趙衛(wèi)正，童小忠，陳 杰

（浙江浙能技術(shù)研究院有限公司，杭州 310003）

0 引言

某發(fā)電廠機組調(diào)停后開機，空載下振動優(yōu)良。機組并網(wǎng)后帶負荷至40 MW時，發(fā)電機前軸承5號軸振在0.5 h內(nèi)爬升到跳機值，惰走過臨界時振動較開機時明顯增大。根據(jù)5號軸振的振動故障特征，診斷為動靜碰磨。通過對4—6號軸振變化量分析，對動靜碰磨的位置進行了分析，判斷碰磨位置為低發(fā)聯(lián)軸器，檢查結(jié)果論證了分析的正確性。根據(jù)振動同步分量爬升和非同步分量上升這兩種現(xiàn)象，進一步闡述了碰磨效應(yīng)的熱彎曲效應(yīng)和力沖擊效應(yīng)。

1 機組簡介和振動現(xiàn)象

1．1 機組簡介

某發(fā)電廠3號汽輪發(fā)電機組是上海電氣生產(chǎn)的330 MW亞臨界機組，機組軸系由高/中壓轉(zhuǎn)子、低壓轉(zhuǎn)子、發(fā)電機轉(zhuǎn)子和勵磁機轉(zhuǎn)子組成。各轉(zhuǎn)子間通過剛性聯(lián)軸器連接，高/中壓轉(zhuǎn)子和低壓轉(zhuǎn)子采用雙支撐結(jié)構(gòu)，發(fā)電機轉(zhuǎn)子和勵磁機轉(zhuǎn)子為三支撐結(jié)構(gòu)，軸系示意如圖1所示。

圖1 某330 MW機組軸系示意

1.2 振動現(xiàn)象

3號機調(diào)停后于某日6∶44沖轉(zhuǎn)到額定轉(zhuǎn)速，軸系振動優(yōu)良。6∶52機組并網(wǎng)，軸系振動穩(wěn)定。8∶40左右，機組帶負荷至40 MW，發(fā)電機前軸承5號軸振開始爬升，9∶09，5號軸振超過跳機值引發(fā)跳機，5X和5Y軸振變化趨勢分別如圖2和圖3所示。圖中5號軸振發(fā)展經(jīng)歷了2個階段，第1階段為機組空載至帶負荷40 MW時振動爬升階段，軸振以一倍頻為主，通頻值隨著一倍頻增大而增大，爬升到跳機值后機組跳機；第2階段為機組跳機后到停機惰走過程，跳機瞬間機組5號軸振通頻值大幅上升，一倍頻分量略有上升，而非同步分量則大幅上升。

圖2 軸振5X變化趨勢

圖3 軸振5Y變化趨勢

在5號軸振爬升期間，4號軸振變化趨勢基本相同，但爬升幅值較5號軸振小，而6號軸振基本沒變化，幅值和相位均穩(wěn)定。軸振4X變化如圖4所示。

圖4 軸振4X變化趨勢

2 振動試驗

為了查明引起機組振動爬升的原因，將機組重新并網(wǎng)，進行發(fā)電機勵磁電流試驗和機組有功功率試驗。

2.1 發(fā)電機勵磁電流試驗

通過發(fā)電機勵磁電流試驗判斷異常振動是否與發(fā)電機熱彎曲有關(guān)。發(fā)電機轉(zhuǎn)子發(fā)生熱彎曲時振動幅值或相位通常隨著轉(zhuǎn)子勵磁電流的變化而變化，轉(zhuǎn)子熱彎曲后會改變轉(zhuǎn)子的平衡狀態(tài)，引起振動變化[1-2]。

勵磁電流從1 550 A升到2 200 A，5Y振動從39 μm上升到59 μm，勵磁電流變化時振動變化很小，該振動變化幅度不可能引起振動大而導(dǎo)致跳機。勵磁電流試驗數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 勵磁電流試驗振動數(shù)據(jù)

2.2 機組有功功率試驗

機組有功功率試驗主要是判斷機組負荷變化過程中汽輪機的機械狀態(tài)和熱狀態(tài)的變化對振動的影響。有功功率試驗可反映低發(fā)聯(lián)軸器是否有缺陷，若低發(fā)聯(lián)軸器存在故障，則聯(lián)軸器兩側(cè)的軸承振動會發(fā)生變化[3-4]。

機組負荷從空負荷帶到滿負荷，勵磁電流維持穩(wěn)定，5號軸振沒有出現(xiàn)明顯的爬升現(xiàn)象。機組負荷從240 MW—270 MW，270 MW—300 MW，進行快速升降負荷試驗，在負荷快速變化時，5號軸承振動維持不變，說明有功功率對機組振動影響很小，低發(fā)聯(lián)軸器未有缺陷。機組有功功率試驗振動數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 機組有功功率試驗振動數(shù)據(jù)

3 振動分析與故障診斷

3.1 振動變化量分析

機組從空載至負荷40 MW時，4號和5號軸振從較小值逐漸爬升到最大值，振動變化以一倍頻為主，幅值和相位均發(fā)生明顯變化。4號和5號軸振變化時，6號軸振基本不變。機組跳機前4—6號軸振變化量如表3所示。

表3 機組跳機前4—6號軸振變化量

從表3可知，4—6號軸振均以一倍頻為主，其中5號軸振的變化量最大，4號次之，而6號軸振變化很小。4X和5X的軸振變化量分別為39 μm∠152°和 136 μm∠128°， X 方向振動變化以同向分量為主；同理Y方向振動變化也以同向分量為主。

3.2 開/停機通過臨界轉(zhuǎn)速振動比較

開機時發(fā)電機通過一階臨界轉(zhuǎn)速時軸振5X和5Y分別為53 μm和49 μm，而停機時振動分別為106 μm和129 μm。開機時發(fā)電機通過二階臨界轉(zhuǎn)速時的軸振5X和5Y分別為114 μm和99 μm， 而停機時振動分別為 260 μm 和 257 μm。開/停機軸振5Y惰走時波特圖如圖5所示。

圖5 開/停機軸振5Y惰走時波特圖比較

3.3 故障診斷與定位

機組空載至帶負荷過程中5號軸振爬升主要以一倍頻為主，幅值快速增大，機組跳機后惰走過臨界轉(zhuǎn)速時振動比開機時明顯增大，上述特征表明轉(zhuǎn)子發(fā)生徑向動靜碰磨[5-6]。動靜部件碰磨使得轉(zhuǎn)子表面局部溫度升高，其產(chǎn)生的熱效應(yīng)造成轉(zhuǎn)子彎曲，使得機組轉(zhuǎn)速一定時一倍頻增大，碰磨嚴重時，振動會急劇增大。此次5號軸振快速爬升屬于嚴重的徑向動靜碰磨。

振動爬升過程中，5號軸振變化最大，4號軸振其次，而3號和6號軸振基本沒變化，工作轉(zhuǎn)速下發(fā)電機為二階振型，若發(fā)電機內(nèi)部發(fā)生動靜碰磨，則6號軸振變化應(yīng)該比較大，而此次6號軸振變化很小，說明碰磨不可能發(fā)生在發(fā)電機內(nèi)部。同理3號軸振變化很小，說明碰磨也不可能發(fā)生低壓缸內(nèi)部。從4號和5號爬升時振動變化量看，變化量以同相分量為主，因此動靜碰磨發(fā)生低發(fā)聯(lián)軸器上可能性較大。據(jù)發(fā)電廠工作人員反映，機組調(diào)停檢修時曾對低發(fā)聯(lián)軸器罩殼進行過拆裝，很可能是裝復(fù)時不到位，造成罩殼與轉(zhuǎn)子動靜間隙不當(dāng)而引起碰磨。

機組重新開機做振動試驗期間振動穩(wěn)定，說明轉(zhuǎn)子和聯(lián)軸器罩殼之間的動靜間隙已被磨大，處于動靜接觸脫離狀態(tài)。機組運行4個月后停機檢查，發(fā)現(xiàn)低發(fā)聯(lián)軸器與罩殼有明顯的碰磨痕跡，圖6為聯(lián)軸器碰磨痕跡。

3.4 動靜碰磨效應(yīng)

發(fā)生動靜碰磨時，作用在轉(zhuǎn)子上的力分為與旋轉(zhuǎn)方向相反的切向摩擦力和沖擊力。切向摩擦力會使轉(zhuǎn)子與靜止部件相互摩擦產(chǎn)生大量熱量，轉(zhuǎn)子局部溫度升高而造成轉(zhuǎn)子彎曲，摩擦熱沖擊效應(yīng)產(chǎn)生的附加不平衡質(zhì)量使轉(zhuǎn)子一倍頻振動增大[7]。5號軸振在振動爬升階段，以一倍頻變化為主，主要受動靜碰磨引起的熱沖擊效應(yīng)影響。

動靜碰磨引起的力沖擊效應(yīng)可能會激發(fā)起轉(zhuǎn)子自由振動響應(yīng)，頻譜中包含大量的低頻和高頻分量，且這些分量多與軸系的各階固有頻率相對應(yīng)[8-9]。該機組跳機瞬間，4號和5號軸振發(fā)生振動跳變現(xiàn)象，持續(xù)時間不到1 min，一倍頻分量略有上升，而非同步分量明顯上升，頻譜中包含大量的低頻和高頻分量，5X方向振動頻譜如圖7所示。圖7中幅值較大的次同步分量頻率13.5 Hz，28.75 Hz，36.25 Hz分別與發(fā)電機一階固有頻率、低壓缸一階固有頻率和發(fā)電機二階固有頻率接近，而高頻分量可能對應(yīng)著更高階次的軸系彎曲振動固有頻率和扭振固有頻率。雖然此次動靜碰磨較嚴重，但從軸心軌跡上看，仍為正進動，未出現(xiàn)過反進動軌跡。

圖6 低發(fā)聯(lián)軸器碰磨痕跡

4 結(jié)語

通過對某機組5號軸振振動特征和振動變化量進行分析，判斷轉(zhuǎn)子發(fā)生了嚴重的徑向動靜碰磨，并對動靜碰磨可能的故障位置進行定位。針對動靜碰磨發(fā)生時振動同步分量爬升和非同步分量上升這兩種現(xiàn)象，進一步闡述了動靜碰磨發(fā)生時的熱效應(yīng)和力沖擊效應(yīng)，可為其他機組類似的故障分析和診斷提供了參考。

參考文獻：

[1]李衛(wèi)軍，吳文健，蔡文方.某臺350 MW雙水內(nèi)冷汽輪發(fā)電機組振動異常處理及分析[J].浙江電力，2017，36（1）∶47-49.

[2]馬思聰，蔡文方.發(fā)電機轉(zhuǎn)子振動故障的診斷與處理[J].浙江電力，2017，36（1）∶64-67.

[3]趙衛(wèi)正，陳杰.660 MW超超臨界機組振動原因分析與處理[J].浙江電力，2014，33（11）∶49-51.

[4]張學(xué)延.汽輪發(fā)電機組振動診斷[M].北京：中國電力出版社，2008∶46.

[5]徐百成，李衛(wèi)軍，吳文健，等.9FA燃氣輪機高中壓轉(zhuǎn)子碰摩振動的分析與處理[J].浙江電力，2014，33（12）∶38-40.

[6]應(yīng)光耀，童小忠，吳文健.9F聯(lián)合循環(huán)機組嚴重碰摩診斷分析及處理[J].汽輪機技術(shù)，2010，52（1）∶74-76.

[7]陸頌元，吳崢峰.汽輪發(fā)電機組振動故障診斷及案例[M].北京：中國電力出版社，2016.

[8]楊建剛.旋轉(zhuǎn)機械振動分析與工程應(yīng)用[M].北京：中國電力出版社，2007.

[9]陸頌元，童小忠.汽輪機組現(xiàn)場動靜碰磨故障的振動特征及分析診斷方法[J].動 力工程，2002，22（6）∶2020-2024.

[10]林琳，黃保志.某汽輪機軸振監(jiān)測系統(tǒng)故障分析處理[J].廣東電力，2017，30（9）∶33-36.

[11]楊毅，高慶水，張楚，等.CPR1000技術(shù)核電機組高頻振動故障診斷與處理[J].廣東電力，2016，29（1）∶22-26.

[12]馬運翔，薛江濤，劉曉鋒，等.1 000 MW二次再熱超超臨界汽輪機組摩擦故障分析[J].電力工程技術(shù)，2017，36（1）∶113-116.

[13]黃松濤.一起發(fā)電機轉(zhuǎn)子匝間短路故障的分析和處理[J].江蘇電機工程，2016，35（2）∶87-88.

[14]李勇，張寶東.330 MW機組凝汽器真空低原因分析及處理[J].浙江水利水電學(xué)院學(xué)報，2017，29（3）∶72-75.