷情况发生改变, 如表4所示。
对比两种情况下各轴承所受的支反力可以看出, 在转子端部再安装1个轴承可以使1#轴承支反力增大3.06%, 而2#轴承支反力减小12.09%。从各轴承的公称压力也可看出, 增加辅助支承后可以改变其他轴承的载荷条件, 使前2个轴承受载更均匀。
3 结论
1) 单跨转子, 增加1个辅助支承后, 由于改变了转子电端悬臂轴的边界条件, 轴承支反力重新分配, 因此转子挠度增大。
2) 增加辅助支承可以改变其他轴承的载荷条件, 使前2个轴承受载更均匀。
参考文献
[1]邓旺群, 唐广, 高德平.转子动力特性及动平衡研究综述[J].燃气涡轮试验与研究, 2008 (2) :57-62.
汽轮机转子材料的研究进展 篇7
根据水蒸汽的热力学性质界定,水的临界压力Pc=22.129MPa,临界温度Tc=374.15℃。当P>Pc,水在定压下加热逐渐变为过热蒸汽,无汽化过程,无相变点。工程上,把主蒸汽压力P0
近年来,超超临界汽轮机(Ultra-supercritical steam turbine)的提法已被工程界广泛接收和认可,在传统超临界蒸汽参数为24.2MPa/538℃/538℃的基础上,通过提高主蒸汽温度、再热蒸汽温度或主蒸汽压力来改善热效率。目前国外提高超临界机组的蒸汽参数主要有两种途径:一种是日本企业的做法,通过把主蒸汽和再热蒸汽的温度提高到593℃或600℃,实现供电热效率的提高,生产出超超临界汽轮机;另一种是欧洲一些企业的做法,把蒸汽参数提高到28MPa和580℃,也生产出超超临界汽轮机[1,2]。
与蒸汽参数为16.7MPa/538℃/538℃的亚临界火电机组相比,采用538℃/566℃蒸汽参数的超临界机组可以使CO2的排放量减少10%;采用600℃/620℃的超超临界机组可以使CO2的排放量减少15%;采用700℃/720℃的超超临界机组可以使CO2的排放量减少30%。同亚临界火电机组35%~38%的热效率相比,美国能源局(DOE)计划开发的35MPa/760℃/760℃超超临界火电机组的热效率将高于55%,CO2和其它污染物的排放约减少30%[1,2]。
2 汽轮机转子工况及特点
汽轮机转子和汽轮发电机转子通常在3000~3600r/min的高转速下运行。汽轮机的高、中压转子同时还承受400~600℃的高温;汽轮机低压转子和发电机转子截面巨大(直径可达近3m),所承受的巨大离心力与直径的平方成正比。转子还要传递扭矩,承受自重引起的弯矩,因旋转震动引起的高频率附加应力,中心孔壁的应力集中,开、停机以及其它原因造成的瞬时冲击震动和扭应力等。此外,汽轮机转子还要承受因温度梯度引起的热应力,发电机转子的下线槽根部还存在应力集中。所以,对汽轮机高、中压转子材料要求高的室温和高温强度、良好的塑性和韧性、高蠕变强度以及较低的脆性转变温度。而对汽轮机低压转子和发电机转子材料要求具有高的强度和塑韧性、低的脆性转变温度,发电机转子材料同时还要有良好的导磁性[3,4]。
2.1 高温转子
高温转子主要承受高温作用、离心力和扭应力,与蒸汽压力基本无关,因此除尺寸上的原因和轴颈上的扭矩外,高、中压转子对材质要求是相似的,选材的重要依据是材料的高温持久强度。566℃下,超临界机组的高温转子材料采用传统的Cr-Mo-V(国内牌号30Cr1Mo1V)钢,或者采用不用合金元素强化的12Cr钢。传统的CrMoV材料在566℃蒸汽条件下已经达到使用极限[5,6],而12Cr钢具有更高的强度安全裕度和向更高温度参数进军的技术储备,许多国家的汽轮机制造商选择开发12Cr钢作为566℃下使用的高温转子材料。但12Cr钢也有很多不尽如人意之处,如冶炼难度大、轴颈需要堆焊低合金钢、价格昂贵等。因此一些厂商宁肯牺牲效率,采用CrMoV钢,并进一步挖掘改良其高温性能[7]。
受环境和成本因素的影响,发电企业必须增加其能源利用率,而最有效的措施之一是提高锅炉产生水蒸汽的温度和压力,相应的设备选材也对高温性能提出了更高要求。9%~12%Cr钢在长期蠕变强度、蒸汽中的抗氧化性,以及在生产大型铸件、锻件和管类工件的工艺性等方面显示出巨大潜力。
2.1.1 欧洲COST项目进展
作为高于600℃环境下应用的高温转子材料,经过改良后的9%~12%Cr铁素体-马氏体钢在世界范围内得到了广泛研究。在欧洲,进一步提高9%~12%CrMoV转子钢的工作都集中在COST(Co-operation in science and technology)项目中。该项目始于1986年,目前已经进行了COST501(1986—1997)、COST522(1998—2003)和COST536(2004—2009)3个阶段,欧洲汽轮机相关生产商依托该项目已经进行了15年以上的联合研究[8]。COST501项目开发含9%~10%Cr的高Cr铁素体钢,并添加了1.5%Mo或同时添加1%Mo和1%W,相比于常规材料,这种材料的蠕变强度和在制造和焊接过程中的抗脆裂性能大大增强,目前已经应用于600℃的高温工况中。为应对更高的蒸汽温度工作环境,COST522项目研究了通过添加少量B来稳定高Cr钢的回火马氏体组织,目前该材料已经计划在德国和美国实际应用[9,10]。正是由于COST项目所研制的部分转子材料在欧洲先进的电站设备上实现商业运营,从而使汽轮机的蒸汽温度由535~565℃提高到580~620℃的级别,显著地提高了设备热效率。表1[8]为欧洲研制的新型转子钢的化学成分(质量分数),图1[8]是其蠕变断裂强度随温度的变化规律图。
近几年,COST项目通过对620℃/630℃下使用的转子试验件进行研究,确定了一种成分为9Cr-1.5Mo-1Co-0.010B的转子钢材料,并命名为FB2,可以满足620℃级别汽轮机组的设计选材要求。达到的性能指标包括:(1)620℃下经过105h时效处理后蠕变断裂强度达到100MPa左右,相应蠕变断裂伸长率大于10%;(2)淬透深度最少达到Φ1200mm;(3)室温屈服强度大于700MPa;(4)其它性能与1%~12%CrMoV钢相当[8]。
澳大利亚的Boehler工厂[11]、意大利的Terni工厂[10]和德国的Saarschmiede工厂分别利用钢包精炼加真空处理、电渣重熔等方法制造出质量约50t的钢锭,并加工成3根直径分别为770mm、800mm和925mm的成品转子。3家单位的热处理方式大体相当,首先在1100℃进行奥氏体化并进行喷雾冷却或油冷,然后在570~590℃进行首次回火,最后在700℃进行第二次回火。相比于试验件,成品转子生产中降低了Mn含量,增加了Co含量,旨在进一步提高FB2钢的长期服役强度,n(B)/n(N)比在0.30~0.67之间。性能检测结果表明,室温性能σ0.2在650~730MPa之间,其中Terni工厂(采用钢包精炼加真空处理的常规方法)生产的转子在高温下σ0.2(625℃)最高,但室温σ0.2最低,FATT在3者中也最高。长期蠕变测试结果显示,3种转子材料性能波动范围很小,验证了试验件的性能。目前FB2转子材料正在被引入欧洲新的超超临界电站项目中。
铁素体-马氏体转子钢今后的发展方向仍是提高蠕变强度,但同时应考虑更高温度下材料的抗氧化性能。已有研究在FB2钢基础上对成分进一步优化调整,但结果表明,将该类转子钢的应用温度升高到620℃以上难度很大,可能已经接近该类材料的应用极限。虽然用于提供材料抗高温水蒸汽氧化性能的10%左右的Cr目前没有找到取代成分,但向9%~10%Cr转子钢中添加B、N、V[12]和Nb进行改性来提高其性能已经得到验证[8]。近期的研究集中在优化n(B)/n(N)添加比例和用Ta替代Nb[13,14]。已经在FB2钢的基础上进行改性,研制出FB2-3钢,其强度性能与FB2钢(n(B)/n(N)<0.5)相当,但n(B)/n(N)>1.0[8]。下一步的研究将关注B、N、Ti和其它改性元素对转子材料性能的影响,细化研究冶炼和后续加工工艺以确保B在材料显微组织中的作用,避免硼化物和氮硼化物的生成,因为这些第二相会严重降低材料的长期力学性能。
2.1.2 日韩相关研究进展
高Cr含量的铁素体耐热钢在650℃长期服役会发生过早失效现象,其长期蠕变强度会低于从短时间蠕变实验结果外推所得的预期值。日本学者系统地研究了Cr含量对8%~12%Cr耐热铁素体钢长期高温强度的影响,发现适当降低Cr含量可以改善高Cr转子钢的长期(大于104h)高温断裂强度,其中含8.5%Cr的钢种即使在650℃也没有发生提前失效现象。在对9%Cr钢试样和10.5%Cr钢试样进行650℃长期等温时效的对比实验中发现,时效后10.5%Cr钢中的Z相多于9%Cr钢的,同时M23C6(金属元素主要为Cr)相的平均尺寸也大于9%Cr钢的。两种钢中Z相生长速率与t1/2成正比,表明该相合并生长受界面扩散控制;而M23-C6相长大速率与t1/3成正比,表明其长大机制为体内扩散。之前的研究表明,高Cr铁素体耐热钢的提前失效源于在高温蠕变过程中细小的碳氮化物MX被相对粗大的Z相所取代,且Z相的生成随着Cr含量的增加而变得容易进行[15]。这些研究结果很好地验证并解释了高Cr铁素体耐热钢在长期高温服役时发生提前失效的部分原因[16]。
日本制钢厂(JSW)等单位针对650℃工况下Cr含量对高Cr耐热钢的影响,研究了碳氮化物等细小的析出物。通过透射电镜分析和蠕变实验等方法对650℃等温时效后的高Cr钢转子材料进行研究发现,时效6700h后,10.5%Cr钢中细小的NbX和M2X消失,而时效1000h后,9%Cr钢中则析出了VX相。时效后10.5%Cr钢的过渡蠕变速率(Transition-creep-rate)比时效前显著加快,而9%Cr钢在时效前后过渡蠕变速率无明显变化。结果表明,高Cr耐热钢长期时效后蠕变强度下降的主要原因是软化而并非蠕变脆化,显微组织的回复主要受析出相的稳定性影响而并非位错密度,NbX和M2X等碳氮化物的消失是材料蠕变强度降低的一个原因[17]。
日本铸锻钢公司(JCFC)已经成功生产过多根供600℃工况下运行的高、中压转子。近期又在实验室研究的基础上,采用ESHT(Electroslag hot tapping)工艺(ESR工艺中,钢锭作为可消耗电极来工作,最终消熔于精炼渣中。ESHT工艺作为ESR工艺的改良,不同之处在于将熔渣添加到钢锭电极熔化的表面,形成一个理想的保温帽)浇铸了钢锭,并通过优化热处理工艺,改善了超声波探伤能力,成功制备出1根全尺寸的FB2钢转子。相对于不含B或添加50×10-6B的高Cr钢,含100×10-6B的FB2钢的奥氏体化过程中晶粒更易发生粗大现象,影响后续的超声波探伤检测。为了改善这种情况,JCFC在预备热处理过程中增加了一道珠光体转变处理的工序,从而达到在性能热处理时细化、均匀奥氏体晶粒的效果。检测结果表明,该件产品超声波探伤时可探测的最小缺陷尺寸(MDDS)小于欧洲报道的相似规格的FB2钢转子。由于高Cr钢具有比低Cr钢更高的热膨胀系数,在不同部件配合工作的轴颈处可能出现抱死的问题,对此常用的解决方法是在高Cr钢转子的轴颈处堆焊一层低Cr钢焊层。JCFC采用与处理COST-E转子相同的埋弧焊法在FB2钢转子轴颈处堆焊了低Cr钢焊层,经过焊后热处理,经检测堆焊区域无裂纹和缺陷,组织中没有残余奥氏体和其它异常相[18]。
相对于常规的燃煤发电站,地热发电站具有更高的经济性,但是地热蒸汽中含有多种有害杂质,尤以氯化物、硫化物和不凝气体为主,这些杂质增加了材料应力腐蚀断裂、腐蚀疲劳和冲蚀破坏的敏感性。针对这些问题,三菱重工(MHI)开发了一种12%Cr-5%Ni地热发电站转子用钢,具有很好的抗应力腐蚀断裂(SCC)性能,但12%Cr-5%Ni钢材质的大型锻件在进行超声波检测时存在尺寸上的制约。随着能源利用率的要求不断提高,地热发电设备转子的尺寸也相应增大,超声波探伤的尺寸限制问题日益突出。为解决此问题,JCFC综合利用先进工艺方法,包括改进的两次正火(950℃、900℃)-回火-淬火(955℃)-回火工艺、优化第二次奥氏体化温度、锻造最后阶段尽量降低再热温度等,在不影响成本和运输的情况下有效地提高了超声波探伤的能力。最终利用103t的钢锭生产出交货尺寸为Φ1512mm的12%Cr-5%Ni钢转子,并使转子中心部位的超声波探伤能力达到1.6mm的最小缺陷尺寸(MDDS)[19]。
韩国方面,斗山(DOOSAN)重工近期利用电渣重熔(ESR)工艺成功制备出Φ1700mm-70t的钢锭,并通过锻造、热处理和轴颈堆焊等工艺试制成功了Φ1100mm的10%CrNb-W(COST-E)全尺寸高、中压转子,性能检测结果表明该转子成分均匀,抗蠕变性能和FATT都优于常规工艺制备的转子[20]。
2.2 低压转子
由于汽轮机机组参数的提高主要反映在主蒸汽和再热蒸汽的温度和压力上,因此对高、中压部件材料的研究和认识也比较清晰和深入,但对低压部件,尤其是低压转子的材料选择并没有十分清晰的定义。通常情况下,低压转子工作应力高、温度相对较低,要求锻件有较高的强度和韧性,一般广泛选用3.5NiCrMoV钢制备。但是,亚临界机组广泛使用的普通30Cr2Ni4MoV低压转子钢在400℃以上长期工作存在脆性增加的倾向,普通3.5NiCrMoV钢最高使用温度限制在390℃以下。因为汽轮机组的中、低压缸分缸压力和低压进汽温度影响整机的热耗,所以从热力学角度希望进汽参数适当高些。典型的亚临界低压缸进汽参数中压力为0.914MPa、温度为336℃。为了进一步提高机组效率,超超临界低压缸参数中压力为1.07MPa、温度为379℃[21,22],进汽温度比亚临界机组有较大幅度的提高。
低压转子进汽部位的中心在启动时的应力最大,根据已报道的有限元程序计算结果[21]显示,超超临界机组低压转子在运行时中心部位的金属温度约为290℃,进汽部分的转子表面温度约为330℃。在20世纪70年代制造的含有许多不纯净元素的低压转子在长时间高温运行之后具有较大的脆化趋势,传统意义上的普通30Cr2Ni4MoV已经不能够适应超超临界机组。
低压转子钢的一项重要指标是回火脆性,30Cr2Ni4MoV钢的回火脆性是由于P、Sn、As、Sb等杂质元素在晶界处偏聚引起晶界弱化造成的,而Mn和Si又会加速这种脆化现象[23]。随着冶炼技术的发展,采用电弧炉冶炼(EAF)-钢包精炼(LF)-电渣重熔(ESR)-真空浇注(VC)等不纯净元素控制技术,低压转子材料的纯度已得到了较大幅度提高,材料的力学性能也得到了很大改善,尤其是转子的脆性转变温度FATT已经降到了-20℃左右。精炼30Cr2Ni4MoV低压转子材料在该温度下长时间运行时的FATT的增加较小,完全能够保证超超临界机组的长时间运行可靠性。一般认为,超临界机组低压转子应选用30Cr2Ni4MoV钢无中心孔的整锻转子,并降低Si、Mn、As、Sn等不利元素[7,21,24]的含量。
早在20世纪60年代,美国GE公司就对汽轮机用NiCrMoV钢进行了先驱性的工作,发现在371℃该钢种材料脆化严重,而在343℃无明显退化现象。基于此结果,汽轮机低压转子端的进汽温度一度规定不能高于343℃。随着冶炼及加工技术的不断发展(如采用VCD工艺有效降低Si含量),钢中杂质含量不断降低,NiCrMoV钢的脆化敏感性随之下降,超纯净NiCrMoV钢得以问世并得到应用,汽轮机低压缸的进汽温度也得以升高,在超超临界机组中可高于400℃。从20世纪70年代末开始,日本制钢厂(JSW)对17组不同成分的NiCrMoV低压转子钢试样(锻件芯部取料,调质后为贝氏体组织)进行了长达15年、历时105h的等温时效实验,并进行回火脆性的评估[23]。结果显示,所有测试材料的脆化程度随着时间的延长变得严重,但脆性转变温度升高的速度随着时间的延长而有所下降,总体成抛物线规律。在343℃经过105h的等温时效处理后,17组试样中FATT最多升高100℃,平均升高约50℃。但在399℃和454℃经过105h的时效处理后的试样,FATT最多升高了约250℃。同时发现降低Ni含量可降低该材料的脆化转变温度。在343℃,由于各杂质元素在较低温度下扩散速率较低,因此FATT变化相应较小。而在454℃,由于扩散速率较快,材料的FATT经过较短时间就产生较大变化,但随后材料的脆化就逐渐稳定达到饱和状态。在399℃经过105h的时效处理后,材料的脆化在3个试验温度下最为严重,FATT升高达到最大值。各组材料所呈现的脆化程度较好地符合了与J因子(J=(w(Si)+w(Mn))(w(P)+w(Sn))×104%)和因子成正比的关系,尤其是在以Ni含量进行分类的条件下更为明显(Ni含量的增加可促进材料的脆性转变)。随着FATT的升高,材料断裂面上沿晶断裂的比例增加,晶界上富集P和Sn等元素。105h时效处理后材料内部碳化物发生粗化,形成更多的M7C3相,硬度下降。实验及分析结果均表明,为保证设备长期安全稳定运行,高参数的超超临界机组低压转子应当采用超纯净NiCrMoV钢来制备[23]。
3 结语
相比于发达国家电站领域先进材料的发展状况,目前国内相关领域的研发工作[25,26,27,28,29]显得比较薄弱,无论是理论的深度和创新性,还是高附加值产品的生产制备能力都存在很大差距。大型电站设备材料的研发具有投资大、耗时长、见效慢的特点,但实现产业升级后又可产生巨大的经济和社会意义。无论从国外先进国家的宝贵经验还是该产业自身的特点来看,国内相关产业的发展仅仅依靠企业自身的投资和非开放性的研究很难实现较快发展,严重阻碍和制约了相关产业的发展。希望国家能加强统一协调,着眼长效,制定前瞻性的项目规划,组织相关单位的人力和物力资源进行联合研发,给予充足的资金支持,加快电站设备的研制发展,在充分吸收借鉴国内外已有成果的基础上,尽快实现国内产业水平的提升,缩小与国际先进水平的差距,使作为国民经济支撑的能源产业能够持续强劲的发展。
摘要：综述了近年来汽轮机高、中压和低压转子用材料方面的研究进展。介绍了适用于更高温度和压力的汽轮机高、中压转子用新型高Cr钢材料的开发和优化,指出可通过成分优化和降低杂质含量等途径实现低压转子材料性能的提升,并对相关研究作出了展望。
汽轮机转子键相信号的测量分析 篇8
目前火力发电厂汽轮机监测保护装置广泛使用德国epro公司生产的mm6000保护监测系统或美国内华达公司生产的BN3500保护监测装置, 它们的硬件配置及功能基本相同, 软件组态等略有不同。汽轮机键相信号测量是上述两种监测装置中的一种测量形式。将介绍mm6000保护监测装置中键相信号测量, 键相信号测量是利用汽轮机转子开规定尺寸槽, 在槽正前方安装一个pr9376霍尔效应传感器或pr6423+con021传感器, 传感器与mm6312模块之间通过四芯屏蔽电缆连接。因pr9376霍尔效应传感器诸多优点, 所以经常应用在键相信号测量中。汽轮机转子转动使霍尔效应传感器产生脉冲电压信号作用于模块, 模块输出电流或脉冲、键相脉冲信号。下面就键相信号测量回路各部分做具体介绍。
1 键相的槽
键相测量就是通过在被测轴上设置一个凹槽称为键相标记。当这个凹槽转到探头位置时, 相当于探头与被测面间距突变, 传感器会产生一个脉冲, 轴每转一周, 就会产生一个脉冲信号, 产生的时刻表明了轴在每转周期的位置。因此通过对脉冲计数, 可以测量轴的转速, 通过将脉冲与轴的振动信号比较, 可以确定出振动的相位角, 用于轴的动平衡分析以及设备的故障分析与诊断等方面。凹槽要足够大, 以使产生的脉冲信号峰值不小于5V, 则这凹槽采用2.5mm以上, 长度应大于10.2mm, 凹槽应平行于轴心线, 其长度尽量长, 以防当轴产生轴向串动时, 探头还能对着凹槽, 为了避免由于轴向位移引起探头与被测面之间的间隙面变化过大, 应将键向探头安装在轴的径向, 而不是轴向位置, 键相标记可以是凹槽或凸槽, 当标记是凹槽时, 安装探头要对着轴的完整部分调整初始安装的隙而不是对着凹槽来调整初始安装间隙。 (见图1)
2 霍尔效应原理及应用
2.1 霍尔效应的本质是固体材料中的载流子在外加磁场中运动时, 因为受到洛仑兹力的作用而使轨迹发生偏移, 并在材料两侧产生电荷积累, 形成垂直于电流方向的电场, 最终使载流子受到的洛仑兹力与电场斥力相平衡, 从而在两侧建立起一个稳定的电势差即霍尔电压。正交电场和电流强度与磁场强度的乘积之比就是霍尔系数。平行电场和电流强度之比就是电阻率。大量的研究揭示:参加材料导电过程的不仅有带负电的电子, 还有带正电的空穴。
2.2 pr9376霍尔效应传感器是应用上述技术的一种, 它是由两个霍尔效应传感元件的半桥组成, 中间放一磁铁, 霍尔元件与磁铁共同产生霍尔电压, 霍尔电压经过多级放大, 电压放大这个过程的数字执行是在dsp里完成, 在这个dsp里霍尔电压的差量被确定并与参量比较, 这个比较结果是可靠的往复输出, 这种输出在很短的时间作为短电路的证据。如果一个带磁性软或硬物体以很正的角度移向传感器, 传感器将被干扰, 对霍尔电压的调整和转换输出信号有影响, 这个信号忽高忽低直到触发物体的主要边部使这个半桥去谐转变, 此输出信号是一个陡斜率的电压脉冲。 (见图2)
2.3 pr9376霍尔效应传感器选用耐用的电子元件, 由于它设计的范围是可靠的, 甚至以较低的触发频率引起传感器脉冲电压输出。它的电子元件被密封在一个不锈钢制作的小盒里, 并通过带有特氟伦分离的电缆连接。这种传感器具有许多优点, 它们的结构牢固, 体积小, 重量轻, 寿命长, 安装方便, 功耗小, 频率高, 耐震动, 不怕灰尘、油污、水汽及盐雾等的污炎或腐蚀。霍尔元件精度高。线性度好、输出波形清晰、无抖动, 工作温度范围宽。
2.4这种结构的霍尔效应传感器不但实现了单片集成的最大优点, 同时以最少数量的外围元器件, 提供充足的多功能性, 以满足各种应用的需求。此传感器的安装要求必须使用塞尺塞有一定距离且传感器安装标记指向正确方向, 如果标记指向机头方向要跟汽轮机转子平行, 若标记指向发电机方向要上下正负2度, 传感器的安装要牢固防止外力作用导致间隙改变。
2.5 pr9376传感器频率范围12k Hz, 脉冲宽度1us, 安装间隙1.0mm, 供给电压10-30V。
3 模块的原理、功能及组态
3.1 MMS6312是双通道转速测量模块是一种智能型可阻态的模块, 采用mms6000保护装置两路冗余24v电源供电, 保证当一路电源失去时, 模件正常工作。模块接受两路独立的传感器信号输入, 与之匹配的传感器既可以是涡流传感器, 如德国epro公司生产的PR6423+CON021涡流传感器, 也可以是PR9376霍尔效应传感器, 模块为传感器提供两路-26.75 V直流电源, 传感器信号可以在模块前面板上接口处测到, 所测信号为输入信号x 0.15。
3.2 MMS6312是双通道转速测量模块输出两路TTL脉冲信号, 每个通道一路。脉冲的宽度和频率与传感器信号一致, 可以从面版接口处测得或用示波器测得。有两路键相信号输出, 每个通道一路, 输出电压最大为24V。模块有两路表示转速的电流输出0/4…20m A, 每个通道一路。根据现场实际需要接入哪种类型信号进入集散控制系统或常规仪表。
3.3 MMS6312是双通道转速测量模块提供四路报警指示及输出, 两路通道状态指示及输出。当正常测量时, 通道正常指示灯呈绿色。当某一通道发生故障时, 相应的通道正常指示灯熄灭, 当发生模块故障时, 两个通道的通道正常指示灯都熄灭。当发生间隙错误时, 相应的通道正常指示灯以0.2秒的频率闪烁。参数设置错误时, 相应的通道正常指示灯以1秒的频率闪烁。在转数条件下, 四路报警指示表示上下限报警或差速或盘车。在键相条件下, 四路报警指示表示键相信号出现而不是报警输出。当发生模块故障或通道故障时, 将闭锁报警输出。
3.4 此模块能够不间断地检查测量回路, 在发现故障时给予指示, 并在必要时闭锁报警输出。模块检查输入信号的直流电压值。当输入信号超过设定通道正常上限或低于设定下限时, 给出通道错误指示 (传感器短路或断路) 。在使用霍尔效应传感器时, 高频时信号电压可能会超过供电电压。所以通道正常上限应设为27.4v。此时该信号不能用于检测线路故障。如果输入信号低于间隙限值, 模块会在软件Status给出间隙错误指示。相应通道的通道正常指示灯以0.2秒的频率闪烁。此模块还具备带电插拔功能。
3.5 模块的组态是利用安装了mm6000组态软件手提电脑。用通讯电缆与模块建立连接, 接受模件内部程序, 编辑逻辑功能。最后下载到模件内部去。mms6312模块组态内容如下:
3.5.1基本参数设定:使用霍尔效应传感器测量, 传感器供电电压可正可负, 但两通道供电必须一致。建议也采用负电压供电。
使用涡流传感器测量时传感器供电应选-27V。冗余测量选择用于选择是否使用冗余工作方式。旋转方向功能。
3.5.2通道的组态:模块的测量方式选择键相或转速测量, 上下触发门限值, 当输入信号电压超过上触发门限值时TTL方波改变方向, 即下降沿开始。当输入信号电压低于下触发门限值时, TTL方波改变方向, 即上升沿开始。Pr9376上触发限值设为-19v, 下触发限值设为-7v.通道正常上下限应设为-27.4v、-0.1。触发点输出脉冲选择选择正常时键相信号由输入信号上升沿触发, 此时TTL方波与输入信号极性相反。选择反向时键相信号由输入信号下降沿触发, TTL方波与输入信号极性相同。键相测量齿盘齿数使用键相槽时, 应输入1。最大转速与最小转速设定。间隙电压限值 (Gap limit) 主要为涡流传感器设置。为了避免传感器与测速齿盘距离过小而产生机械损伤, 当间隙电压小于限值时, 通道正常指示灯开始闪烁。间隙电压限值 (Gap limit) 主要为涡流传感器设置。为了避免传感器与测速齿盘距离过小而产生机械损伤, 当间隙电压小于限值时, 通道正常指示灯开始闪烁。Pr9376应选为0v
3.5.3输出脉冲选择 (Output pulse) 可以选择键相信号为脉冲 (Hi) 或负脉冲 (Lo) 。
建议选择负脉冲。 (如图)
报警输出限值设定可以选择输出类型如 (关闭、大于限制输出、小于限制输出、大于限制输出且具有保持功能、小于限制输出且具有保持功能, 盘车功能, 限值迟滞设定为避免测量值在限值附近的微小变化引起报警反复动作, 可设置适当的迟滞量。限制抑制功能, 可在通道发生故障时闭锁报警输出, 相应的指示灯将熄灭。电流输出 (Current output) 可在0-20mA和4-20mA之间选择。一般选择4-20mA。电流抑制 (Current suppression) 当电流输出为4-20m A时可选择此功能。若选择此功能, 在通道故障时电流输出会变为0。
3.5.4所有模件组态完成以后, 要认真核对设定参数是否正确, 无误后下载组态内容到模件中。
4 键相信号测量回路的调试
校验带有电压的传感器能导致触发端失调, 一旦传感器看起来被失调, 就必须在短时间内停止, 在重新供电的传感器将达到新的触发水平。由于键相信号传感器安装在轴承盖内, 因此机组启动后无法进行对传感器检测, 所以传感器安装前必须在试验室或现场进行测试。在转速测试装置上安装此传感器, 控制测试电机的转速来触发传感器, 使传感器产生电压脉冲。传感器的测试必须在加24v电源情况下进行。也可以用模块校验仪把传感器与模块正确连接后, 触发传感器在模块面版上利用示波器或频率表能够测得脉冲信号。传感器在现场安装之前, 最好再一次测试, 保证测量回路正确性。
5 实际应用中出现的问题
我厂#1-#6机相继安装了键相信号测量元件, 并且投入了工作中。通过一段时间观察以及利用示波器测试, 发现有的机组没有检测到电压脉冲信号, 有的机组检测到电压脉冲信号的脉宽窄且低, 经过仔细分析汽机转子开的键相槽偏小或传感器距转子间隙偏小以及传感器安装位置偏差。利用停机机会揭瓦盖检查证明判断是正确的, 对个别机组重新了校准, 机组起动后得到理想的电压脉冲信号。从脉冲比较图来看传感器输出脉冲的宽度较宽, 而模块的输出脉冲也较宽, 模块的输出键相脉冲较窄, 因此根据实际需要采集哪种信号用于监视及诊断装置来完成分析功能。 (见图3)
6 结论
键相信号可以由键相槽处测到, 此时键相信号不仅表示转速, 还可以确定轴在转动时的位置。这对分析诊断系统MMS6851尤为重要。由转速测量齿盘也可以得到键相信号, 但该信号不具备确定轴的位置的功能。键相信号作为输入提供给分析诊断系统用于描述转子的相位, 还可提供给偏心测量模块键相信号, 用于偏心值的计算, 该信号是偏心值计算所必需的。因此键相信号的测量在机组保护监测系统中起着相当重要的作用。
摘要：主要阐述了汽轮机转子键相信号测量方式, 传感器的测量原理以及安装要求和整套系统调试方法, 特别是在现场实际应用中产生现象以及调试人员引起注意的事项。
汽轮机转子应力集中区的持久强度 篇9
对汽轮机转子而言, 应该指出, 对三个危险区 (中心键槽、叶轮根径圆角和叶轮上的平衡孔) 进行汽轮机可靠性的评估表明, 在寿命达到2×105h之前都具有足够的强度安全系数, 而危险出现在第四个危险区, 即叶轮轮缘的圆角处。通常, 在初始承载后, 整个转子就处于弹性状态;但是估算表明, 在某些情况下材料在压力集中区发生明显的弹性塑性变形, 而在压力集中点的实际压力低于假设初始为弹性变形时获得的压力值。
2 按自然现象计算法进行轮缘试验模型持久强度计算
这里的任务是, 在试验条件下, 按照对模型进行计算, 并与所列试验值相比较, 也就是将自然现象计算法结果与试验结果进行直接比较。试验值与计算值的比较证明, 两者间有差别, 尤其在破坏期较短时差别更大。但是, 必须强调, 这种外推缺少足够的依据。
3 利用模型试验计算叶轮轮缘持久强度的方法
在考虑危险点的“峰值”应力时, 以引用灵敏度系数q的自然现象计算法为计算蠕变下当量应力的依据。
根据q= (kk B-1) / (kpk B-1) , kk B=1+q (kpk B-1)
故实际当量应力可以用式σk B=kk Bσ进行计算。式中kpk B可以利用式kpk B=σk B/σr H求得, 而q值可以根据所选的决定性参数是tp还是σ0/σ0.2用曲线来确定。
将σk B与σn (tp) 值进行对比。如果σk B=tp, 则意味着到了一定时间tp (如105h) 而且按照一定的几率 (如50%) , 轮缘就会破坏。标定的持久强度安全系数可以利用公式确定:nn=σn/σk B如果在式中取σn=σn (0.99) , 则nn≥1可以接受。
4 计算汽轮机中压转子第1级叶轮轮缘的示例
通过对比数据可知, 当时间为105h, 而破坏几率略低于50%时, 轮缘持久强度的安全系数为nn=σn/σk B=181/173=1.05, 也就是说, 安全系数稍大于1, 这意味着轮缘破坏几率略低于50%。如果σn的均方偏差为±10%, 则当nn=1.05时, 轮缘的破坏几率P≈30%。也就是说, 每10台在额定条件下累计运行105h的汽轮机中, 有3台的轮缘会发生破坏。
5 温度对灵敏度系数的影响
灵敏度系数q的引用和计算是针对轮缘模型试验温度540℃而言, 原因是lgσH-lgtp的关系曲线中存在着折点。为了把特征曲线换算到其它温度, 必须附加假设条件, 而所研究的轮缘持久强度的换算结果将在很大程度上取决于这些假设条件。如果假设不连贯lgσH-lgtp特性曲线允许利用换算法换算到工作温度525℃, 则折点将移到tp较大的区域, 从而导致外推到tp=105和tp=2×105h时破坏应力的提高。轮缘的设计强度在很大程度上取决于所取的决定性参数。如果取q为决定性参数, 则轮缘的破坏几率与上述计算示例一样, 为30%;而如果取tp为决定性参数, 则灵敏度系数q将下降, 从而提高了轮缘的持久强度, 应该强调指出, 对取用最佳假设的可能性缺乏试验论证。所以只能按照所推荐的方法, 利用灵敏度系数q进行保守的评估。利用所推荐方法进行计算的示例表明, 累计运行了105h的800MW汽轮机的轮缘强度已经不够, 在这种情况下最好的做法就是:定期检查运行中汽轮机的各叶轮轮缘, 以便及时发现可能出现在其圆角部位的裂纹。
应该指出, 某些在役的汽轮机, 在中压转子的头几级区域采用了开发的冷却系统, 按照计算可以把该处叶轮轮缘温度降低到480℃。显然, 采用了这种冷却系统, 就解决了在2×105h内确保汽轮机叶轮轮缘持久强度的问题。
6 结论
(1) 汽轮机叶轮轮缘的持久强度实际上比利用保守方法计算预估的值要高。
(2) 为了精确化计算方法, 利用了轮缘模型持久强度的试验数据和运行结果。
(3) 利用所推荐的论证方法计算了汽轮机中压转子的持久强度, 得知轮缘在运行了104h后的破坏几率为30%。这就意味着每10台已经累计运行了104h的汽轮机中, 就有3台在525℃下工作的轮缘会发生破坏。
(4) 在某些优化假设的情况下, 破坏几率会下降, 但是对这些假设缺乏试验论证。
(5) 为了确保轮缘的可靠性, 应该定期检查, 及时发现圆角处的裂纹, 或对中压转子采取蒸汽冷却系统。
(6) 在设计阶段应用所推荐的方法, 可以获得具有足够安全系数的最佳结果。 (编辑黄荻)
摘要：“自然现象计算法”是一种基于公认概念的一种计算方法, 可归纳如下:对转子变形过程的研究从转子转速、蒸汽温度和压力达到稳定额定值的初始稳定状态着手。然后在寿命耗尽之前的整个时间内, 各参数都始终保持不变。
汽轮机转子 篇10
转子在汽轮机各个部件中是最为重要和精密的，它处于汽轮机通流内部，表面不允许焊接或者加工相应的起吊结构，因此转子也是汽轮机部件中起吊最为困难的，需要一套完备的起吊工具以保证转子在制造、运输和安装过程中绝对的安全可靠。机械行业标准JBT 5253.2《汽轮机随机专用工具技术条件转子起吊工具》(以下简称标准)规定了汽轮机转子起吊工具(下简称转子起吊工具)的基本形式和技术要求。标准规定，转子起吊工具要含有工作横梁、吊架、吊块、钢丝绳这些基本部件组成。
2 原650MW转子起吊工具介绍及存在的问题
本机组共有4根转子，其尺寸和重量见表1。
按标准规定，对具有多根转子使用同一套起吊工具的，按最大总量的转子进行设计。从表1可知，低压3号转子的外形尺寸和重量最大，为8182mm×准3707mm,66.1t。所以原650MW核电机组4根转子共用1套起吊工具。如图1，原转子起吊工具由工作横梁、环形钢丝绳圈、吊架、花篮螺丝、卸扣、钢丝绳构成，其中花篮螺丝和卸扣起到吊块的作用。使用时，钢丝绳呈U型托起转子两端，钢丝绳一端用卸扣固定在起吊横梁上的可滑动吊框上，另一端连接花篮螺丝一端，花篮螺丝的另一端同样用卸扣固定在起吊横梁上的滑动吊框上，工作横梁上有两个环形钢丝绳圈套在行车吊钩上。用花篮螺丝来调整转子两端钢丝绳的长度一致，使转子吊起时保持水平。
1.花蓝螺丝2.吊钩3.环形钢丝绳圈4.吊框5.工作横梁6.卸扣7.钢丝绳8.转子
原起吊工具组合后可以实现转子起吊，但是因为其所设计使用年限较早，当时吊装工具可选择的种类较少，使得设计不成熟，具有一定局限性，实际使用时业主反馈有如下缺点：
(1)转子两端用以托起的为钢丝绳，其由不锈钢丝捻制，柔性差，套入转子困难，直接与转子接触还会刮伤转子。由于转子表面绝对不允许任何刮磨碰伤，所以转子与之接触表面必须加以保护。
(2)起吊横梁上的2根环形钢丝绳吊索实际产品不能达到理论目标值，致使起吊横梁不能保证完全水平，而左右2根钢丝绳吊索的实际长度也有偏差，所以起吊时完全靠花篮螺丝对转子进行调平。但花篮螺丝为手动调整，其规格越大调整越困难。即使起吊前已经将两端的钢丝绳长度调整完全一致，起吊后由于钢丝绳受力长度变化还是会有差异，需要微调，而起吊状态下调整花篮螺丝更加困难。如果转子起吊点两端高度不一致，相差较大时，转子有向低端滑落的危险趋势。
3 650MW转子起吊工具优化设计
针对原起吊工具的缺点，参照吊具生产厂家的最新产品数据参数，进行下列优化(见图2):
1.吊装带2.起吊葫芦和钢丝绳3.吊钩4.钢丝绳5.吊框6.工作横梁7.卸扣8.转子
(1)对于两端托起转子的钢丝绳，改为选用新型纤维吊装带，吊装带的额定载荷选取35t，在U型起吊状态下其起吊载荷达到70t，满足本机组最大转子载荷66.1t的要求。吊装带材料为高性能，柔性好，很容易将其套在转子两端，并且不会刮伤转子。但是考虑到吊装带使用时间长了会磨损，在吊装带接触转子区域增加保护套防磨损。保护套选用为可拆型式，根据磨损情况可以随时更换。
(2)生产时严格控制使两根吊装带的长度一致性。经过与吊装带生产厂家沟通，吊装带的长度控制要比钢丝绳容易，两根吊装带能够尽可能的保持长度一致。
(3)将原布置在起吊横梁上的2个环形绳圈改为布置在中间的1根可以承受最大起吊重量(含起吊设备重量)的钢丝绳。为实现调平功能，并且使操作简单方便，两侧各设置1个起吊葫芦，起吊葫芦用钢丝绳与吊钩连接，用来对起吊横梁调平。吊装带长度的微小偏差可以通过用起吊葫芦来调平，调平后虽然起吊横梁有微小倾斜，但在允许限度内，对起吊安全性没有影响。
4 结语
经过优化设计后，使转子起吊操作更加容易，调平简单可靠。此设计方案经实际使用验证起吊效果也很好。目前我国百万级汽轮机已是百万级汽轮机组为主流型式，转子的尺寸更加巨大，尤其是百万核电机组由于其半速机的特点，尺寸和重量比全速机还要巨大。百万等级机组转子在制造、起吊和运输、现场安装等方面的难度大大增加。本起吊工具设计优化方案还可以再次优化改造，以适用于百万等级转子起吊。
摘要：随着国内吊装工具产品的日趋成熟和发展,在早期投入运行的某650MW核电机组的转子起吊工具逐渐显现出了操作困难,性能不够完善的缺点,为此进行优化设计,优化后具有起吊转子更容易,调平简单可靠等优点。
关键词：汽轮机,转子起吊工具,优化设计
参考文献
[1]JBT 5253.2-1991,汽轮机随机专用工具技术条件转子起吊工具[S].
