滑趙杰

(中國成達工程有限公司，成都 610041)

越南沿海三期電站#1機組振動分析和處理

滑趙杰

(中國成達工程有限公司，成都 610041)

越南沿海三期電站汽輪發(fā)電機組在空負荷和正常運行狀態(tài)下的振動值偏大，尤其是在發(fā)電機溫升試驗時，發(fā)電機的振動值隨著勵磁電流的變化而變化。通過分析認為，機組的振動主要是由轉子的不平衡量引起，通過現(xiàn)場動平衡，有效地解決了機組在各工況下振動偏大的問題。

動平衡；振動；勵磁電流；發(fā)電機

0 引言

越南沿海三期電站#1機組汽輪機為東方汽輪機有限公司生產的D600W型單軸、三缸四排汽凝汽式汽輪機，發(fā)電機為東方電機有限公司生產的QFSN-622.5-2-22發(fā)電機。整個軸系由高中壓轉子、低壓A轉子、低壓B轉子和發(fā)電機轉子構成，共8副支持軸承和1副穩(wěn)定軸承，其中#1，#2軸承為可傾瓦結構，其余軸承為橢圓瓦結構。

#1機組從機頭看，轉子沿逆時針方向旋轉，鑒相傳感器位于機頭端部右側斜上20°，Y向軸振傳感器位于右側斜上45°位置，瓦振傳感器位于軸承垂直正上方。機組安全監(jiān)視系統(tǒng)(TSI)為Bently 3500系統(tǒng)，在線機械管理系統(tǒng)(MMS)為Bently System@ 1系統(tǒng)。

1 振動現(xiàn)象及分析

#1機組在調試及“720 h試運行”期間，汽輪機軸系#1～#5軸承處軸振振動良好，振幅小于50 μm；#6軸承座蓋振在空載和低負荷工況下振動偏大，振幅超過50 μm，高負荷下#6軸承座蓋振振幅下降到50 μm以下；發(fā)電機轉子在空載工況下，#7軸振振幅超過80 μm，#7軸承座蓋振振幅和#8軸振振幅、蓋振振幅均小于40 μm，但隨著機組負荷增加，#7，#8軸振、蓋振振幅都出現(xiàn)了明顯增大，其中#7軸振和蓋振振幅、#8蓋振振幅增大最為突出，#8軸振振幅增大較緩，滿負荷工況下#7軸振振幅超過100 μm，#7蓋振振幅超過60 μm，#8蓋振振幅超過50 μm，#8軸振振幅小于50 μm；發(fā)電機轉子在滿負荷622 MW工況下進行發(fā)電機溫升試驗時(功率因數(shù)調整到0.85)，發(fā)現(xiàn)隨著勵磁電流的增加，#7，#8軸振、蓋振振幅均出現(xiàn)了快速增大，#7軸振振幅超過125 μm報警值，#7，#8蓋振振幅超過80 μm。2016年12月12日，3 000 r/min空載時振動數(shù)據見表1，帶負荷運行及溫升試驗時振動數(shù)據見表2。

表1 空載時振動數(shù)據 μm

表2 帶負荷運行振動數(shù)據 μm

(1)調取MMS#1機組#6和#7軸承軸振振動頻率瀑布圖發(fā)現(xiàn)，機組在3 000 r/min空載工況下，#6，#7軸承軸振主要以工頻振動分量為主，2倍頻的分量較小，其他倍頻的分量更小，說明低壓轉子和發(fā)電機的轉子對輪對中性較好；振動工頻大產生的原因有可能是軸承供油不足，也有可能是軸系不平衡，由于軸瓦溫度和回油溫度都正常，可以排除軸承供油不足的影響；由于振動的相位較為穩(wěn)定，可以排除轉子上零部件松動的可能性，說明振動主要由質量不平衡引起[1]。汽輪發(fā)電機組在生產制造過程中都進行過單轉子的高速動平衡工作，在現(xiàn)場各轉子連成軸系后軸系的平衡狀態(tài)發(fā)生了改變，有可能產生

表3 負荷622 MW(功率因數(shù)約0.85)振動數(shù)據 μm

表4 負荷621 MW(功率因數(shù)約0.95)振動數(shù)據 μm

表5 負荷623 MW(功率因數(shù)0.96)振動數(shù)據 μm

表6 負荷622 MW(功率因數(shù)0.85)振動數(shù)據 μm

3 結束語

越南沿海三期電站汽輪發(fā)電機組振動大主要是由汽輪機發(fā)電機轉子存在不平衡量(包括整個軸系冷態(tài)下的不平衡量和發(fā)電機轉子由于勵磁電流的作用在熱態(tài)下膨脹不均所產生的新的不平衡量)引起的,動平衡后，整個軸系無論是在空載還是滿負荷或是改變功率因數(shù)達到額定勵磁電流條件下，振動值均滿足要求。

[1]陸頌元.汽輪發(fā)電機組振動[M].北京:中國電力出版社,2002.

(本文責編：劉炳鋒)

了新的不平衡量。

(2)發(fā)電機帶負荷運行和溫升試驗時，發(fā)現(xiàn)勵磁電流越大，發(fā)電機振動越大，在大勵磁電流時轉子振動振幅增加相對較快，發(fā)電機振動趨勢和勵磁電流的變化趨勢相同，說明發(fā)電機可能存在匝間短路；通常發(fā)電機轉子線圈在勵磁電流影響下會發(fā)熱膨脹，轉子線圈銅導線溫度比轉子本體溫度上升的速度快，并且銅導線的溫度比較高，兩者溫度不同及熱膨脹系數(shù)不一樣，由于膨脹量不同可能出現(xiàn)相對位移，從而造成發(fā)電機轉子出現(xiàn)新的不平衡量，進而引起發(fā)電機轉子振動振幅變大。

(3)機組#6，#8軸承都存在軸瓦振動大于軸振的現(xiàn)象，其中#6軸瓦振動主要表現(xiàn)在空載和低負荷工況下，#8軸瓦振動主要表現(xiàn)在高負荷工況下，而空載工況下#7軸振、軸瓦振動振幅都偏大，且軸振、軸瓦振動振幅隨負荷增大而增大；軸瓦振動的激振源主要來自軸振，一般軸振振幅均遠大于軸瓦振動振幅。當軸承裝配出現(xiàn)偏差和螺栓緊固力矩不夠時或軸承座剛度不足時，可能會出現(xiàn)軸瓦振動振幅大于軸振振幅以及軸瓦振動振幅增長過快的問題。由于軸瓦振動的振幅基本穩(wěn)定，基本可以排除軸瓦球面接觸不好的問題[1]。

2 問題分析及處理

(1)匝間短路診斷。發(fā)電機配有發(fā)電機轉子匝間短路在線監(jiān)測裝置，但發(fā)電機運行期間，沒有發(fā)現(xiàn)明顯的匝間短路現(xiàn)象。

(2)翻瓦檢查及螺栓緊固。對發(fā)電機#7，#8軸承和#9穩(wěn)定軸承進行了翻瓦檢查。#7軸承翻瓦檢查發(fā)現(xiàn)軸瓦有非常輕微的劃痕，轉子側隙(A，C位置)超標，分析認為側隙大是軸瓦加工所致，現(xiàn)場無法處理；#8軸承檢查發(fā)現(xiàn)軸瓦有非常輕微的劃痕，軸瓦與軸承套之間的頂隙偏大約為0.05 mm，現(xiàn)場對軸承套的中分面進行了研磨處理，調整后頂隙為0.08 mm(標準為0.04～0.10 mm)。#9軸承抬高量不足，現(xiàn)場增加0.10 mm墊片。針對#6軸承空載和低負荷工況下軸承蓋振偏大，對#6軸承螺栓進行了重新緊固，防止緊力不足。對#8軸承支撐的端蓋螺栓及軸承蓋螺栓加大擰緊力矩，并全部進行了重新緊固。

(3)現(xiàn)場動平衡。由于#1機組在空負荷和帶負荷時振動的相位變化幅度不大，在徹底排除了軸瓦和安裝問題對機組的振動影響因素后進行現(xiàn)場動平衡工作。為了盡量減少動平衡過程中汽輪機沖轉→并網→升負荷→解列→打閘→汽缸冷卻→調整平衡塊所需要的時間和啟動停機次數(shù)，在3 000 r/min時，采用發(fā)電機定子出線端三相短路、同時手動加勵磁電流的方式模擬并網后帶高勵磁電流的運行狀態(tài)，結果發(fā)現(xiàn)由于電渦流的存在，導致母線罩固定螺栓被燒得通紅，為安全起見限制了定子電流的繼續(xù)提高，此時的轉子溫度距離額定負荷下額定功率因數(shù)時還相差較遠，模擬沒有達到預期的發(fā)電機轉子溫升效果。

隨后，按照機組運行的歷史振動數(shù)據，首先在低壓轉子與發(fā)電機之間的對輪上70°位置首次試加平衡質量700 g，隨后機組啟動并帶負荷、不同工況運行條件下的軸系振動數(shù)據見表3、表4。

通過對機組#7，#8軸承的翻瓦檢查及首次動平衡，解決了#6，#7，#8軸承蓋振快速增大的問題，且在額定功率因數(shù)0.85的滿負荷工況下，#6，#7，#8軸承處的軸振均明顯降低, 但#5軸承處的軸振較之前有所升高。通過分析發(fā)現(xiàn)此時工頻分量所占的比重仍然較高，機組的振動仍有優(yōu)化的空間。

機組解列, 打閘停機冷卻，使缸溫冷卻到150 ℃以下，重新調整動平衡方案，將低壓轉子與發(fā)電機之間的對輪處的平衡重移到110°位置，平衡塊總質量增加到 883 g, 同時為了防止#5軸承處的軸振繼續(xù)增大，在B低壓缸#5軸承處末級葉輪處130°位置加平衡質量463 g。重新啟機，軸系各處的軸振和蓋振均達到理想的效果，在滿負荷時不同功率因數(shù)條件下軸系振動值的具體數(shù)據見表5、表6。

2017-05-08；

2017-07-03

TK 248

B

1674-1951(2017)08-0053-02

滑趙杰(1981—)，男，河北內丘人，高級工程師，工學碩士,從事轉動設備相關工作(E-mail:huazhaojie@chengda.com)。