劉光明，陸永芳，王 軍

（秦山第三核電有限公司，浙江 海鹽314300）

發(fā)電機故障主要分為20多類，主要為漏水、漏油、溫度高、短路等重要缺陷。本文主要通過幾個發(fā)電機典型故障處理，提供有益的借鑒意義。

1 發(fā)電機典型故障處理

1.1 發(fā)電機絕緣軟水管缺陷處理

在發(fā)電機安裝到位后，進行發(fā)電機檢查，發(fā)現(xiàn)勵側(cè)第52號絕緣軟水管表面出現(xiàn)一凹痕，經(jīng)檢查此凹痕深2 mm，超過缺陷深度的允許值1 mm，對此絕緣引水管進行更換。

1.1.1 更換前準備

首先進行發(fā)電機定子線圈疏水，然后進行勵側(cè)第52號絕緣軟水管上/下部線圈間固定絕緣塊的位置確認和記號筆標(biāo)識，線棒和絕緣軟水管接頭處絕緣層剝落和清理。

1.1.2 拆除絕緣軟水管

在絕緣軟水管接頭部位及線棒接觸部位涂覆環(huán)氧液，用于絕緣水管接頭部位加熱時冷卻。為防止線棒內(nèi)表面因加熱導(dǎo)致氧化，將定子冷卻水入口法蘭處通入氮氣?？拷€棒處接頭先使用氣焊槍火焰加熱且絕緣軟水管一端取出，靠近母管處接頭后加熱并最終取出絕緣軟水管。

1.1.3 管口修復(fù)

線棒管口和冷卻水母管口位置檢查無異物進入線棒和母管，使用軟木塞及橡皮包裹后塞入線棒管口和冷卻水母管口，對線棒管口和冷卻水管口焊接部位使用鉸刀進行修復(fù)并使用千分尺進行測量。

1.1.4 安裝絕緣軟水管

取出臨時封堵帶，氣焊槍火焰加熱周圍使用防火布進行隔離且保護，絕緣軟水管接頭部位采用環(huán)氧液進行冷卻，為防止線棒/軟管/母管內(nèi)表面氧化，在定冷水入口法蘭處通入氮氣。線棒管口接頭處和絕緣軟水管使用氣焊槍火焰加熱焊接。接頭處采用環(huán)氧液進行冷卻。

1.1.5 執(zhí)行氮氣壓力衰減試驗

在發(fā)電機上部定冷水入口法蘭加裝臨時堵板進行氮氣壓力衰減試驗，試驗時間24 h，計算衰減量。驗收標(biāo)準：24 h泄漏量小于28.3 L，見表1。

表1 氮氣壓力衰減試驗記錄數(shù)據(jù)表Table1 Nitrogen pressure decline test data

24 h泄漏量L0=V0×[(293/101.35)×(P0+P0,)/(273+t0)- (P1+ P1,)/(273+t1)]×24/T

其中，V0是定冷水管道容量744 L；T為試驗時間；P0為初始氮氣壓力值；P0為初始大氣壓力值；P1為最終氮氣壓力值；P1為最終大氣壓力值；t0為初始線圈溫度平均值；t1為最終線圈溫度平均值；測點溫度①為勵側(cè)冷水水母管管口位置溫度；測點溫度②為勵側(cè)分支管管口位置溫度；測點溫度③為汽側(cè)冷水水母管管口位置溫度；測點溫度④為汽側(cè)分支管管口位置溫度；測點溫度⑤為55號線槽鐵芯中心位置溫度；測點溫度⑥為勵側(cè)55號線槽鐵芯端部位置溫度；測點溫度⑦為汽側(cè)55號線槽鐵芯端部位置溫度。

24 h泄漏量L0為2.5 L，小于驗收值，滿足要求。

1.1.6 絕緣處理

絕緣軟水管接頭部位凹陷部分采用PC-50絕緣物進行填充，接頭部位金屬毛刺剔除防止扎破絕緣包裹層。

1.1.7 回裝絕緣塊

絕緣塊和絕緣布采用環(huán)氧漆P R-100浸漆后，放入上部線圈間和下部線圈間。同時，8芯R S240P E-535E牌號絕緣綁扎帶采用環(huán)氧漆PR-100浸漆，纏繞兩圈固定上部絕緣塊和下部絕緣塊。剔除突出毛刺后整體絕緣塊和絕緣綁扎帶采用KE-515絕緣漆涂抹。

1.2 發(fā)電機汽側(cè)鐵芯端部溫度高問題處理

2003年1月，發(fā)電機滿負荷試驗時，發(fā)現(xiàn)發(fā)電機汽側(cè)鐵芯端部溫度測點TE5382和TE5390溫度高，其中TE5382溫度顯示達到132 ℃，TE5390溫度顯示達到127 ℃，超過ANSI標(biāo)準和發(fā)電機設(shè)計要求B級溫升要求。

我廠發(fā)電機汽側(cè)鐵芯溫度測點21個，其中齒部測點6個（#61/#62/#65/#66/#69/#70），軛部測點6個（#63/#64/#67/#68/#71/#72），鐵芯夾緊端環(huán)面部9個（#73/#74/#75/#76/#77/#78/#79/#80/#81）。

發(fā)電機勵側(cè)鐵芯溫度測點21個，其中齒部測點6個（#82/#83/#86/#87/#90/#91），軛部測點6個（#84/#85/#88/#89/#92/#93），鐵芯夾緊端環(huán)面部9個（#94/#95/#96/#97/#98/#99/#100/#101/#102）。

經(jīng)過比較1號機組和2號機組發(fā)電機滿功率下鐵芯端部溫度數(shù)據(jù)見圖1。2號機組發(fā)電機汽側(cè)齒部#62（TE5382）和#70(TE5390)溫度同樣較其他#61/#65/#66/#69齒部測點溫度高。數(shù)據(jù)表明汽側(cè)齒部#62（TE5382）和#70(TE5390)溫度高為共性問題，而非局部材質(zhì)和通風(fēng)不當(dāng)導(dǎo)致局部溫度點過高。

經(jīng)研究分析，主要原因為齒部#62（TE5382）和#70(TE5390)測點兩旁線槽內(nèi)為不同相線棒并導(dǎo)致磁滯損耗增大，齒部溫度較高。#61/#65/#66/#69齒部測點因兩旁線槽內(nèi)為同相線棒并導(dǎo)致磁滯損耗減少，齒部溫度較低。

圖1 1號機組和2號機組滿功率鐵芯溫度數(shù)據(jù)表Fig.1 Full power iron-core temperature of Unit1 &2

排除局部材質(zhì)和通風(fēng)不當(dāng)?shù)脑?，?jīng)分析以上曲線，可以看出幾個相同點：

①發(fā)電機汽側(cè)和勵側(cè)齒部溫度均較高于軛部溫度；

②1號機組和2號機組齒部溫度高于軛部溫度的差值幾乎相同；

③1號機組和2號機組汽側(cè)齒部與勵側(cè)齒部溫度差值幾乎相同。

①說明主磁通在通入鐵芯齒部，還因定轉(zhuǎn)子之間邊緣效應(yīng)，存在漏磁通通過齒部，導(dǎo)致不管汽側(cè)和勵側(cè)鐵芯齒部溫度均較高于軛部溫度。

相同點②和③說明1號機組和2號機組發(fā)電機在定轉(zhuǎn)子、鐵芯機械加工和電磁設(shè)計上保持一致。

1號機組汽側(cè)和勵側(cè)齒部和軛部溫度數(shù)據(jù)整體高于2號機組，說明1號機組發(fā)電機鐵芯端部漏磁大于2號機組鐵芯端部漏磁，而漏磁增加為發(fā)電機整體機加工偏差和安裝偏差導(dǎo)致。

進相試驗期間,測得發(fā)電機功率因數(shù)變化對應(yīng)鐵芯溫度數(shù)據(jù)，具體見表2。

表2 秦山三核1號機組發(fā)電機不同功率因數(shù)下鐵芯溫度數(shù)據(jù)表Table2 Iron-core temperatures at different power factors of Qinshan III Unit1

秦山三核RCW冷卻水水溫度夏天最高可超過30 ℃，考慮到氫氣冷卻器容量，根據(jù)現(xiàn)場記錄數(shù)據(jù)分析，發(fā)電機冷氫溫度夏天最高可達到42 ℃。依據(jù)發(fā)電機鐵芯溫升與發(fā)電機輸出功率的平方成正比關(guān)系，按照公式：鐵芯最高溫升Δt=P發(fā)2×（b－a），計算出不同冷卻水溫度下的鐵芯最高溫升和鐵芯溫度最高值，具體見圖2。

圖2 不同RCW冷卻水溫下鐵芯溫度/溫升最高值曲線圖Fig.2 The curves of maximum values of iron-core temperature/temperature rise at different cooling water temperatures

根據(jù)以上試驗和計算數(shù)據(jù)曲線，冷氫溫度設(shè)定值控制在37～42 ℃范圍內(nèi)，發(fā)電機鐵芯溫度最高值不超過130 ℃，滿足B級溫升要求。

按照現(xiàn)場冷氫溫度控制器實際狀況和要求，將現(xiàn)場冷氫溫度控制器溫度設(shè)定為40 ℃，滿足以上發(fā)電機鐵芯溫度控制要求。同時，將發(fā)電機定子冷卻水溫度設(shè)定為40 ℃，與冷氫溫度設(shè)定值保持一致。

1.3 發(fā)電機轉(zhuǎn)子匝間短路處理

2007年4月26日起，2號機組發(fā)電機8號軸振經(jīng)過三次階躍變化，從64 μm上升到75 μm，后上升到86 μm，最高到達116 μm達到穩(wěn)定，同時7號軸振從54 μm上升到78 μm達到穩(wěn)定。7號軸振和8號軸振階躍變化的同時，發(fā)電機的無功功率也發(fā)生變化，從240 M W下降到150 M W，后上升到240 MW。發(fā)電機轉(zhuǎn)子溫度從75 ℃下降到65 ℃后上升到75 ℃。勵磁電流從4500 A下降到4400 A后上升到4500 A。發(fā)電機7號軸振和8號軸振運行正常范圍為50～60 μm，此次軸振發(fā)生變化（伴隨發(fā)電機無功功率變化），雖未到達振動報警值150 μm和跳機值250 μm，但在瞬態(tài)振動變化后一直保持穩(wěn)定，說明發(fā)電機內(nèi)部部件已經(jīng)發(fā)生變化并保持，故造成發(fā)電機轉(zhuǎn)子振動發(fā)生變化。

經(jīng)分析得出，此次軸振階躍有以下3個特征：

（1）發(fā)電機輸出無功功率發(fā)生波動后7/8號軸振發(fā)生階躍；

（2）7/8號軸振發(fā)生階躍后維持在一較高振動值并保持穩(wěn)定；

（3）7/8號軸振階躍變化同時，發(fā)電機轉(zhuǎn)子溫度發(fā)生同趨勢變化。

歸納以上現(xiàn)象，可以得出發(fā)電機軸振變化原因為發(fā)電機無功功率劇變引起發(fā)電機轉(zhuǎn)子溫度變化，發(fā)電機轉(zhuǎn)子溫度變化導(dǎo)致轉(zhuǎn)子熱膨脹不暢，導(dǎo)致卡阻造成熱不平衡后，軸振增加。

熱膨脹不暢導(dǎo)致熱不平衡的原因分析：

（1）靜止?fàn)顟B(tài)下，轉(zhuǎn)子槽楔與滑移層保持靜止，滑移層和勵磁線棒保持靜止，接觸面保持良好接觸，槽楔、滑移層和勵磁線棒位置關(guān)系和接觸面見圖3。

圖3 靜止?fàn)顟B(tài)下接觸面和受力分析圖Fig.3 Analysis of contact stress under static state

（2）汽輪發(fā)電機沖轉(zhuǎn)狀態(tài)下（額定轉(zhuǎn)速1500 r/min），轉(zhuǎn)子槽楔、滑移層和勵磁線棒徑向方向受離心力作用，無軸向摩擦力和熱膨脹力，轉(zhuǎn)子槽楔、滑移層和勵磁線棒受力見圖4。

（3）發(fā)電機滿負荷運行，正常狀況下，轉(zhuǎn)子勵磁線棒因無功功率波動產(chǎn)生熱膨脹，轉(zhuǎn)子滑移層和槽楔受熱膨脹力影響平行移動，滿負荷狀況下發(fā)電機轉(zhuǎn)子槽楔、滑移層、勵磁線棒受力見圖5。

從圖5可以看出，發(fā)電機轉(zhuǎn)子槽楔、滑移層和勵磁線棒的運行狀況如下：

（1）靜止?fàn)顟B(tài)下，轉(zhuǎn)子槽楔、滑移層和勵磁線棒無離心力、摩擦力和熱膨脹力，無異常移動和卡澀且無熱不平衡；

（2）沖轉(zhuǎn)階段，轉(zhuǎn)子槽楔、滑移層和勵磁線棒受離心力，無摩擦力和熱膨脹力，無異常移動和卡澀且無熱不平衡；

（3）滿負荷正常運行階段，轉(zhuǎn)子槽楔、滑移層和勵磁線棒受離心力，摩擦力和熱膨脹力，自由移動和無卡澀且無熱不平衡。

圖4 沖轉(zhuǎn)狀態(tài)下接觸面和受力分析圖Fig.4 Analysis of contact stress at rushing state

圖5 運行狀態(tài)下接觸面和受力分析圖Fig.5 Analysis of contact stress at operation state

當(dāng)轉(zhuǎn)子槽楔、滑移層和勵磁線棒表面存在局部卡澀時，此時熱膨脹力F2＜摩擦力F1，轉(zhuǎn)子槽楔或滑移層將發(fā)生粘連和卡澀，導(dǎo)致轉(zhuǎn)子熱不平衡，最終造成轉(zhuǎn)子軸振高。當(dāng)熱膨脹力F2＞摩擦力F1時，轉(zhuǎn)子槽楔或滑移層平滑移動，轉(zhuǎn)子自由膨脹，將不會造成轉(zhuǎn)子軸振高，具體見圖6。

圖6 發(fā)生粘連卡澀時接觸面和受力分析圖Fig.6 Analysis of contact stress at accretion and stuck state

根據(jù)發(fā)電機轉(zhuǎn)子軸振升高原因為轉(zhuǎn)子部件存在粘連和卡澀，定于2號機組203大修期間進行發(fā)電機轉(zhuǎn)子護環(huán)解體并進行轉(zhuǎn)子部件打磨和精密檢查。

發(fā)電機轉(zhuǎn)子經(jīng)去磁后即可進行護環(huán)拆解，采用標(biāo)稱截面200 m m2加熱電纜纏繞護環(huán)32圈，計算感應(yīng)調(diào)壓器低壓冊輸出電壓，可得：

式中：N 為 感應(yīng)線圈需纏繞的匝數(shù)；

Z L 為單匝感應(yīng)線圈阻抗；

In為感應(yīng)調(diào)壓器輸出電流；

XT為變壓器歸算到低壓側(cè)的漏抗；

Z電纜為標(biāo)稱截面200 m m2電纜單位長度阻抗值；

L為感應(yīng)加熱電纜長度。

在護環(huán)表面纏繞阻燃玻璃絲布和石棉布，護環(huán)表面貼裝溫度傳感器，溫度信號接入溫度記錄儀。加熱電纜纏繞圈數(shù)32圈，調(diào)節(jié)感應(yīng)調(diào)壓器的輸出電壓約為180 V，記錄加熱電流約為650 A，開始記錄加熱時間。待護環(huán)表面溫度達到250 ℃，敲擊護環(huán)環(huán)鍵，使其與轉(zhuǎn)子固定凸齒完全松脫，停加熱線圈電源，利用轉(zhuǎn)子徑向千斤頂對護環(huán)加壓，將護環(huán)逐漸頂出。發(fā)電機轉(zhuǎn)子護環(huán)結(jié)構(gòu)見圖7。

轉(zhuǎn)子分壓試驗執(zhí)行過程中，發(fā)現(xiàn)發(fā)電機轉(zhuǎn)子存在匝間短路。采用粗查法/精查法/逐點定位法步驟，精確定位轉(zhuǎn)子匝間短路點位置。

粗查法采用交流分壓法，具體數(shù)據(jù)見表3。

圖7 發(fā)電機轉(zhuǎn)子護環(huán)結(jié)構(gòu)圖Fig.7 Structure of generator rotor protective ring

表3 交流分壓試驗數(shù)據(jù)記錄表Table3 AC differential pressure test data

圖8 發(fā)電機轉(zhuǎn)子直流分壓試驗數(shù)據(jù)圖Fig.8 Turbo-generator rotor DC differential pressure test data

從表3可以看出1N極繞組的第5匝線圈與3N極電位的偏差比為38.55%，超過5%的驗收標(biāo)準，判斷1N極繞組的第5匝線圈存在匝間短路。

精查法采用直流分壓法，從以下數(shù)據(jù)記錄來看，第一層分壓數(shù)據(jù)較其他層數(shù)分壓數(shù)據(jù)低，可以判斷短路點位于第一層和第二層之間。從第二層數(shù)據(jù)來看，勵磁側(cè)下部測試孔至汽機側(cè)下部測試孔分壓與其他分層分壓一致，可以得出短路點位于勵磁側(cè)測試孔右部，距離定義為X，見圖8。i1為第一層電流，i為第二層及其他層電流，L2為勵側(cè)端部長度，L3為汽側(cè)端部長度，L4為汽側(cè)端部第二層長度；L1為第一層勵側(cè)端部長度，K為勵磁線圈單位長度電阻值。根據(jù)基本電路KVL、KCL原理，得出以下公式：

其中，l1=682.5+486.6=1169.1 mm；

l2=2×682.5+985.8=2350.8 mm；

l3=2×682.5+973.3=2338.3 mm；

l4=2×682.5+998.4=2363.4 mm；

l5=5384.8mm。

得出xmin為636 m m，xmax為1048 m m。初步定位短路位于第一層勵側(cè)測試孔右邊636～1048 mm范圍。

于測量短路點位置使用撬棒撬開縫隙，目測確認短路金屬物存在（見圖9），使用專用鑷具取出短路金屬物體，層間絕緣層加以修補和固化。

2 結(jié)論

隨著大型汽輪發(fā)電機在核電廠使用和運行，大型發(fā)電機的穩(wěn)定運行對于電站起著重要作用。優(yōu)質(zhì)故障處理和維修質(zhì)量，方能保證大型發(fā)電機的絕佳運行性能和優(yōu)質(zhì)設(shè)備狀態(tài)。本文將為大型發(fā)電機優(yōu)質(zhì)設(shè)備狀態(tài)管理，以及發(fā)電機設(shè)備維修提供有益的參考和借鑒意義。

圖9 轉(zhuǎn)子匝間金屬短路點圖示Fig.9 Illustration on rotor inter-turn metal short dot

[1]李偉清.汽輪發(fā)電機故障檢查分析及預(yù)防[M].北京：中國電力出版社，2002.