PG9171E型燃氣輪機振動原因分析及處理

富兆龍， 萬洪軍， 焦 鵬， 張玉石

(深圳鈺湖電力有限公司, 廣東深圳 518111)

PG9171E型燃氣輪機振動原因分析及處理

富兆龍， 萬洪軍， 焦 鵬， 張玉石

(深圳鈺湖電力有限公司, 廣東深圳 518111)

闡述一起PG9171E型燃氣輪機的異常振動事件，分析由于進氣可調導葉IGV角度偏差造成壓氣機部分葉片引起旋轉失速的內在原因。結果表明：IGV角度偏差對機組安全、穩定運行有著重要影響。

燃氣輪機; 進氣可調導葉; 旋轉失速; 振動

Abstract： An introduction is presented to the abnormal vibration fault in a PG9171E gas turbine, which was found to be caused by the deviation of its inlet guide vane, leading to the rotating stall of partial blades in the compressor. Results show that the angular deviation of inlet guide vane has great influence on safety and stable operation of the unit.

Keywords： gas turbine; inlet guide vane; rotating stall;vibration

振動作為燃氣輪機的主保護之一，對于燃氣輪機的穩定性、可靠性和安全性，以及熱通道部件的壽命都有著極其重要的意義。由于機組軸系的復雜性，引發振動的事故原因很多。筆者結合實際案例，敘述某PG9171E型燃氣輪機因IGV導角偏差造成振動異常事件的分析和處理。

1 燃氣輪機異常振動概況

某燃氣電廠裝配2套PG9171E型燃氣輪機，ISO標準工況下的出力為123.4 MW。2012年3月， 1號、2號燃氣輪機完成DLN1.0低氮燃燒改造。投產運行后，在基本負荷(預混穩定燃燒模式)的工況下，2號燃氣輪機1號軸承瓦振出現周期性大幅度波動；同時，現場伴有燃氣輪機進氣濾網通道壁的劇烈振動。軸承瓦振的具體表現為：(1) 1號軸承瓦振測點(BB1、BB2)出現較大周期性波動，振幅變化明顯，在1.47～8.68 mm/s；(2) 2號軸承瓦振測點(BB3)出現一定程度周期性波動，振幅不明顯，在1.52～1.77 mm/s；(3) 3～5號軸承瓦振測點(BB4、BB5、BB10、BB11、BB12)數值穩定、無波動。

考慮到PG9171E型燃氣輪機瓦振振動報警值在12.7 mm/s，為避免該異常振動對機組燃燒穩定性和熱通道部件應力所造成的不良影響，通過臨時處理辦法，采取人為調整燃氣輪機控制模式，由基本負荷方式轉為預選負荷方式，下調機組出力為4%～4.3%。進氣可調導葉IGV角度隨之關小至70°～71°。異常振動數值恢復正常，問題得到控制。

2 燃氣輪機異常振動故障分析

在排除瓦振測點本身存在問題的可能性后，可將造成該燃氣輪機異常振動的原因歸結為：

(1) 進氣濾通道殼體固有頻率與轉子運行頻率產生共振疊加效應。

(2) 1號軸瓦機械損壞引起軸承油膜振蕩。

(3) IGV導角偏差使壓氣機葉片處存在旋轉失速而引起氣流脈動，即初始喘振效應。

2.1 燃氣輪機機械部件頻率共振

為驗證燃氣輪機異常振動與機械部件共振效應之間的關系，在燃氣輪機進氣濾通道前壁板四周等距加裝尺寸為60 cm×45 cm×1.2 cm的強化鋼板，對進氣濾通道殼體進行適當配重。

安裝強化鋼板后，1號燃氣輪機在基本負荷工況時，異常振動依舊，問題未能得到解決。由此可排除機組機械頻率共振的可能。

2.2 燃氣輪機本體機械損壞引起軸承油膜振蕩

2013年底，2號燃氣輪機揭缸檢修發現：

(1) 壓氣機1級動靜葉處存在軸向碰撞跡象。

(2) 1號軸承下瓦存在縱向磨損。

(3) 壓氣機IGV1、IGV2葉片存在縱向裂紋損傷。

為此，在檢修中，先后更換2號燃氣輪機1號軸承下瓦片，以及有裂紋的2只壓氣機進氣可調導葉葉片。檢修后，異常振動事故依舊頻繁發生。故燃氣輪機的機械損壞并非造成機組異常振動的原因，而是屬于異常振動導致的不良后果。

2.3 IGV角度偏差

PG9171E燃氣輪機的進氣可調導葉IGV安裝在燃氣輪機的壓氣機最前端(見圖1)，由液壓控制系統和可轉導葉回轉執行機構組成。在燃氣輪機運行中，通過調整其開度，控制壓氣機空氣介質流量、透平排氣溫度等，以實現防止喘振和溫度控制[1]。

圖1 燃氣輪機進氣可調導葉IGV位置圖

驗證方法：

(1) 強制IGV手動控制指令L83GVMAN為1，使機組IGV控制方式由自動轉為IGV手動控制模式。

(2) 修改IGV手動輸出參數SRGVMAN_CMD，在燃氣輪機組發生異常振動時，調整IGV角度，將IGV輸出角度由基本負荷工況設計值86°調至85°，觀察振動變化情況；再將IGV角度調回至86°，繼續觀察振動變化情況。

考慮到IGV角度對燃氣輪機的燃燒溫度TTFR1及DLN低氮燃燒控制的影響，只能在0°～2°進行調整，且只能關小不能開大，即在84°～86°進行調整[2]，其內部算法見圖2。

圖2 燃氣輪機進氣可調導葉IGV控制邏輯圖

試驗過程的前后數據趨勢見圖3。

圖3 燃氣輪機IGV角度和異常振動的關系試驗曲線

當IGV角度為86°時，燃氣輪機發生異常振動，1號軸瓦振動測點BB1、BB2數值升至8.51 mm/s和8.33 mm/s。IGV角度下調為85°后，BB1、BB2數值降至2.79 mm/s和2.54 mm/s。重復試驗，現象類同。

綜上試驗可證：IGV角度是造成燃氣輪機異常振動的原因，即在基本負荷工況下，IGV角度偏差大引起壓氣機出現“旋轉失速”現象，進而造成燃氣輪機異常振動。

隨后對IGV角度進行了重新測量，確認機組IGV實際角度有一定正值偏差，偏差范圍為+1.72°～+2.45°。

3 IGV角度偏差和壓氣機旋轉失速的關系

壓氣機旋轉失速作為喘振的初始階段，是由壓氣機部分葉片出現“氣流分層脫離現象”發展而來[3]。由于壓氣機葉片形狀和安裝工藝等存在不均勻性，“氣流分層脫離現象”也有其不均勻性，通常在同圓周的某一個或幾個葉片間發生，而后依次沿周向傳播。

壓氣機發生氣流旋轉失速的后果極為嚴重。旋轉失速將使壓氣機葉片受到一種或多種周期性變化的氣流脈動沖擊。這種交變的作用力，必然增加葉片的疲勞應力，嚴重時，葉片會因此出現裂紋，甚至斷裂。如果旋轉失速的頻率與葉片的自振頻率相重合，則會產生共振效應，進一步增加葉片產生裂紋或發生損壞的概率。同時，這種交變的作用力，也會傳遞作用在大軸上，引起附近的軸瓦發生振動，進一步導致軸瓦的巴氏合金受損[4]。

3.1 氣流沖角與壓氣機旋轉失速

壓氣機氣流與動葉片的沖角在設計工況下為0°，見圖4。當氣流流向偏離設計角度時(氣流沖角變為負沖角或正沖角)，流體將在動葉柵的內弧或外弧處產生“氣流分層脫離現象”。而氣流沖角與壓氣機介質的流量有著直接關系。

圖4 氣流0°沖角示意圖

(1) 壓氣機在轉速一定(切向速度u不變)的情況下，因為某原因造成工作介質流量增大，致使對應壓氣機進口軸向速度C1a增加，進而速度三角形發生變化，氣流相對速度W1增加，動葉攻角i減小，即負攻角(見圖5)。當負攻角過大時，將在葉片內弧側發生“氣流分層脫離現象”。但是，由于慣性力的作用，該氣流脫離區將朝向葉片內弧面方向聚斂，從而抑制氣流的進一步脫離。

圖5 氣流負沖角示意圖

(2) 壓氣機在轉速一定(切向速度u不變)的情況下，因為某原因造成工作介質流量減小，致使對應壓氣機進口軸向速度C1a減小，進而速度三角形發生變化，氣流相對速度W1減小，動葉攻角i增大，即形成正攻角(見圖6)。當正攻角過大時，將在葉片背弧側發生“氣流分層脫離現象”；同樣由于慣性力的作用，該氣流脫離區將向葉片背弧面方向發散，進而加劇氣流的脫離現象。這種加劇的氣流分層脫離最終將造成壓氣機某級或某幾級葉片旋轉失速[5]。

圖6 氣流正沖角示意

3.2 IGV角度對氣流沖角的影響

IGV作為壓氣機進氣的導流裝置，其角度變化將直接導致一級動葉氣流沖角的偏移。

當壓氣機轉速一定(切向速度u不變)時，IGV通過自身的角度開大和關小來控制工作介質的流量，進而影響壓氣機進口軸向速度的增加和減小(見圖7)[6]。在機組達到全轉速，并網帶滿負荷后， IGV角度開至86°的設計全角度。此時，壓氣機進氣流量基本到達飽和值。若此時IGV的開度繼續增大，工作介質流量不再明顯增加，但是氣流攻角i繼續增加，氣流向正沖角的方向偏移，在葉片背弧側發生“氣流分層脫離現象”[7]。嚴重情況下，會在壓氣機中葉片上發生旋轉失速。

圖7 IGV角度對氣流的影響示意圖

4 壓氣機進氣可調導葉IGV的標定

為保證壓氣機IGV角度在機組運行全過程中始終處于設計值范圍，對其進行標定至關重要。通常，在機組建成或壓氣機解體檢修后，都要對IGV角度進行標定。

PG9171E型燃氣輪機IGV有16組葉片，每組4片，共計64片[8]。

進行標定時，在每組葉片中選取一片，共計16片葉片角度來進行測量，并最后取這16片葉片角度的平均值作為IGV的LVDT角度反饋值?？紤]到測量工具和人員等因素所造成的誤差，每個角度需多次反復測量(取最終平均值)，以降低誤差干擾。

以該燃氣電廠的驗證試驗為例，選取34°、56.8°和86°的IGV角度進行對比測量(見表1)。通過燃氣輪機MarkVIe控制系統傳動功能，使IGV角度分別開至上述3個位置進行現場IGV角度測量(見表2)。

表1 壓氣機進氣可調導葉IGV機械角度測量記錄表

表2 MarkVIe控制系統IGV設定值

測量結果表明，MarkVIe控制系統IGV位移傳感器LVDT的設定值與實際測量值之間存在明顯偏差。

參照實際機械最大、最小角度數值，對燃氣輪機IGV進行重新標定。標定后，在機組相同運行工況(基本負荷)下，機組振動趨勢見圖8。1號軸承瓦振測點BB1、BB2振動未再發生異常，穩定在2.28～2.50 mm/s，遠低于燃氣輪機本體振動報警值和保護動作值，問題得到有效解決。

圖8 燃氣輪機IGV角度標定校驗后軸瓦振動曲線

5 結語

(1) 燃氣輪機壓氣機第一級動葉的進氣沖角因容積流量和IGV角度而發生變化。當IGV存在機械偏差時，易使第一級動葉產生正沖角，造成壓氣機旋轉失速。

(2) 旋轉失速會引發PG9171E燃氣輪機1號軸承出現周期性大幅度振動，進而可能造成壓氣機喘振，故而對IGV角度的標定和校準工作應得到足夠重視，以避免旋轉失速的出現。

[1] 富兆龍,劉志勇,張琨鵬,等. PG9171E型燃氣輪機溫度控制分析[J]. 中國電力,2015,48(2): 31-37.

[2] 周昭亮. 燃氣輪機聯合循環電廠運行中IGV角度的控制[J]. 燃氣輪機技術,1996,9(4): 60-62.

[3] 張亮,王炳棟,李文剛,等. 燃氣輪機壓氣機可調進口導葉技術淺析[J]. 化肥設計,2011,49(6): 21-22,25.

[4] 沈陽黎明航空發動機(集團)有限責任公司. 燃氣輪機原理、結構與應用[M]. 北京: 科學出版社,2002.

[5] 陳鴻潮. 軸流式壓氣機旋轉失速、喘振及逆流工況下的溫升綜述[J]. 燃氣輪機技術,1996,9(1): 8-15.

[6] 忻建華,鐘芳源. 燃氣輪機設計基礎[M]. 上海: 上海交通大學出版社,2015.

[7] 嚴曉勇. 軸流式風機失速原因分析及處理[J]. 熱力發電,2009,38(4): 44-46,57.

[8] 孫長生,章素華. 燃氣輪機發電機組控制系統[M]. 北京: 中國電力出版社,2013.

CauseAnalysisandTreatmentonAbnormalVibrationofaPG9171EGasTurbine

Fu Zhaolong, Wan Hongjun, Jiao Peng, Zhang Yushi

(Shenzhen Yuhu Power Co., Ltd., Shenzhen 518111, Guangdong Province, China)

2016-05-04；

2016-09-26

富兆龍(1985—)，男，工程師，從事燃氣輪機及熱能動力控制管理方面工作。

E-mail: fuzhaolong_0406@126.com

TK478

A

1671-086X(2017)05-0367-04