張黎明，王劍影，韓永卿，孫 杰，于世杰，張建設(shè)

(國電投南陽熱電有限責任公司，河南 南陽 473000)

1 概況

河南省某電廠裝備2×210 MW供熱機組，2008年投產(chǎn)。機組采用哈汽廠C160/N210-12.75/535/535型雙缸雙排汽機，哈電QFSN3-210-2型水氫氫發(fā)電機。軸系有6個橢圓瓦，其中2號瓦為推力支持聯(lián)合軸承。1，2號瓦支承汽輪機高中壓轉(zhuǎn)子，3，4號支承低壓轉(zhuǎn)子。兩臺機高壓后軸封內(nèi)二漏高溫蒸汽(以下簡稱“內(nèi)二漏”)管道設(shè)計接至七抽管道，去7號低加，設(shè)計溫度279.1 ℃。額定采暖抽汽壓力0.325 MPa時中排溫度265.4 ℃，六、七抽溫度212.9 ℃，96.5 ℃。采暖壓力0.547 MPa時中排溫度327.2 ℃。

2021年6月和10月分別完成1，2號機低壓缸零出力改造，于2021-06-30和2021-11-01改造后首次啟動。2021-11-18，2021-11-19分別完成1，2號機切缸調(diào)試，2021-12-23順利完成兩臺機同時切缸試驗。

非切缸工況運行初期，兩臺機均出現(xiàn)軸振大問題，歷經(jīng)運行中汽封間隙磨減、軸承座油檔更換、軸瓦測振探頭支架加固等措施，成功解決非切缸工況兩臺機軸振大問題。

兩臺機切缸調(diào)試、同時切缸試驗期間振動等各項指標優(yōu)良。切缸工況運行約30 h，兩臺機于2021-12-25，2021-12-26先后出現(xiàn)軸振大問題，特別是2號機25日因振動大保護跳閘。

經(jīng)過排查分析，判定是內(nèi)二漏返入低壓缸內(nèi)加熱所致，具體為：加熱定子，引起低壓缸溫度場及其變形量變化，造成徑向動靜碰磨導致振動大；加熱轉(zhuǎn)子，引起低壓缸脹差(以下簡稱“低脹”)大，造成軸向動靜碰磨最終導致2號機振動大跳閘。關(guān)小內(nèi)二漏管路閥門開度減少返入低壓缸蒸汽量，控制低壓缸脹差高限值以下，成功解決軸振大問題，確保了兩臺機切缸安全長周期運行。

2 機組切缸情況及振動過程

2.1 振動發(fā)生前后兩臺機切缸情況

2021-12-21T10:50，1號機投入切缸，至23日21:30因低脹達7.5 mm量程上限，退出切缸。

2號 機 于23日14:18至16:10投、退 切 缸，完成兩臺機同時切缸試驗。23日21:43，2號機再投切缸，切缸運行時長約30 h后，因3，4號瓦軸振大，于25日03:38退切缸，至03:45，終因3，4號瓦軸振大跳閘，于當天19:51，2號機恢復并網(wǎng)運行。

25日14:43，1號機投切缸，至26日23:20，切缸連續(xù)運行約32.5 h，因1號機3，4號瓦軸振大，1號機退切缸，恢復常規(guī)工況。

2.2 2號機切缸3，4號瓦軸振大過程

表1為2號機振動大跳閘前后參數(shù)。23日21:43，低脹4.3 mm，2號機投切缸運行振動穩(wěn)定。24日21:49電負荷103 MW，采暖供汽量377.8 t/h，五抽溫度273.2 ℃，真空-98.5 kPa，低脹4.8 mm，3，4號 瓦X軸 振33.3，68.9μm。24日23:00低脹4.8 mm，4號瓦軸振有下降過程，至25日02:50低脹5 mm，3，4號瓦X軸振35，40.8 μm。25日03:03，負荷106 MW，低脹5 mm，3，4號瓦軸振有增大趨勢。調(diào)整旁路冷卻蒸汽流量15 t/h至30 t/h，機組減負荷至100 MW，25日03:36 3，4號瓦X軸振增大至104.4，93 μm。25日03:38退切缸，25日03:39低脹5.2 mm，3，4號瓦X軸振增大至137，142.4μm，4號瓦最先達峰值。開大中排蝶閥開度減少供熱抽汽量，并逐步減電負荷，至25日03:45低脹5.2 mm，3，4號瓦X/Y軸振254/238μm，183/102 μm，軸振大保護跳閘。機組恢復過程中，因極熱態(tài)沖轉(zhuǎn)蒸汽溫度稍微偏低，前兩次沖轉(zhuǎn)皆因振動大不成功，至25日19:48時2號機恢復并網(wǎng)運行。

表1 2號機振動大跳閘前后參數(shù)

2.3 1號機切缸3，4號瓦軸振大過程

25日14:10，1號機常規(guī)工況，負荷125.7 MW，低脹4.9 mm，3，4號瓦X軸振76.2，61.7 μm、真空-98.3 kPa，采暖抽汽量241.8 t/h，五、六、七抽溫度216.8 ℃，130.2 ℃，39 ℃。

25日14:43，1號機投切缸，負荷106.4 MW，低脹4.8 mm，3，4號瓦X軸振79.3，60.4 μm、真空-98.5 kPa，采暖抽汽量300.9 t/h，五、六、七段抽汽溫度236 ℃，65.5 ℃，149.5 ℃。

26日21:00 3，4號 瓦 軸 振 有 增 大 趨 勢，21:32，1號機負荷99.6 MW，3，4號瓦X軸振118.1，108.4 μm。通過降真空、減負荷，至26日23:16振動相對穩(wěn)定，負荷90 MW，3，4號瓦X軸振38.0，42.1 μm，至26日23:20，為了避免軸振大，退切缸，恢復常規(guī)工況。

26日06:57，1號機負荷94.1 MW，低脹達7.5 mm，至17:22，低脹超量程指示值顯示-6 mm，經(jīng)過降真空、降負荷、退切缸等調(diào)整，至27日00:46，低脹恢復正常指示7.5 mm。

3 原因分析

3.1 排除相關(guān)因素

3.1.1 排除設(shè)計、安裝及轉(zhuǎn)子動不平衡因素

切缸工況運行約30 h兩臺機均發(fā)生3，4號瓦軸振大問題，從非切缸、切缸工況、兩臺機切缸試驗等過程，完全排除轉(zhuǎn)子動不平衡、切缸改造系統(tǒng)設(shè)計、安裝缺陷等導致振動的可能性，也排除了防止葉片水蝕進行的葉片噴涂不均勻或者運行中涂層脫落導致質(zhì)量不平衡引起振動的可能。

3.1.2 排除旁路冷卻蒸汽量、減溫水量過大或變化因素

DN400旁路冷卻蒸汽管道按照0.325 MPa，260 ℃參數(shù)計算最大旁路冷卻蒸汽量約35 t/h，振動發(fā)生前，兩臺機旁路冷卻蒸汽量穩(wěn)定均小于25 t/h。低壓轉(zhuǎn)子各級動葉自帶圍帶，且次、末級動葉均有拉筋，完全排除因小容積蒸汽流量工況顫振引發(fā)振動的可能。

末端低負荷噴水系統(tǒng)改造增加減溫水霧化噴嘴，確保均勻噴水、減溫的同時，杜絕局部噴水過量而致的水蝕加劇等問題。運行控制末級葉片最高溫度測點溫度約60 ℃，為此減溫水量調(diào)整控制在10 t/h以內(nèi)，對比調(diào)試期間噴水調(diào)節(jié)閥全開噴水量約25 t/h的情況，已排除減溫噴水導致振動的可能。

3.1.3 排除部分運行參數(shù)變化等因素

采集運行參數(shù)分析，排除了機組負荷、汽缸總脹、高壓缸脹差、軸向位移、主再熱蒸汽參數(shù)、汽封溫度、真空、排汽溫度、潤滑油溫等參數(shù)與振動的關(guān)聯(lián)性，振動原因排查陷入困境，難以定論。

3.2 確認具體原因

3.2.1 內(nèi)二漏返入低壓缸內(nèi)引起的參數(shù)異常

深入排查發(fā)現(xiàn)，兩臺機七抽溫度異常變化，非切缸工況七抽溫度低負荷時高、高負荷時低，而切缸工況七抽溫度均大于230 ℃，如1號機最高達238 ℃；切缸振動時2號機低脹僅5 mm，1號機達低脹探頭7.5 mm量程以上，超量程而顯示值為-6 mm。

3.2.2 分析七抽溫度異常變化原因

針對兩臺機七抽溫度異常變化原因分析如下：非切缸工況，低壓缸進汽，七抽蒸汽和內(nèi)二漏混合，因低負荷時七抽蒸汽壓力低、量小，所以二者混合后提高了七抽溫度，而高負荷時七抽蒸汽壓力高、量大，則二者混合后的蒸汽溫度相對就較低。切缸工況，低壓缸不進汽，則僅有內(nèi)二漏經(jīng)七抽管道返入低壓缸內(nèi)，所以七抽溫度異常升高，實際指示的是內(nèi)二漏溫度。

3.2.3 分析低脹超限值等的原因

針對1號機低脹大超量程問題分析，汽封溫度已控制穩(wěn)定在約140±15 ℃較低值，旁路冷卻蒸汽量及末端噴水量調(diào)整，確?？刂颇┘壢~片最高溫度測點溫度約60 ℃，杜絕了低壓缸內(nèi)鼓風損失發(fā)熱問題，判定中排溫度增高和內(nèi)二漏返入低壓缸內(nèi)加熱是低脹增大的要因。采暖壓力高限時設(shè)計中排溫度327.2 ℃較額定壓力時265.4 ℃中排溫度增高約60 ℃，而內(nèi)二漏較七抽溫度高約180 ℃，所以內(nèi)二漏返入低壓缸內(nèi)加熱對低脹影響程度更大。

針對1號機較2號機低脹大問題，經(jīng)熱工專業(yè)測量比對兩臺機低脹測量回路前置器輸出間隙電壓與低脹值線性關(guān)系，判定是2號機低脹表計測量誤差所致指示偏小約2.5 mm。

3.2.4 振動現(xiàn)象分析

排查改造后機組初始啟動過程等參數(shù)歷史曲線發(fā)現(xiàn)，一是3，4號瓦軸振幅值隨七抽溫度異常變化而變化；二是持續(xù)穩(wěn)定工況后的變工況易導致3，4號瓦軸振曲線出現(xiàn)持續(xù)的鋸齒狀波動現(xiàn)象，振動幅值變化約13 μm；三是1號機3，4號瓦軸振歷史曲線存在階躍性振動幅值突降的情況。以此判定軸振大是內(nèi)二漏返入低壓缸內(nèi)加熱所致，具體為：加熱定子，引起低壓缸溫度場及其變形量變化，造成徑向動靜碰磨導致振動大；加熱轉(zhuǎn)子，引起低脹大，進一步造成軸向動靜碰磨最終導致2號機振動大跳閘。

3.2.5 徑向碰磨導致振動分析

根據(jù)3，4號瓦軸振曲線可知，從2021-07-08機組啟動到9日09:26負荷99 MW，七抽溫度基本一直在上漲，低脹增大，3，4號瓦振動也增大。判定是內(nèi)二漏高溫蒸汽返入低壓缸內(nèi)部，加熱定子，引起低壓缸溫度場及其變形量變化，造成徑向動靜碰磨導致振動大，同時高溫蒸汽加熱轉(zhuǎn)子帶來低脹增大。機組加負荷過程七段抽汽溫度有下降的拐點，也是缸體溫度場變化過程，帶來持續(xù)接觸碰磨突然脫開振動降低并穩(wěn)定在較低值的過程，所以9日10:57有3，4號瓦軸振同時出現(xiàn)階躍性振動幅值突降(3號X軸方向、4號X軸方向分別下降20，15 μm)的過程。對應此區(qū)間，也是6，7號低加溫升建立的過程，說明低加進汽加熱了，則更多的內(nèi)二漏來汽量分流到低加，所以低脹增大趨勢也趨于平緩。這也是非切缸與切缸工況切換過程中，七抽溫度變化劇烈的過程中對應3，4號瓦軸振波動的要因。由于溫度場變化帶來缸體變形導致動靜接觸碰磨，只有到缸體變形消失或磨出間隙，碰磨脫開振動才消失，所以3，4號瓦軸振曲線鋸齒狀持續(xù)波動時間比較長，持續(xù)約1.5 h。

查看2010年至今兩臺機A，B級檢修低壓缸解體報告，歷次都有低壓缸正反旋3，4，5級動葉隔板葉頂封、隔板汽封磨損嚴重的記錄，低壓缸隔板掛耳壓板螺釘、隔板中分面連接螺栓斷裂(即便是材質(zhì)更換為35CrMo合金材質(zhì)依然會斷裂)等，究其原因，判定依然是內(nèi)二漏來汽返入低壓缸內(nèi)導致低壓缸內(nèi)溫度場及其變形量變化引起。3，4號瓦軸振鋸齒形曲線變化幅值隨運行時長而減小也充分說明溫度場變化導致動靜碰磨的情況真實，2021-12-18T21:30切缸退出時3，4號瓦軸振鋸齒形曲線變化幅值波動量明顯減小。

3.2.6 振動增大、跳閘分析

如上所述，對于內(nèi)二漏返入低壓缸內(nèi)加熱，引起低壓缸溫度場及其變形量變化造成碰磨的情況，無論是葉頂封還是隔板汽封的碰磨，都是徑向碰磨，一般經(jīng)過機組啟停過程、多次切缸投退及一定運行周期的磨減，振動會逐步降低。由此進一步判定，內(nèi)二漏加熱低壓轉(zhuǎn)子帶來低脹大引起軸向碰磨最終導致25日2號機振動大跳閘，也是26日1號機軸振大的要因。

1號機3，4號瓦軸振曲線顯示，1號機3，4號瓦軸振波動期間低脹-6 mm，五抽也即中排溫度達303 ℃，低脹大超過探頭測量量程而無法正常顯示。2號機軸振曲線顯示，2號機25日03:39振動大跳閘前4號瓦最先達峰值的波動過程低脹5.2 mm達歷史新高，跳閘后降速至912 r/min時低脹達5.5 mm最大值，3，4號瓦X軸振增大至312.7 μm，191.0 μm。排查2號機軸振大原因，4號瓦軸振幅值先降低的起振過程，以及振動大跳閘前有4號瓦最先達峰值的波動過程，可較合理推定是低脹大導致4號瓦側(cè)軸向碰磨造成軸振大跳閘的結(jié)論。

3.2.7 3號瓦軸振幅值最大原因分析

低脹大導致2號機軸振大跳閘曾令人難以置信，畢竟2號機軸振大跳閘時3號軸振幅值最大，1號機軸振大也更多反映在3號瓦幅值大而非4號瓦側(cè)，而且，兩臺機均沒有明顯的軸向位移參數(shù)突變情況，況且，轉(zhuǎn)子膨脹出去導致軸向動靜接觸碰磨應該難以脫開引起持續(xù)振動現(xiàn)象才對。

究其原因，一是4號瓦側(cè)連接的是質(zhì)量大的發(fā)電機轉(zhuǎn)子，而3號瓦側(cè)連接的是質(zhì)量相對小的高中壓轉(zhuǎn)子，一旦有碰磨3號瓦較4號瓦更容易激發(fā)振動；二是內(nèi)二漏加熱轉(zhuǎn)子低脹增大的同時，也存在加熱隔板造成其軸向變形量大加劇軸向間隙變小情況，引起某一級軸向動靜碰磨而最終體現(xiàn)在4號瓦或3號瓦軸振大，所以并不一定低脹大引起軸向碰磨一定應該發(fā)生在4號瓦側(cè)；三是動葉輪盤與隔板體軸向間隙設(shè)計值一般10 mm以上，而該機型隔板汽封高低齒與轉(zhuǎn)子凸肩的軸向間隙最小7.5 mm，與1號機存在的7.5 mm低脹值一致，加之隔板撓度變形量大導致軸向間隙更小時更易導致軸向碰磨，軸向碰磨部位是在某一級的隔板汽封或低壓缸末端軸封處；四是軸向碰磨時，轉(zhuǎn)子凸肩像車刀頭與汽封齒接觸碰磨，基本上是點接觸，汽封塊在隔板槽道內(nèi)有軸向膨脹間隙而存在一定活動量，所以即便是軸向碰磨也會因汽封塊被頂開、汽封齒歪倒或磨出間隙而快速脫開，故沒有軸向位移變化或者持續(xù)振動的現(xiàn)象；五是七抽管道與汽缸體對應汽、勵端兩個DN500接口，4號瓦側(cè)也即勵端接口經(jīng)過彎頭、大小頭變徑后與七抽母管連接，而3號瓦側(cè)也即汽端接口是直管三通對接母管，沿程阻力小，內(nèi)二漏來汽更多的是返入汽端3號瓦側(cè)低壓缸內(nèi)，所以存在3號瓦側(cè)隔板變形量大更易軸向碰磨的可能性，這也是歷次檢修記錄低壓缸反旋4，5級隔板葉頂封、汽封磨損最嚴重的原因。

4 振動降控措施及效果

關(guān)小內(nèi)二漏至七段抽汽管路隔離門開度，減少內(nèi)二漏返入低壓缸內(nèi)的蒸汽量，減弱由此引起的溫度場變化量及轉(zhuǎn)子膨脹量。切缸運行工況下適當降低再熱汽溫等措施，控制1號機低脹≤7.5 mm，控制2號機低脹≤4.9 mm，成功解決軸振大問題，確保了兩臺機切缸安全長周期運行。

5 結(jié)束語

針對切缸工況軸振大問題，排查判定是內(nèi)二漏蒸汽返入低壓缸內(nèi)加熱所致，采取振動降控措施成功解決了軸振大問題。

分析七抽溫度異常變化、軸振曲線鋸齒狀持續(xù)波動幅值變化等成因，判定內(nèi)二漏蒸汽返入低壓缸內(nèi)加熱引發(fā)振動的分析思路以及軸向碰磨的分析可供相關(guān)單位借鑒。