600mw汽輪發電機組軸系振動試驗研究-資料下載頁

　　

【正文】 263360744314/2965/3186/31450/11466/34037/315⊥18212926502117/10718/24527/8722/32150/20920/7610月8日8:33600MWY32284852865312/2898/31424/25534/13679/34147/321⊥12183520552410/10513/23334/8310/31755/21023/8810月9日2:00600MWY2429476081499/2615/2624/22446/13671/34340/324⊥18214522511917/8918/24445/7917/30751/21218/8210月9日2:03鍋爐MFT甩負荷后3000r/minY2330436276458/2765/2921/21648/13668/34136/314⊥15193917502114/8718/24339/7212/31850/21220/82圖36 7y、8y軸振和6V、7V瓦振隨負荷變化曲線圖37 發電機8軸振、瓦振熱態停開機降、升速曲線 可以看出，發電機7y、8y軸振和7V瓦振有同樣的變化趨勢，隨著有功負荷和勵磁電流增加振動逐漸增大，相位角都有不同程度增加。由于7瓦振相位角相差120176。左右，當7瓦振動增加時，6瓦振動出現明顯下降現象。由于低壓缸軸承振動容易受到真空、凝汽器水位等影響，帶高負荷后，各個軸承負載重新分配，也可能導致7軸承振動這種變化。 10月9日2:001機組帶滿負荷600MW，2:01由于鍋爐MFT動作跳汽機甩全負荷。從表14中甩負荷后機組轉速3000r/min的振動數據與滿負荷時振動數據比較，振動基本沒有突變現象。比較圖37中甩負荷發電機停機降速特性曲線和9日6:42開機升速特性曲線，停機降速經過一階臨界轉速時，發電機軸承振動約100μm，而開機升速軸承振動僅約40μm，可以判斷滿負荷時發電機轉子發生了明顯的熱變形。國產600MW機組勵磁滑環轉子前端都是通過對輪直接連接在發電機轉子后端，勵磁滑環轉子后端用9穩定軸承支撐。東方機組9軸承沒有安裝振動測點，而上海和哈爾濱600MW機組9軸承一般也安裝了兩個軸振動和一個軸瓦垂直振動共三個測點。從我省運行的幾臺600MW機組情況看，9軸振動一般都較大，基本上在80～100μm，且振動不穩定，運行一段時間后，振動逐步增加。9軸振動相位基本一致，振動以工頻和2倍頻分量為主。在對輪上加重方便，但對降低9軸振動效果不理想，最好是在離9瓦較近的風扇葉輪上加重，加重滯后角約為0～20176。，靈敏度約為8～10克/μm。　 圖38 　發電機轉子與勵磁滑環振型發電機轉子和勵磁滑環短軸結構和振型曲線見圖38。勵磁滑環短軸處于軸系最末端，且質量較輕，還容易受到發電機轉子的影響。除受發電機轉子和勵磁滑環短軸本身平衡影響之外，當發電機轉子與勵磁滑環轉子連接中心狀況不佳時，9軸頸處晃度將較大，這時9軸振動會偏大。另外，由振型曲線可見，發電機前后密封瓦基本位于發電機轉子長度1/5/6位置，即三階振型最高點也是最靈敏的位置，由于密封瓦間隙小，～，運行中很容易與發電機轉子發生動靜碰磨導致發電機振動變化，從而影響到9振動。對于雙流環結構的密蜂瓦，密封油溫度升高時，不僅發電機本身8的振動減小，而且9振動也明顯降低。3機組3000r/min及帶負荷時，勵磁滑環短軸9軸振動較大，且以50Hz的工頻分量為主。停機后，7月7日在勵磁滑環風扇加重160克，帶負荷后9軸振動都有一定程度降低。7月25日在勵磁滑環風扇再次加重125克，帶負荷后9軸振動降低到80μm（如表15）。 表15 勵磁滑環短軸高速動平衡 μm/176。工 況7x7y8x8y9x9y6月27日9:19364MW原始通頻67595753107127工頻47/21942/28731/6442/16869/64118/1737月9日9:06384MW加160克通頻676450478497工頻48/21044/28219/6130/17052/5389/1727月31日9:00458MW加125克通頻716542436880工頻51/21648/2914/6921/19036/4671/177調試過程中，發現發電機密封油溫度和勵磁電流對9軸振動影響很大，當密封油溫度在55℃左右時，9軸振動相對較小；而當密封油溫度降低到45℃左右時，9軸振動可以增加30～45μm左右，這可能與密封瓦發生碰磨對軸系尾段的影響有關。圖39是電廠3機組負荷360MW時，軸振動9x與發電機密封油溫度關系曲線。圖39 發電機密封油溫度對9軸振動影響由于受發電機轉子剛度不對稱影響，7～9軸振動含有較大的倍頻成分，工頻與2倍頻分量基本上各為50%（圖40）。當工頻分量降低時，2倍頻分量同時減小，這時整個通頻振動也隨之降低。圖40 9軸振動頻譜圖。600MW汽輪發電機組軸系低頻振動特性研究 600MW汽輪發電機組低頻振動情況3機組低頻振動情況2007年4月11日，電廠3機負荷600MW時，順序閥運行，高壓調門開度GVGVGVGV4分別為100%、%、100%、100%，、℃（℃），3軸振動和軸承溫度見表16，振動變化曲線見圖41。從軸振動變化范圍、低頻振動跳動幅度和頻譜圖（圖42）中都可以看出，在機組帶滿負荷最后一個高壓調門部分開啟的情況下，軸振動低頻分量最大10～15μm，沒有影響到機組運行安全。表16 湘潭3機滿負荷順序閥運行振動跳動情況1x1y2x2y3x3y通頻(μm)工頻(μm/176。)低頻(μm)5瓦溫(℃)70/8175/8777/83圖41 滿負荷時高中壓轉子軸振動變化情況圖42 滿負荷時高中壓轉子軸振動低頻分量和頻譜 B廠1機組低頻振動情況2007年7月4日鯉魚江B廠1機組負荷603MW，℃，高壓調門GVGVGV3開度100%、%。從軸振動變化曲線（圖43）和頻譜圖（圖44）可以看出，高中壓轉子軸振動2y跳動較大，最大值達近20μm，但軸振動總幅值較小（表17），振動對機組運行安全也是沒有威脅的。表17 B廠1機滿負荷順序閥運行振動跳動情況1x1y2x2y3x3y通頻(μm)182233462639工頻(μm/176。)6/2438/1552/610/2558/30719/210低頻(μm)2～84～1～4瓦溫(℃)79/8273/8383圖43 滿負荷時高中壓轉子軸振動變化情況圖44 滿負荷時高中壓轉子軸振動低頻分量和頻譜 600MW汽輪發電機組低頻振動的影響因素大型汽輪發電機組低頻振動影響機組正常運行的穩定性，表現為高中壓轉子軸振動的跳動，主要與兩個因素有關：一是油膜及軸瓦的穩定性，它表示抑制振動的能力；二是外界干擾因素大小，如轉子動平衡質量如何、調門控制方式、汽流激振力大小等。600MW機組高中壓轉子2軸承一般都是采用可傾瓦，根據軸頸中心位置瓦塊是可以自由擺動調整的。如忽略摩擦阻力的影響，油膜只有一個向心的支持力，沒有一般橢圓瓦上的切向油膜失穩力。實踐證明，當可傾瓦的間隙調整適當時，它不僅可以抑制低頻振動，甚至可以控制工頻振動值。600MW汽輪發電機組蒸汽參數高，尤其超臨界機組汽溫、汽壓相比亞臨界機組都上了一個更高的等級。單閥運行時各個調門進汽量是均勻的，對轉子的切向作用力的合力為零，只產生一個扭矩對轉子做功。當采用順序閥運行時，各個高壓調門的開度是不一致的，對轉子作用力的合成后不僅有一個做功的力矩，還有一個通過轉子中心的作用力；由于汽缸變形或偏移等各種原因，當轉子中心與汽缸中心不重合時，各級葉輪中也會產生通過轉子中心的作用力（圖45），它們都會激發轉子產生低頻振動。另外，當轉子軸振動工頻分量較大時，由于干擾力較大，激發起來的低頻振動將更嚴重。 低頻振動的處理措施現場控制低頻振動的措施主要有二：一是調整運行方式—調門控制方式由順序閥改為單閥進汽，改變調門開啟順序、調門開度和調門之間的重疊度；二是提高系統阻尼—提高潤滑油溫度降低油粘度，減小2瓦頂部間隙，增加2軸承載荷；調整通流徑向間隙。 高調門不同控制方式對軸振動和軸瓦溫度的影響上海600MW汽輪機4個高壓調門布置如圖46，Ⅲ、Ⅳ調門位于左上和右上角，同時最先開啟；Ⅰ調門在左下角，其次開啟；Ⅱ調門位于右下角，最后開啟；調門開啟時，各個調門之間有一定的重疊度。06年11月15日在電廠4機組上進行了單閥與順序閥切換試驗，試驗時負荷為410MW。15:46負荷409MW開始單閥切換為順序閥控制，負荷最高波動到426MW，15:51切換完畢后負荷410MW。2軸承左瓦塊溫度升高、右瓦塊溫度降低，2軸振動x減小、軸振動y增加。16:42負荷410MW開始順序閥切換為單閥，負荷最多下降到391MW，16:41切換完畢，負荷穩定在410MW。上述單閥、順序閥相互切換過程中，高中壓轉子振動（圖47）和2軸瓦金屬溫度變化較大，其他軸承金屬溫度和振動基本穩定，具體數據見表18。表18 單閥、順序閥切換過程瓦溫和振動變化15:43單閥運行16:15順序閥運行16:57單閥運行Ⅰ高壓調門開度30%40%30%Ⅱ高壓調門開度30%1%30%Ⅲ高壓調門開度30%100%30%Ⅳ高壓調門開度30%100%30%1軸承左瓦塊溫度℃℃℃1軸承右瓦塊溫度℃℃℃2軸承左瓦塊溫度℃73℃℃2軸承右瓦塊溫度℃℃℃3軸承左瓦塊溫度70℃70℃70℃3軸承右瓦塊溫度℃℃℃軸振動1x(μm/176。) 軸振動1y(μm/176。) 軸振動2x(μm/176。) 軸振動2y(μm/176。) 圖47 高調門不同控制方式對軸振動影響 高調門不同控制方式高中壓轉子的受力分析600MW汽輪發電機組高中壓轉子2支持軸承一般都是可傾瓦，下部左右各布置一塊瓦塊，轉子重量通過油膜由下瓦塊承擔，由轉子重量設計瓦塊承力面積，控制軸瓦運行時金屬溫度在設計范圍內(一般60～85℃)。從上述高壓調門不同控制方式可知，汽輪機高壓調門單閥控制時，Ⅰ～Ⅳ四個調門開度都是30%，開度一致。蒸汽在噴嘴內做功產生的切向力F1～F4大小相等，F1與FF2與F4切向力的方向相反，四個切向力合成后的合力為零，沒有對瓦塊產生額外的作用力，僅產生一個扭矩推動汽輪機轉子旋轉做功（圖48）。當汽輪機高壓調門采用順序閥控制以后，上部的Ⅲ、Ⅳ兩個調門開度都為100%全開，左下位置的Ⅰ調門開度僅40%，而右下的Ⅱ調門全關沒有開啟。蒸汽在Ⅰ噴嘴內做功產生的切向力F1’比相同負荷下單閥時的作用力F1小，Ⅱ噴嘴內沒有蒸汽通過切向力F2’為0，蒸汽在Ⅲ、Ⅳ噴嘴內做功產生的切向力F3’、F4’比相同負荷下單閥時的作用力FF4更大。這時四個蒸汽作用力F1’～F4’合成以后，不僅產生一個扭矩推動汽輪機轉子旋轉（圖49），而且在右45176。即軸振y方向產生一個試圖使轉子離開左瓦塊的力，減輕了左瓦塊負載；在左45176。即軸振x方向產生一個力使轉子進一步壓緊右瓦塊，加重了右瓦塊負載。瓦塊上的負載變化表現在瓦溫方面即是左瓦塊溫度降低，右瓦塊溫度升高。由于轉子在軸振動x方向附加了一個向下的作用力，進一步抑制了轉子在該方向的運行，使得軸振動x降低；轉子在軸振動y方向附加了一個向上的作用力，減輕了轉子在該方向運行的抑制，軸振動y相應增加。由于高壓調門靠近1軸承而距離2軸承稍遠，作用在1軸承側的分力比2軸承側更大，所以1軸承瓦塊溫度和軸振動的變化比2軸承更大。600MW汽輪發電機組主要輔機振動研究——湘潭3機組汽動給水泵振動3機組汽動給水泵組小汽輪機系汽輪機廠引進西門子技術制造，型號為NK63/71/0，額定功率8805kW，工作轉速范圍3000～5900r/min，額定轉速5260 r/min，最高轉速6430 r/min，進汽壓力/℃。給水泵為水泵廠引進日本荏原公司技術生產。軸系由汽輪機轉子和給水泵轉子組成，兩個轉子之間有齒式短軸連接，軸系結構如下圖50示。1~4軸承左右45176。x、y方向裝設Φ8mm電渦流位移傳感器測量大軸與軸承的相對振動，小汽輪機2軸承箱內安裝的Φ8mm電渦流傳感器與短軸上的凹槽配合測量機組轉速和振動相位。在3機組調試期間，分析和處理了泵側對輪多加工的一個鍵槽導致質量不平衡。但9月3日開始31汽泵振動增加，檢查發現了一些問題并進行調整后，振動有所好轉。9月22日振動又一次增大，23日停泵再次檢查處理，并進行了高速動平衡試驗。 31汽泵振動概況