國能龍源電力技術(shù)工程有限責任公司 王 鵬

某超超臨界10 0 0 M W火電機組發(fā)電機為哈爾濱電機廠有限責任公司生產(chǎn)的水—氫—氫冷卻、靜態(tài)勵磁發(fā)電機，型號為QFSN2-1120-2，額定轉(zhuǎn)速3000r/min[1]。發(fā)電機橢圓軸承置于汽、勵側(cè)端蓋內(nèi)，其軸系布置如圖1所示。本文通過該新建百萬超超臨界火電機組整套啟動期間油膜失穩(wěn)故障的現(xiàn)象、故障原因分析及處理過程，為同類型機組油膜失穩(wěn)故障處理提供實踐依據(jù)。

圖1 軸系布置圖

1 油膜失穩(wěn)故障過程介紹

1.1 機組首次故障跳機

2022年4月26日，汽輪機首次沖轉(zhuǎn)定速3000r/min，21:45發(fā)電機開始進行空載試驗，過程記錄見表1。00:02:31汽輪機轉(zhuǎn)速下降至600r/min，00:43汽輪機轉(zhuǎn)速1.8r/min，惰走時間共計62min。汽輪機跳閘前，發(fā)電機其他相關(guān)運行參數(shù)均保持穩(wěn)定。

表1 發(fā)電機空載試驗過程記錄

1.2 超速試驗故障跳機過程

2022年4月29日11:45進行電超速試驗，轉(zhuǎn)速升高至3045r/min，8X/9X振幅124um/147um，中止試驗。11:52電超速試驗，8X、9X振動大跳機，最高轉(zhuǎn)速3089r/min。12:33再次進行電超速試驗，轉(zhuǎn)速升高至3096/min，8X振幅升至132um中止試驗。12:38時，2臺交流油泵運行，潤滑油壓力0.227 MPa，溫度為47℃，進行電超速試驗，轉(zhuǎn)速最高升至3106r/min，8X振動最大162um，中止試驗，13:10汽機打閘。

1.3 振動特征

分析TDM和TSI記錄的歷史振動數(shù)據(jù)，首次沖轉(zhuǎn)并定速3000r/min過程中，8X/8Y、9X/9Y振幅最大值為59um/86um、78um/80um。頻譜數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)正常運行中#8、#9軸承軸振在低倍頻分量的作用下上下輕微波動，#8、#9軸承軸振幅值及相位見表2。

表2 #8、#9軸承軸振幅值及相位 um um∠°

2022年4月26日，發(fā)電機空載試驗中，#8、#9軸承振動振幅在短時間內(nèi)陡增，振幅達到高位跳機后仍繼續(xù)上升。振動值達到最大時8X、8Y軸振頻譜如圖2所示，9X、9Y軸振頻譜如圖3所示。

圖2 振動值最大時8X、8Y軸振頻譜

根據(jù)2022年4月29日機組帶負荷正常運行時波形頻譜數(shù)據(jù)，發(fā)電機#8、#9軸承軸振最大的3個頻率成分及振幅見表3，經(jīng)試驗發(fā)現(xiàn)調(diào)整油壓對振動影響較小，但提升潤滑油溫度時#8、#9軸承軸振低頻振動情況得到顯著改善。

圖3 振動值最大時9X、9Y軸振頻譜

表3 發(fā)電機#8、#9軸承軸振最大的3個頻率成分及振幅

2 油膜失穩(wěn)故障特征及原因分析

2.1 油膜失穩(wěn)故障特征

該機組振動大跳機故障特征主要表現(xiàn)為振動突增且波動較大、低頻振動、對潤滑油溫度變化敏感等。通過對發(fā)電機轉(zhuǎn)子振動的頻譜數(shù)據(jù)分析，引起發(fā)電機#8、#9軸承軸振的主要頻率為0.19倍頻，0.25倍頻和0.38倍頻等，結(jié)合低頻振動分量與軸瓦穩(wěn)定性的關(guān)系，診斷屬典型的油膜失穩(wěn)現(xiàn)象。

2.2 油膜失穩(wěn)故障原因分析

機組定速3000r/min后#8、#9軸承各項振動指標及參數(shù)穩(wěn)定，根據(jù)設(shè)備廠家同類型機組類似情況，初步判定油膜失穩(wěn)源于汽端軸承輕載。為進一步查找問題原因，對可能引起油膜失穩(wěn)的原因逐一排查。通過對發(fā)電機進行匝間短路試驗，排除發(fā)電機匝間短路可能性；通過復查沉降數(shù)據(jù)，對比發(fā)電機就位前、發(fā)電機就位、整套啟動沉降數(shù)據(jù)排除沉降不均因素；通過對汽輪機、發(fā)電機設(shè)備的灌漿料及灌漿基礎(chǔ)進行檢測，各項技術(shù)指標符合要求；檢查#8、#9軸承潤滑油進油管道節(jié)流孔板分別為Φ33mm、Φ30.5mm，符合設(shè)計及廠家要求。

經(jīng)對潤滑油系統(tǒng)進行全面檢查，確認低壓溢油閥投入正常，軸承進、回油量正常，#8、#9軸承解體檢查后確認軸承回油口通暢。綜合分析判定#8、#9軸承軸振陡增的主要原因是油膜失穩(wěn)造成的，需通過提高#8軸承的軸瓦載荷進而解決油膜失穩(wěn)故障，#9軸承油膜失穩(wěn)為#8軸承故障誘發(fā)所致。

3 油膜失穩(wěn)故障處理及效果

3.1 發(fā)電機油膜失穩(wěn)處理方案討論

2022年5月11日10:40，機組盤車裝置、油系統(tǒng)停運，進行油膜失穩(wěn)故障處理，經(jīng)初步分析可采用僅抬高汽端軸承的方案、減小下半軸承承載面的方案、減小軸瓦頂隙的方案及同時抬高汽端和勵端軸承的方案。采用機械加工或鉗修方法減小下半軸瓦承載面的方案實施有一定的不確定性，采用機械加工或鉗修上半軸瓦接合面減小軸瓦頂隙，需同時加工軸承蓋合縫面，微量機械加工難度較高，鉗修方法耗時較多且不可以恢復，抬高汽端軸承的方案及同時抬高汽端和勵端軸承的方案，能夠達到標高調(diào)整的預期目標且可以恢復原狀。基于上述分析，機組第一階段油膜失穩(wěn)故障處理采用僅抬高汽端軸承的方案，因未能徹底解決油膜失穩(wěn)故障，第二階段采用在發(fā)電機底腳增加墊片的處理方案。

3.2 第一階段油膜失穩(wěn)故障處理及效果

3.2.1 故障處理方案

通過調(diào)整#8軸承環(huán)上的墊片，使該軸承中心抬高0.2mm，整個過程不拆低發(fā)對輪，機內(nèi)排氫置換并處于常壓狀態(tài)。根據(jù)原始施工安裝記錄，使發(fā)電機汽端軸瓦抬高0.2mm不影響發(fā)電機油檔梳齒及密封瓦正常運行，#8軸承環(huán)墊片調(diào)整如圖4所示。

圖4 #8軸承環(huán)墊片調(diào)整圖

3.2.2 故障檢查及處理過程

解體#8軸承及軸承環(huán)過程中，發(fā)現(xiàn)下半軸承環(huán)底部墊塊邊角與軸承環(huán)槽道根部接觸位置存在加工缺陷，如圖5所示，初步測量間隙約為0.1mm，下半軸承環(huán)底部墊塊及左右45°墊塊均存在同樣問題。由于軸承環(huán)底部的墊塊與軸承環(huán)之間接觸不實，造成運行中軸承下沉導致軸瓦處荷載下降，該間隙導致軸承與軸承環(huán)在運行中無法有效傳遞支撐力至發(fā)電機端蓋，進一步加劇了油膜失穩(wěn)故障。

圖5 軸承環(huán)槽道根部加工缺陷

處理方案為將軸承環(huán)墊塊直角處進行倒角，確保墊塊與軸承環(huán)壓實，消除間隙。完成軸承環(huán)墊片調(diào)整后，對#8軸承環(huán)各墊塊接觸面進行調(diào)整、研磨，接觸面達到80%以上進行回裝，檢查軸承與軸承環(huán)球面接觸情況，復查#8軸承瓦枕緊力、軸瓦頂隙及側(cè)隙及油擋間隙等并調(diào)整至合格范圍后進行回裝，發(fā)電機汽端、勵端軸瓦間隙如圖6所示。

發(fā)電機汽端、勵端軸瓦間隙原始安裝數(shù)據(jù)及回裝記錄詳見表4。#8軸承回裝完成后對#9軸承進行翻瓦檢查，調(diào)整軸承與軸承環(huán)的球面接觸，確保符合要求后回裝。

表4 發(fā)電機汽端、勵端軸瓦間隙原始安裝數(shù)據(jù)及回裝記錄

3.2.3 處理效果

第一階段油膜失穩(wěn)故障處理完成后于2022年5月21日重新啟動，機組在啟動升速、定速及并網(wǎng)帶負荷過程中，機組軸系振動狀況良好，振動幅值較穩(wěn)定。定速3000r/min時通過TDM數(shù)據(jù)查詢，低倍頻振動幅值得到很大程度的改善，第一階段故障處理前、后軸心軌跡如圖7、圖8所示。

圖7 第一階段故障處理前軸心軌跡圖

圖8 第一階段故障處理后軸心軌跡圖

2022年5月23日進行電超速試驗時再次因#8軸承、#9軸承振動大故障跳機，超速試驗過程記錄見表5。

表5 超速試驗過程記錄

圖9 轉(zhuǎn)速3189r/min時#8軸承X向軸振頻譜

通過頻譜數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)，導致#8、#9軸承振動故障跳機主要倍頻分量為0.19X和0.25X，振動值超過跳機值254um后，振動幅值仍有上升，隨轉(zhuǎn)速降低油膜失穩(wěn)故障消失。通過TDM調(diào)取機組轉(zhuǎn)速3189r/min時#8軸承X向軸振頻譜如圖9所示、#9軸承X向軸振頻譜如圖10所示。

圖10 轉(zhuǎn)速3189r/min時#9軸承X向軸振頻譜

2022年5月24日進行變油溫試驗時，潤滑油溫度降低0.5℃時8X、9X振動陡升，潤滑油溫停止降低后各項振動參數(shù)恢復正常，#8、#9軸承振動趨勢如圖11所示。

圖11 #8、#9軸承振動趨勢

3.3 第二階段油膜失穩(wěn)故障處理及效果

3.3.1 故障處理方案

圖12 #9軸承及軸承環(huán)實物圖

通過第一階段處理，油膜失穩(wěn)故障有較大改善，雖未能完全解決，但通過增加#8軸承載荷對改善機組低頻振動效果明顯，有效緩解了油膜失穩(wěn)故障。發(fā)電機勵端#9軸承未設(shè)置調(diào)整墊片，軸承與軸承環(huán)為球面接觸，內(nèi)軸承環(huán)與外軸承環(huán)及外軸承環(huán)與軸承蓋間均為絕緣材料，如圖12所示。綜合考慮第一階段的軸瓦檢查情況及復裝數(shù)據(jù)，調(diào)整發(fā)電機標高只能在發(fā)電機底腳加強筋底部加裝墊片。發(fā)電機汽端、勵端同時抬高時對#7、#8、#9軸承載荷的影響見表6。

表6 發(fā)電機汽端、勵端同時抬高時對#7、#8、#9軸承載荷的影響

3.3.2 故障處理過程

通過兩個320t的液壓千斤頂與底腳頂起螺栓的配合，緩慢將發(fā)電機勵端頂起約0.4mm，將規(guī)格型號為0.1×130×500mm的墊片置于底腳加強筋正下方，墊片加裝完成后將發(fā)電機勵端緩慢落下壓實，汽端采用同樣方法進行標高調(diào)整，期間不解開低發(fā)對輪和低低對輪。

3.3.3 處理效果

第二階段油膜失穩(wěn)故障處理方案實施后啟機定速3000r/min及并網(wǎng)帶負荷過程中，#7、#8、#9各軸承處軸振動參數(shù)較調(diào)整前相同工況有一定幅度的降低，機組負荷1005MW時DCS各項監(jiān)控參數(shù)如圖13所示。

圖13 機組負荷1005MW時DCS各項監(jiān)控參數(shù)

機組帶負荷運行期間，#8、#9軸承軸振低頻分量基本消失，最大值在50um以內(nèi)。在40℃以上范圍進行變油溫試驗時，發(fā)電機各振動參數(shù)基本保持不變，進行3300r/min電超速試驗時故障消除。

4 結(jié)論

根據(jù)TDM及TSI從沖轉(zhuǎn)至帶負荷期間的歷史振動數(shù)據(jù)、頻譜特征及原始施工安裝記錄，對故障原因進行分析，結(jié)合運行參數(shù)調(diào)整及試驗，綜合判定發(fā)電機振動為油膜失穩(wěn)導致，軸承環(huán)底部槽道加工缺陷導致墊片接觸不實使#8軸承穩(wěn)定性下降。經(jīng)多方案對比采用僅抬高汽端軸承的方案，因未能徹底解決油膜失穩(wěn)故障，第二階段采用整體抬高發(fā)電機定子進而同時抬高汽端和勵端軸承的方案進行故障處理，有效解決了油膜失穩(wěn)故障。后續(xù)同類型機組安裝時可適當加大發(fā)電機聯(lián)軸器的下張口，增加汽端軸承載荷，同時嚴格檢查底腳下部墊片安裝質(zhì)量。此外，可通過調(diào)整降低軸瓦頂隙，增大軸瓦緊力，減小下半軸承承載面、調(diào)整汽機側(cè)#7軸承標高及將橢圓形軸瓦更換為可傾瓦等方案進行油膜失穩(wěn)故障處理。