某1 000 MW機組發電機阻尼條躥動致轉子振動異常案例分析及處理

楊玉磊

(中國大唐集團科學技術研究總院有限公司 華東電力試驗研究院, 合肥 230088)

近年來,隨著“上大壓小”政策和“雙碳”戰略的實施,火電行業新建的機組持續向大型化、高參數的方向發展,1 000 MW汽輪發電機組已逐漸成為火電行業的主力機型。振動異常是汽輪發電機組在運行過程中最常見的故障,當機組振動超過限值時,會影響機組穩定運行,嚴重時甚至有可能導致災難性的后果。因此,機組振動參數是衡量機組安全性、可靠性的最重要的指標,也是機組設計制造、安裝檢修和運行維護水平方面的綜合反映[1-4]。

筆者詳細介紹了某臺1 000 MW汽輪發電機在檢修后并網運行時出現振動幅值隨負荷的升高而異常增大情況的分析和處理全過程。通過對發電機開展變工況測試、轉子匝間絕緣診斷試驗、振動特征分析和抽轉子檢查檢測等手段,確認振動異常的原因,并且提出相應的解決方案。

1 設備概況

某電廠2號機組為1 000 MW國產超超臨界燃煤發電機組,發電機為QFSN-1000-2-27型三相同步汽輪發電機,采用水氫氫冷卻方式和自并勵靜止勵磁系統,轉子采用氣隙取氣斜流通風冷卻方式,共有32個槽。該機組于2016年4月27日通過168 h試運行,試運行期間機組各項運行參數正常。2號機組發電機主要銘牌參數見表1。

表1 發電機主要銘牌參數

該電廠2號汽輪發電機組軸系結構見圖1,其中:HP表示高壓缸,IP表示中壓缸,LP表示低壓缸,GE表示發電機,EX表示勵磁機。

圖1 2號汽輪發電機組軸系結構圖

2020年3月3日,停運1個月的2號機組重新投運。在機組升負荷期間,出現了發電機9號瓦、10號瓦的振動幅值隨負荷的升高逐漸增大的趨勢。機組負荷由400 MW升至1 000 MW的過程中,發電機9號瓦徑向振動幅值從40 μm增大至153 μm,10號軸承座振動幅值由20 μm增大至78 μm。滿負荷工況下,9號瓦徑向及10號軸承座振動幅值最大值分別為153 μm和78 μm,相比于機組臨停前同負荷工況,分別增大約70 μm和30 μm。

2 針對振動異常的常規試驗

為進一步分析運行參數對振動造成的影響,對氫氣溫度、潤滑油溫度、無功功率等相關參數進行了調整試驗。試驗內容包括:(1)發電機有功功率不變的情況下,調整無功功率,觀察無功功率的變化與發電機振動的變化是否相關;(2)發電機有功功率和無功功率不變的情況下,調整氫氣溫度,觀察氫氣溫度的變化與發電機振動的變化是否相關;(3)在發電機有功功率和無功功率不變的情況下,調整潤滑油溫度,觀察潤滑油溫度的變化與發電機振動的變化是否相關。根據試驗結果得出,發電機9號瓦、10號軸承座的振動幅值與氫氣溫度和潤滑油溫度的關系不大,但與無功功率有一定關系。當無功功率降低了150 Mvar時,勵磁電流下降約300 A,振動幅值減小約15 μm,并且振動的變化相對于無功功率的變化有一定的滯后性,滯后約15 min。

該電廠1號機組與2號機組是由相同廠家在同時建設的機組,2臺機組結構一致且運行狀況相同。1號機組曾發生過因發電機轉子匝間短路故障導致發電機振動異常增加的案例,為查明振動異常的原因,對2號機組發電機轉子匝間絕緣部件開展了相關診斷試驗。具體試驗情況如下。

(1) 轉子交流阻抗與功率損耗試驗。

結合機組臨停和檢修的狀況,開展了盤車和3 000 r/min狀態下的交流阻抗與功率損耗試驗,并且將試驗得到的參數與轉子交接時(2016年4月)和歷次停機檢修時(2020年3月9日、2020年3月17日、2020年5月10日、2019年10月14日)的數據進行比對,具體見圖2和圖3。

圖2 盤車狀態下轉子交流阻抗和功率損耗隨施加電壓的變化曲線

圖3 3 000 r/min狀態下轉子交流阻抗和功率損耗隨施加電壓的變化曲線

由圖2和圖3可以看出:交流阻抗與功率損耗的變化曲線中不存在明顯的突變點,并且二者的變化趨勢與交接時相同。振動異常后,將轉子交流阻抗和功率損耗與歷次試驗數據進行比較,各參數相對偏差均小于10%。

(2) 探測線圈波形法試驗。

為進一步判斷轉子匝間絕緣情況,結合臨時停機,對2號機組發電機轉子繞組開展了短路條件下的探測線圈波形法試驗,短路電流為定子額定電流,試驗數據見表2。

表2 探測線圈波形法試驗數據

2號機組發電機轉子繞組在短路條件下各槽匝間短路特征值均小于匝間短路判定值,符合JB/T 8446-2013《隱極式同步發電機轉子匝間短路測定方法》[5]的要求,說明轉子繞組匝間不存在短路故障,試驗數據合格。

(3) 重復脈沖法試驗。

結合機組的啟停情況,分別開展了盤車和3 000 r/min狀態下的重復脈沖法試驗,試驗波形見圖4。根據波形可以得出:發電機轉子處于盤車和3 000 r/min狀態時,轉子繞組兩極特征響應波形整體重合良好,無明顯偏差,即轉子繞組匝間絕緣良好,在靜態和動態條件下均無短路故障。

圖4 盤車和3 000 r/min狀態下轉子繞組兩極特征響應波形

(4) 勵磁電流增幅檢測法。

為充分對比2號機組檢修前后發電機在相同工況下的勵磁電流變化情況,查閱機組不同時期的運行參數,得到相近工況(機組有功功率分別為700 MW、800 MW、900 MW、1 000 MW)下發電機勵磁電流的變化情況,具體見表3,其中:勵磁電流變化率為相近工況下2019年檢修前后勵磁電流的相對變化率,2019年8月30日數據為檢修前運行數據,2019年10月16日數據為檢修后運行數據。

表3 檢修前后相近工況下發電機勵磁電流變化情況

由表3可知:檢修前后的2號機組發電機在有功功率和無功功率接近的工況下,勵磁電流變化率基本在0.15%～0.40%。如果考慮到無功功率不會完全相同造成的影響,相近工況下的勵磁電流變化率將更小。因此,依據DL/T 1525-2016《隱極同步發電機轉子匝間短路故障診斷導則》[6]中提出的發電機轉子勵磁電流增幅檢測法,得出機組運行時轉子繞組匝間不存在短路故障。

通過上述診斷方法綜合判斷,2號機組發電機轉子繞組匝間絕緣良好,不存在靜態或動態(穩定或不穩定狀態)下的匝間短路故障。

結合2019年10月發電機啟停機過程中9號、10號瓦及軸承座各方向振動變化情況,再次對轉子振動異常情況進行分析,結果見表4,其中:9X表示9號瓦X方向振動,9Y表示9號瓦Y方向(與X方向之間的夾角為90°)振動,9A表示9號軸承座A方向振動,9B表示9號軸承座B方向(與A方向之間的夾角為90°)振動,10號瓦及軸承座振動方向定義與9號相同。

表4 不同有功功率工況下檢修前后發電機9號、10號瓦及軸承座振動變化情況

試驗中發現發電機轉子振動的主要特點如下:

(1)發電機從低負荷到高負荷,振動的相位基本保持不變,振動變化量的穩定性較好,說明故障點較為固定;

(2)高負荷工況下振動幅值和相位基本穩定,說明可以通過熱態動平衡試驗暫時降低振動幅值;

(3)振動變化以同向分量為主,說明故障位置在轉子跨內位置(發電機轉子勵端聯軸器和汽端聯軸器之間)。

排除轉子匝間短路故障導致發電機轉子振動異常的因素后,根據該型號發電機轉子的結構、轉子兩端振動幅值隨負荷的增加而異常增大及轉子振動異常特點的分析,判斷2號發電機轉子兩端振動異常增加的主要原因為運行中轉子內部存在熱不平衡。運行中產生較大熱不平衡量的可能原因為:發電機冷卻系統存在故障,即轉子繞組內部線圈、墊條或阻尼條等部件在機組高負荷運行時受熱膨脹不均或發生局部位移導致轉子冷卻風道堵塞,進而造成轉子槽內出現局部過熱。為徹底查明故障原因,建議利用后續大修機會進行通風試驗和抽轉子檢查,檢查轉子進出風口有無局部過熱痕跡,必要時可考慮抽出護環和槽楔,對轉子線圈、阻尼繞組和墊條的位移情況進行檢查。

3 抽轉子檢查和分析

2021年4月17日,結合2號機組大修,抽出發電機轉子進行檢查,發現發電機轉子通風孔存在大面積堵塞,具體堵塞情況見圖5。

圖5 發電機轉子通風孔的堵塞情況

據統計,轉子共有20個槽的通風孔存在堵塞的情況,占轉子槽總數量的比例為62.5%,其中:通風孔嚴重堵塞的槽有6個(嚴重堵塞的判斷標準是通過目視檢查發現通風孔堵塞截面積超過50%),占槽總數量的比例為18.75%;通風孔輕微堵塞的槽有14個,占槽總數量的比例為43.75%(輕微堵塞的判斷標準是通風孔內可見阻尼條阻擋,但其堵塞截面積不超過50%)。根據阻尼條位移的方向進行分析:從汽端向勵端看,阻尼條躥動的槽有15個,占堵塞槽數量的比例為75%;從勵端向汽端看,阻尼條躥動的槽有5個,占堵塞槽數量的比例為25%。

經現場測量,阻尼條局部最大位移約為8 mm。同時,對轉子開展通風試驗,將存在阻尼條躥動的通風孔的風速與出廠或交接時的數據進行對比,發現存在阻尼條躥動的通風孔的風速有明顯的下降,表明了轉子繞組存在因阻尼條躥動導致通風孔堵塞的問題,進而影響了轉子的冷卻能力。

為進一步評估因通風孔局部堵塞造成的熱不平衡對轉子槽內阻尼墊條、轉子繞組及匝間絕緣的影響,對堵塞最為嚴重的13號槽和20號槽進行退槽楔檢查工作。檢查結果如下:(1)阻尼條靠近通風孔處出現明顯變色,未見其余部分存在明顯異常;(2)轉子繞組通風孔處出現明顯變色,未見其余部分存在明顯異常;(3)未見轉子匝間絕緣、槽襯、絕緣墊條等部件出現明顯過熱痕跡和破損痕跡;(4)用百潔布輕輕地擦拭阻尼條和轉子繞組通風孔處變色部分,可使阻尼條和轉子繞組露出本色。

阻尼條躥動的可能原因包括直接原因和間接原因。直接原因為在負荷調整或啟停機過程中,阻尼條與轉子繞組、轉子槽楔膨脹不一致,進而阻尼條躥動。間接原因包括以下幾個方面:

(1) 單根轉子阻尼條的長度超過8 m,大軸是鍛鋼材質,槽楔是鋁材,阻尼條是銅材,不同材質的膨脹系數、收縮率不同。在頻繁調峰或啟停機過程中,轉子各部件在熱脹冷縮的情況下,出現膨脹量、收縮量不一致。

(2) 停機盤車的時間較長,發電機轉子長度超過10 m,盤車過程中存在一定撓度(微量彎曲度)。同時,盤車期間阻尼條出現了蠕動,產生位移。

(3) 轉子包含多個組裝件,制造過程中的多數為人工組裝,制造工藝質量存在隨機性問題。阻尼條、絕緣墊條、阻尼環、護環裝配等部件在裝配過程中可能存在由裝配工藝質量的隨機性導致阻尼條兩端壓力不一致的問題,進而造成在機組啟停機過程中阻尼條躥動。

(4) 發電機運行后,轉子通風孔堵塞與熱故障之間存在相互加強的作用,導致問題惡化,使轉子熱不平衡現象加劇。

4 阻尼條躥動處理

通過抬出線圈進行抽檢,發現通風孔堵塞最為嚴重的2個槽的轉子繞組在通風孔處出現了由于覆蓋附著物而導致的變色現象,同時未發現轉子銅線、匝間絕緣、槽襯、絕緣墊條等部件存在明顯過熱的痕跡?？紤]到現場的維修條件相對較差,而將線圈全部抬出進行檢查可能造成轉子槽部絕緣、端部絕緣的損傷和轉子繞組不可逆的形變,從而增加新的設備隱患,經多方協商后提出的現場處理方案如下。

(1) 對阻尼條上的通風孔進行偏劃擴孔優化,軸向單側擴大5 mm,雙側共擴大10 mm,即阻尼條中間部位原直徑為18 mm的圓形通風孔擴展至孔徑為28 mm的腰圓孔,原直徑為24 mm的圓形通風孔擴展至孔徑為34 mm的腰圓孔。轉子阻尼條偏劃擴孔示意圖見圖6。通過采用該方案,即使轉子運行期間阻尼條存在局部位移,也不會導致通風孔堵塞嚴重而引起熱不平衡現象。阻尼條擴孔可能對轉子阻尼條的強度和抗負序能力造成影響,需要對處理方案進行校核。經制造廠家設計部門的仿真計算,確認擴孔無較大的影響,可以采用該方案。

圖6 轉子阻尼環偏劃擴孔示意圖

(2) 按照上述阻尼條擴孔方案,重新加工制作各槽阻尼條并進行更換。

(3) 對堵塞較為嚴重的轉子繞組進行徹底打磨清理,對堵塞輕微的轉子頂匝繞組進行打磨清理,并且更換轉子各槽的阻尼條和絕緣墊塊。抬起轉子線圈,檢查轉子線圈、通風孔、槽襯、楔下墊條等部件,清理雜物,檢查通風孔有無異物,以及檢查匝間絕緣有無過熱或位移破損等。期間要注意保持潔凈的空間,避免抬起線圈進行檢查時出現夾雜金屬的細小物損傷匝間絕緣的情況,同時注意保證轉子線圈R型絕緣墊層的平整且不能存在空腔部位。

(4) 清理轉子端部墊塊,更換阻尼繞組絕緣和護環絕緣。

(5) 在回裝轉子繞組、阻尼條、絕緣墊條、阻尼環、護環裝配的過程中,及時測量并記錄各部件配合尺寸,確保裝配工藝均勻。

按照上述方案完成維修并開展相關檢測試驗后,轉子重新穿回膛內。2021年6月11日,2號機組發電機的有功功率達到1 000 MW,發電機9號瓦和10號瓦轉軸徑向振動幅值均在30 μm以下,達到優秀水平,缺陷被徹底消除。

5 結語

針對某臺1 000 MW汽輪發電機在檢修后并網運行時出現振動幅值隨負荷的升高而異常增大的情況,根據對發電機運行參數、診斷試驗、振動特征和抽轉子檢查的綜合分析,得到的主要結論如下:

(1) 根據綜合重復脈沖法試驗、轉子交流阻抗與功率損耗試驗、探測線圈波形法試驗和勵磁電流增幅檢測法等試驗結果,可以證明發電機轉子匝間絕緣良好,在靜態和動態條件下均不存在匝間短路故障,因此可以排除因轉子匝間短路帶來的磁路不平衡或局部熱效應導致振動異常的可能。

(2) 根據抽轉子檢查情況,發現超過一半的轉子的阻尼條存在躥動現象和表面過熱痕跡,確認轉子振動異常的主要原因是轉子阻尼條躥動導致部分通風孔嚴重堵塞,進而引起轉子在高負荷工況下產生嚴重的熱不平衡。

(3) 根據檢修后發電機的運行情況,證明了對阻尼條通風孔進行偏劃擴孔的處理方案可以徹底解決阻尼條躥動帶來的發電機轉軸振動異常的問題。

為及時發現并消除發電機轉子阻尼條躥動導致的振動異常,建議后續開展以下幾項工作:

(1) 應結合發電機大小修,采用內窺鏡檢查、轉子通風試驗等手段對轉子冷卻能力進行測試評估,以及時發現因阻尼條躥動而引起的轉子通風道堵塞現象。

(2) 由于受到現場檢修的密閉空間、專用工器具的使用和無可靠有效測試手段等條件的限制,建議聯合發電機生產廠家,從轉子結構設計和裝配工藝出發,對轉子在負荷變化過程中出現阻尼條與轉子繞組不同步膨脹的原因進行分析,從設計或裝配工藝上進行改進或優化。

(3) 針對后續新采購的大容量發電機轉子,建議在制造廠內開展變工況下的轉子熱態動平衡試驗,模擬后續的機組運行中需要面臨的靈活性運行試驗。