某660 MW機組首次冷態(tài)啟動振動故障分析與處理

趙英淳，李 哲，魏志棟，程嘉其

(1.中國能源建設集團西北電力試驗研究院有限公司，西安 710054；2.國家電投集團能源科技工程有限公司，上海 200233)

新建汽輪機機組由于試運環(huán)境惡劣、設備結(jié)構(gòu)復雜以及機組安裝水平的不同，首次冷態(tài)啟動過程中易發(fā)生因動靜碰磨[1]、汽輪機上下缸溫差大[2]、缸體膨脹不暢[3]、潤滑油油質(zhì)差[4]等原因?qū)е碌恼駝庸收?，嚴重危害汽輪機機組的安全運行。汽輪發(fā)電機組振動故障現(xiàn)象和原因之間往往并非一一對應的關系，分析過程經(jīng)常陷于反向推理思維，但由于現(xiàn)場技術人員的經(jīng)驗有限，推理思維不能推出事故真實原因，導致啟動過程反復甚至導致事故擴大。本文介紹了某汽輪機機組首次冷態(tài)啟動出現(xiàn)的3號瓦振動異常的問題，以及對振動故障的分析、判斷和處理過程，旨在對新建機組汽輪機冷態(tài)啟動過程中的振動控制提供可借鑒的思路。

1 機組設計臨界轉(zhuǎn)速及啟動方式介紹

某電廠新建660 MW機組選用北重阿爾斯通(北京)電氣裝備有限公司生產(chǎn)的超超臨界、一次中間再熱、單軸、四缸四排汽、間接空冷凝汽式汽輪機。機組共設計有7個支撐軸承，其中1號瓦和7號瓦為可傾瓦，2號至6號瓦為橢圓瓦，軸承座均為落地布置，汽輪發(fā)電機組基礎下方設計彈簧隔振裝置。高中壓汽缸膨脹死點位于中低壓缸之間的3號軸承箱底部橫向定位鍵與縱向?qū)蜴I的交點處，轉(zhuǎn)子膨脹死點位于推力軸承處，推力軸承布置在高壓缸與中壓缸之間的2號軸承箱中。機組軸系支撐圖如圖1所示。

圖1 機組軸系支撐示意圖

機組啟動方式為高中壓缸聯(lián)合啟動。汽輪機升速過程中，從盤車轉(zhuǎn)速至2 000 r/min范圍內(nèi)，汽輪機主要通過增加高壓缸進汽流量來提高轉(zhuǎn)速。當轉(zhuǎn)速上升至2 000 r/min以上時，中低壓缸開始緩慢進汽，參與轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)。汽輪機高、中壓缸下半各設計了一個缸溫測點，根據(jù)溫度測點的絕對值和變化率計算得出對應汽缸的熱應力。同時設計了應力主保護：熱、冷應力大于102%，延時5 min跳機；熱應力大于105%，延時1 min跳機；冷應力大于105%，無延時跳機。啟動過程中，如需調(diào)整汽輪機的暖機轉(zhuǎn)速點和暖機停留時間，還應充分考慮汽輪機高中壓缸熱應力控制問題。

機組軸系設計臨界轉(zhuǎn)速及低壓轉(zhuǎn)子葉片設計臨界轉(zhuǎn)速區(qū)間如表1所示。

表1 汽輪發(fā)電機組各轉(zhuǎn)子及葉片設計臨界轉(zhuǎn)速

2 振動問題介紹

2020年06月08日機組進行首次冷態(tài)啟動。沖轉(zhuǎn)前，主、再熱蒸汽參數(shù)符合要求，高、中壓缸左側(cè)絕對膨脹5.62 mm，右側(cè)絕對膨脹4.29 mm，高壓缸脹差0.87 mm，中壓缸脹差0.34 mm，低壓缸脹差9.21 mm。潤滑油壓0.176 MPa，潤滑油溫40 ℃，偏心59.63 μm。沖轉(zhuǎn)過程中，主、再熱蒸汽參數(shù)保持穩(wěn)定。

11∶28機組開始首次冷態(tài)啟動沖轉(zhuǎn)。11∶33 轉(zhuǎn)速為500 r/min時進行打閘摩擦檢查。11∶42摩擦檢查結(jié)束后，重新定速500 r/min進行暖機，高壓缸缸溫82 ℃，中壓缸缸溫89 ℃，高壓缸熱應力50%，中壓缸熱應力2%。500 r/min暖機時各瓦軸振最大值28 μm，暖機結(jié)束時高壓缸缸溫175 ℃，中壓缸缸溫93 ℃。高壓缸熱應力39.9%，中壓缸熱應力1%。12∶04升速至1 200 r/min，此時3X振動為68 μm，并持續(xù)上漲，無穩(wěn)定趨勢，12∶13 3X振動上漲至240 μm，達到跳閘值，振動保護動作，引發(fā)汽輪機跳閘。跳閘前高壓缸缸溫248 ℃，中壓缸缸溫99 ℃，高壓缸熱應力70%，中壓缸熱應力4%。13∶00機組投入盤車狀態(tài)，偏心為63.4 μm。盤車4 h過程中，偏心始終穩(wěn)定在63 μm。首次沖轉(zhuǎn)及惰走過程中，高中壓缸膨脹及高中低壓缸脹差變化穩(wěn)定，無跳變現(xiàn)象。首次啟動過程中各瓦軸振變化數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 首次啟動過程中各瓦軸振變化數(shù)據(jù)

首次沖轉(zhuǎn)時3X方向振動在1 030 r/min附近出現(xiàn)過峰值，該轉(zhuǎn)速可能就是中壓轉(zhuǎn)子的實際臨界轉(zhuǎn)速?？紤]到1 200 r/min的轉(zhuǎn)速距低壓轉(zhuǎn)子1階臨界轉(zhuǎn)速區(qū)間(1 222～1 422 r/min)太近，對3號瓦振動可能會造成的影響，第2次沖轉(zhuǎn)決定將暖機轉(zhuǎn)速暫定為1 125 r/min。

17∶48進行第2次沖轉(zhuǎn)，沖轉(zhuǎn)前，主、再熱蒸汽參數(shù)符合過熱度及缸溫匹配要求，高壓缸絕對膨脹為7.33 mm，中壓缸絕對膨脹為4.59 mm，高壓脹差2.9 mm，中壓脹差0.95 mm，低壓脹差10.04 mm。潤滑油壓0.176 MPa，潤滑油溫40 ℃，偏心63.2 μm。沖轉(zhuǎn)過程中，主再熱蒸汽參數(shù)保持穩(wěn)定。

機組500 r/min暖機開始時，高壓缸缸溫209 ℃，中壓缸缸溫103 ℃，高壓缸熱應力50%，中壓缸熱應力1%。暖機8 min后，高壓缸缸溫204 ℃，中壓缸缸溫103 ℃，高壓缸熱應力34%，中壓缸熱應力0%。18∶04繼續(xù)升速至1 125 r/min進行暖機，高壓缸缸溫254 ℃，中壓缸缸溫109℃，高壓缸熱應力75%，中壓缸熱應力5%。暖機30 min后，高壓缸缸溫286 ℃，中壓缸缸溫107 ℃，高壓缸熱應力61%，中壓缸熱應力2%。繼續(xù)升速至1 200 r/min，此時的3X振動值為145 μm，仍在緩慢上升，最高至204 μm后開始緩慢下降，最終降至135 μm后穩(wěn)定。第2次啟動過程中各瓦軸振變化數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 第二次啟動過程中各瓦軸振變化數(shù)據(jù)

在1 125 r/min轉(zhuǎn)速下進行暖機的過程中，采用差別振動診斷測試法對3號瓦基礎剛度進行就地測量檢查，機組基礎、臺板、軸承座振動均不大于5 μm，且差別振動小于2 μm。雖然3X振動已經(jīng)趨于穩(wěn)定，但振動幅值仍比較大?？紤]到汽輪機軸系還未通過臨界區(qū)，為防止升速過程中軸振在臨界區(qū)快速增長，再次引發(fā)跳閘，進而在惰走期間發(fā)生振動發(fā)散，對轉(zhuǎn)子造成損傷，所以決定打閘停機，使汽輪機惰走至盤車狀態(tài)。盤車4 h過程中，偏心由68 μm緩慢降至63 μm后穩(wěn)定。第2次沖轉(zhuǎn)及惰走過程中，高中壓缸膨脹及高中低壓缸脹差變化穩(wěn)定，無跳變現(xiàn)象。

3 原因分析及處理

3.1 原因分析

為提高振動故障診斷效率及準確性，在收集振動現(xiàn)象及相關數(shù)據(jù)后，本文采用正向推理診斷技術來分析此次振動故障，過程如下：

1)通過對比振動故障源附近的軸振、瓦振變化，采用差別振動測量法，排除支撐力剛度或油膜剛度變化對振動的影響。轉(zhuǎn)軸相對振動振幅與激振力近似成正比，與油膜和支持軸瓦組成的支撐系統(tǒng)動剛度成反比[5]。對2次沖轉(zhuǎn)過程中3Y振動幅值水平進行分析，認為3號軸承處油膜剛度良好，3號瓦瓦振很小。對3號軸承座進行的差別振動測試結(jié)果證明，3號軸承座支撐動剛度良好，瓦塊及支撐系統(tǒng)未發(fā)生共振。由此可以判斷造成3X振動大的原因就是轉(zhuǎn)子激振力大。

2)根據(jù)振動頻譜分析，確認振動故障類別。2次沖轉(zhuǎn)時汽輪機在1 200 r/min轉(zhuǎn)速停留過程中，3X的主要振動分量及變化量為基頻分量，占比超過95%，這證明振動故障為普通強迫振動。

3)根據(jù)振幅和相位隨時間或工況變化的情況，確認不平衡類別。由于機組并未并網(wǎng)，所以可排除不對稱電磁力這一因素。機組各轉(zhuǎn)子間均為剛性連接，亦可排除聯(lián)軸器套裝緊力不足這一因素。2次沖轉(zhuǎn)過程中汽輪機在轉(zhuǎn)速1 200 r/min時3X振幅的變化趨勢顯示：首次沖轉(zhuǎn)汽輪機轉(zhuǎn)速至1 200 r/min時，3X振動上漲很快，9 min即從68 μm上升至240 μm，導致機組跳閘，整個沖轉(zhuǎn)過程中汽輪機進汽的時間僅有約36 min；第2次沖轉(zhuǎn)時，汽輪機轉(zhuǎn)速升至1 200 r/min后，3X方向振動先緩慢上漲至204 μm，后降至135 μm，趨于穩(wěn)定。2次啟動過程現(xiàn)象可進一步排除聯(lián)軸器同心度和平直度差這個因素。由此得出造成轉(zhuǎn)子激振力大的原因就是轉(zhuǎn)子存在不穩(wěn)定不平衡。

4)根據(jù)振動的轉(zhuǎn)速特性、負荷特性、時滯特性等規(guī)律，運用排除法逐步縮小故障范圍，確認排查方向。沖轉(zhuǎn)前轉(zhuǎn)子偏心值穩(wěn)定，且與原始偏心值基本相同。500 r/min時各瓦軸振均小于30 μm，證明2次沖轉(zhuǎn)前軸系各轉(zhuǎn)子不存在暫態(tài)或永久熱彎曲，原始撓度良好。在臨界轉(zhuǎn)速下，造成軸系激振力增大的原因有二：轉(zhuǎn)子形成了新的熱彎曲，以及轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速在接近臨界轉(zhuǎn)速的轉(zhuǎn)速區(qū)間下停留。由于第2次沖轉(zhuǎn)過程中，在1 200 r/min轉(zhuǎn)速下暖機時，3X的振動出現(xiàn)過約70 μm的波動，因此可以判斷造成激振力增大的主要原因是轉(zhuǎn)子形成了新的熱彎曲。2次停機后，惰走過程中3X振動峰值(首次269 μm，第2次123 μm)均超過了升速過程中的峰值(首次127 μm，第2次98 μm)，這也證明了該判斷。高壓缸缸體疏水溫度在高壓缸進汽后快速上漲，這證明其管路通暢，無積水。各瓦軸封進汽溫度正常，且測取軸封系統(tǒng)的疏水管道溫度正常。根據(jù)上述情況，可排除缸體進水或軸封帶水造成轉(zhuǎn)子熱彎曲的因素。由于3X振動變化時滯大于2.5 min，因此判斷造成轉(zhuǎn)子熱彎曲，進而引起振動異常的原因是3號軸承箱附近發(fā)生了動靜碰磨。2次沖轉(zhuǎn)記錄也證明了這一判斷：第1次沖轉(zhuǎn)時，碰磨直接進入中期，導致振動幅度在9 min內(nèi)快速上漲至跳閘值，惰走時最高幅值為269 μm，客觀擴大了碰磨處的動靜間隙；第2次沖轉(zhuǎn)時，動靜間隙已經(jīng)擴大，碰磨回到早期階段，振動幅值波動，且超過30 μm。

5)根據(jù)汽輪機結(jié)構(gòu)特點和參數(shù)變化規(guī)律，鎖定產(chǎn)生故障的具體位置。由于前2次沖轉(zhuǎn)機組最高轉(zhuǎn)速升至1 200 r/min，中壓缸幾乎還沒有進汽，且3號軸承箱是機組的膨脹死點，汽輪機脹差、膨脹測點變化穩(wěn)定，與進汽及缸溫變化相符，因此可排除缸內(nèi)發(fā)生動靜碰磨的可能性。由于該機組軸封安裝間隙大于0.5 mm，且未出現(xiàn)軸封帶水運行的問題，亦可排除軸封碰磨的可能性。最有可能造成碰磨的故障源即為3號軸承箱內(nèi)部的油擋、軸瓦和輔助軸承等處。由于2次啟動過程中軸瓦溫度均正常，因此可排除軸瓦與轉(zhuǎn)軸直接碰磨的可能性。

3.2 故障處理及啟動方案優(yōu)化

由于轉(zhuǎn)子在臨界轉(zhuǎn)速下已發(fā)生碰磨，如果采用提高升速率強行通過臨界區(qū)的方法，則易導致轉(zhuǎn)子在跳閘停機惰走至臨界轉(zhuǎn)速時，自身的不平衡激振力引起的振幅迅速增大。尤其是已發(fā)生熱彎曲的轉(zhuǎn)子惰走至1階臨界轉(zhuǎn)速時，轉(zhuǎn)軸熱彎曲高點與轉(zhuǎn)軸振動位移方向相同，轉(zhuǎn)子會越磨越彎，振動成倍擴大，引發(fā)彎軸事故。機組如果繼續(xù)升速，則將接近軸系的連續(xù)臨界區(qū)，在1階臨界轉(zhuǎn)速下沒有更高轉(zhuǎn)速的暖機點，且第2次沖轉(zhuǎn)時，汽輪機在1 200 r/min停留時，3X振動幅值已穩(wěn)定在135 μm，這證明在該轉(zhuǎn)速下停留已沒有消除剩余碰磨點、擴大動靜間隙的意義。故決定停機，對3號軸承箱內(nèi)部的油擋間隙和輔助軸承與轉(zhuǎn)軸之間的間隙進行檢查，尋找碰磨故障源。

2020年06月10日，打開3號軸承箱進行檢查，軸承箱中壓缸側(cè)轉(zhuǎn)子劃痕及油擋積垢圖如圖2所示。從圖2(a)中可見3號軸承箱的右側(cè)調(diào)閥端(靠中壓缸處)油擋由內(nèi)向外第1齒處的大軸表面有輕微劃痕，此處油擋間隙只有0.035 mm，已發(fā)生碰磨。同時，發(fā)現(xiàn)油擋中分面處有油漆、密封膠類柔性附著物。從圖2(b)、(c)中可見此類柔性附著物填充了油檔間空隙，它們均為產(chǎn)生動靜碰磨的隱患。

(a)右側(cè)調(diào)閥端(靠中壓缸處)油擋劃痕

采取以下2項措施對檢查出現(xiàn)的問題進行了處理：將3號軸承右側(cè)油擋間隙由0.035～0.05 mm調(diào)整至0.1 mm，左側(cè)油擋間隙調(diào)整至0.25～0.3 mm；對油擋空隙處的油漆、密封膠等柔性附著物進行了清理。

為降低低壓轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速對3號軸承振動的影響，需對原設計冷態(tài)啟動曲線進行優(yōu)化。同時，考慮汽輪機升速過程中的進汽規(guī)律和暖機效果，將500 r/min轉(zhuǎn)速下的暖機時間延長，以緩解因汽輪機在1 125 r/min轉(zhuǎn)速下無法長時間停留而造成的暖機時間和效果不足的問題?？筛鶕?jù)汽輪機在1 125 r/min轉(zhuǎn)速下暖機時振動變化的情況適當減少該轉(zhuǎn)速下的暖機時間。暫定在1 800 r/min附近增加一個高速暖機點，以防止汽輪機直接升速至3 000 r/min后可能出現(xiàn)的高壓缸熱應力大的問題。

4 處理措施效果

軸承箱檢查工作結(jié)束后，機組第3次啟動，過程中機組分別在500 r/min、1 125 r/min和1 800 r/min停留暖機25 min、29 min和41 min，并最終機組成功定速3 000 r/min，首次定速后各瓦振動數(shù)據(jù)如表4所示。此次沖轉(zhuǎn)，汽輪機在1 125 r/min暖機過程中3X振動從59 μm最高升至71 μm，遠小于第2次沖轉(zhuǎn)時的最高值204 μm和最終穩(wěn)定值135 μm，證明之前存在的動靜碰磨故障已經(jīng)消除。

表4 第3次啟動定速3 000 r/min各瓦軸振數(shù)據(jù)

升速過程中，對各瓦振動的轉(zhuǎn)速特性曲線進行分析后，得到了機組軸系各轉(zhuǎn)子的實際臨界轉(zhuǎn)速區(qū)間，如表5所示。

表5 汽輪發(fā)電機組各轉(zhuǎn)子實測臨界轉(zhuǎn)速

本次啟動中，在機組1 800 r/min轉(zhuǎn)速下高速暖機時1號、5號軸承振動一直緩慢上升，這是該轉(zhuǎn)速距高壓轉(zhuǎn)子1階臨界轉(zhuǎn)速和發(fā)電機轉(zhuǎn)子2階臨界轉(zhuǎn)速很近導致的，證明汽輪機轉(zhuǎn)速不宜在該轉(zhuǎn)速下長時間停留。機組第4次啟動過程中，將500 r/min下的暖機時間延長至1 h，1 125 r/min下暖機停留30 min，1 800 r/min下暖機時間縮短至6 min。啟動過程中，最大振動出現(xiàn)在1 130 r/min下暖機結(jié)束時4號(X：122 μm、Y：25 μm)、5號(X：103 μm、Y：64 μm)軸承處，這是由于該轉(zhuǎn)速靠近低壓轉(zhuǎn)子的實際臨界區(qū)，且低壓轉(zhuǎn)子積累了一定熱彎曲后在該轉(zhuǎn)速下停留，因此激振力增大。高壓缸熱應力最大為剛定速3 000 r/min時的60%。本次定速3 000 r/min后各瓦振動數(shù)據(jù)見表6?？偨Y(jié)對比2次沖轉(zhuǎn)過程中各參數(shù)變化規(guī)律，之前選定的1 800 r/min轉(zhuǎn)速下汽輪機暖機點可以取消。

表6 第4次啟動定速3 000 r/min各瓦軸振數(shù)據(jù)

最終優(yōu)化后的冷態(tài)啟動方案為：汽輪機自盤車轉(zhuǎn)速升速至500 r/min后，暖機不少于60 min，然后升速至1 125 r/min，暖機30 min，最后升速至3 000 r/min進行高速暖機，或直接并網(wǎng)進行初負荷暖機。

5 結(jié) 論

本文對某新建660 MW機組首次冷態(tài)啟動遇到的振動異常事故進行了分析，對故障原因進行了判斷，并采取了有效措施，認為類似的故障可以采用振動故障正向推理診斷技術，通過對沖轉(zhuǎn)過程參數(shù)變化趨勢及振動頻譜圖的分析，可快速、準確地找到振動故障源，解決汽輪機冷態(tài)啟動過程的碰磨振動故障問題，有效避免因盲目升速導致轉(zhuǎn)子過臨界后出現(xiàn)嚴重的碰磨問題，而可能發(fā)生的轉(zhuǎn)子永久彎曲的事故。研究成果對新建汽輪發(fā)電機組冷態(tài)啟動過程中振動控制提供了可借鑒的思路。