百萬機組空冷島振動問題研究和治理

華電寧夏靈武發電公司 北京必可測科技股份有限公司 張文慎 周雷 王明生 沈亭 朱建華 何立榮 黃俊飛 曹鑫

引言

發電廠空冷技術作為一種最有效節水型火力發電技術，在水資源相對匱乏的國家和地區，大規模開發能源、發展電力工業中得到廣泛采用是大勢所趨。根據理論計算和實測結果，與同容量濕冷機組相比，空冷機組冷卻系統本身可節水97%以上。

華電寧夏靈武發電有限公司（以下簡稱靈武公司）位于寧夏銀川市靈武境內，二期2×100萬千瓦機組分別在2010年12月28日和2011年04月25日投產發電，是世界首臺超超臨界燃煤空冷發電機組。

1 100萬千瓦空冷機組主要特點

靈武電廠2×100萬千瓦汽輪發電機組為直接空冷機組，每座空冷島采用10×8風機冷卻單元，共計160臺風機。每套空冷風機組由減速機將不同軸的立式電機和大直徑風機轉軸串聯而成。風機組的減速機底板與風機橋臺板采用螺栓連接。風機直徑為9.754米，風機葉片數為5個，風機100%工況的流速：506立方米/秒，電機額定工況的轉速為990轉/分。空冷風機橋采用鋼桁架結構，風機橋除端部支座處以外與空冷平臺桁架無其他連接。

自機組投產以來，空冷島一直存在風機、電機、橋架振動大問題，振動速度達到30毫米/秒。由此造成了諸多問題，如：空冷島風機和鋼架振動大、風機齒輪箱故障率高、風機變頻器故障率高、電機軸承及軸承座損壞、籠條斷裂、減速機各齒輪磨損及斷裂、油泵磨損及裂紋、聯軸器磨損等損壞故障。影響空冷島框架金屬疲勞，嚴重威脅空冷島安全運行及發電機組的正常生產。為此，專家針對這一問題開展檢測和整改，采用先進的技術手段，對空冷島諸多問題進行檢測、分析，形成完善的可行方案。

圖1 直接空冷系統原理圖

2 空冷島目前情況

2.1 目前的狀態

從2011年#3、4機組投運，二期空冷島已有80多臺空冷風機齒輪箱齒軸損壞和多臺電機軸承、聯軸器損壞，已造成的直接經濟損失達六百多萬元。而且今年新出現了空冷風機風筒固定螺栓松脫，通道格柵松動掉落等異常情況，嚴重影響空冷島的安全運行。

2.2 前期采取的措施

2.2.1 改變運行工況

通過改變風機運行參數，調整風機運行轉速及風機葉片角度等方法，發現振動隨轉動頻率變化較明顯，頻率在45赫茲時振動最大。

2.2.2 對風機橋架進行加固

用鋼管對風機橋架進行加固，但振動幅度并未明顯改善。

2.2.3 更換風機葉片數及形式

2013年7月26 日，某公司將新設計、生產的六葉片風機，在#4機6排5進行葉片更換。對6排3、6排6、6排5風機振動進行測試對比，6排5風機、鋼架振動相對較小，振動的方向發生變化，但振動值仍然偏大，達到15毫米/秒。

3 空冷島設備概況

3.1 空冷凝汽器技術參數

3.2 風機技術參數

表1 空冷島風機基本數據

3.3 減速機技術參數

表2 空冷島減速機基本數據

4 空冷島振動問題的綜合分析

4.1 基礎橋架測試分析

如圖2，根據風機框架結構，對9排4列風機桁架選定了18個點進行三向振動測試，1～9號測點分布在過道南側，10～18在北側。圖6是橋架各方向振動監測值。

通過圖3可以看出，桁架H、V向振動較大，且中間部分大于兩端，證明振動來源于風機。H向振動主要是來源于風機運行過程中的橫風作用及風機不平衡力。

圖2 橋架振動監測點

圖3 橋架各方向振動監測值

在風機運行不同工況、不同頻率下，桁架振動測試結果如圖4。圖中光標指示的頻率是指電機的工作頻率。圖中可以看出，風機在不同運行頻率下時桁架的振動變化明顯。通過測試及試驗證明，在電源頻率55赫茲時，振動主要在V方向；在運行到45赫茲時，V方向振動減小，而H方向增大很大。原因是頻率越高風機所帶負荷就高，承受的垂直力明顯高于水平力；而在45赫茲時風機自身振動處于最大值，振動主要成分是風機的徑向和切向，軸向力較小，支架受風機振動影響加之H方向支撐不足，導致振動激增。

對風機桁架特定點進行振動頻譜分析，通過峰值保持測試的在不同工況下桁架振動情況如圖5、圖6、圖7所示。

在55赫茲頻率下運行，A方向主要振動成分是轉頻振動（18.2赫茲），框架振動14.5赫茲，并有豐富諧波，鋼架支撐剛度不足，電機低轉速（45赫茲）變頻運行時會激起共振頻率，導致設備振動超標。

圖5 9排4列A方向振動頻譜圖

根據圖譜顯示，H方向主要振動成分在10赫茲、14.4赫茲、18赫茲上，根據分析10赫茲、14赫茲共振頻率振動，18赫茲是工頻振動(電機轉頻)。

圖6 9排4列H方向峰值測試頻譜

圖7 9排4列V方向電機測試頻譜

根據圖譜顯示，V方向主要振動成分在6.1赫茲、10.5赫茲、14.7赫茲、18.2赫茲上，根據分析6.1赫茲為是葉片通過頻率振動，10赫茲、14赫茲主要是框架共振頻率，18赫茲是工頻振動（電機轉頻），風機葉片也需要調整，查找葉片通過頻率大的原因。

綜合以上分析，V向對葉片通過頻率反應比較明顯，10赫茲和14赫茲附近的共振頻率為電機徑向和切向振動產生的，根據判斷10赫茲為垂直于過道方向，14赫茲為平行于過道方向。

4.2 電機及減速機測試分析

對9排4列風機電機、減速機進行了振動測試，如圖8、圖9、圖10和圖11所示，該風機在45赫茲和55赫茲下，電機、減速機振動譜圖。

由以上圖中分析可以得出：

圖8 55赫茲電源頻率下，減速機測點頻譜

圖9 55赫茲電源頻率下，電機測點頻譜

圖10 45赫茲電源頻率下，電機測點頻譜

圖11 55赫茲電源頻率下，電機測點解調頻譜

（1）風機在55赫茲運行時，出現較高葉片通過頻率及電機轉頻。風機在45赫茲及50赫茲運行時，葉片通過頻率明顯下降，但電機轉頻有顯著上升。判斷為支撐薄弱，通過測試發現設備在45赫茲時達到結構共振點。

（2）減速機在高頻下，有較高齒輪嚙合頻率及諧波并伴有邊頻帶。判斷為齒輪存在磨損或嚙合不良。

通過對風機桁架的測試發現，水平H方向和垂直V方向支撐強度不足，需要強化剛度。而且在10赫茲和14.5赫茲附近會出現自振，風機運行時尤其需要避免變頻在此頻譜的整數倍頻下運行；另外是風機葉片通過頻率較高，需要檢查靜平衡和葉片角度；電機振動明顯高與減速機，電機存在支撐剛度弱的問題，需要優化支撐結構。

4.3 結構設計分析

通過分析歷史振動測試數據，桁架振動的主要來源為風機葉片通過頻率的振動及桁架的共振。桁架結構在滿足強度的前提下，整體剛度偏弱，造成固有頻率下降，共振區與風機運行工況下葉片固有頻率發生重疊，造成振動激勵。

對減速機進行強度校核，結果顯示“在電機額定功率下，齒輪箱兩級齒輪副齒根彎曲應力和齒面接觸應力均存在安全系數小于1的齒輪，其強度未能達到設計規范，存在齒輪點蝕、斷齒風險。”因此，減速機在選型過程，電機與減速機、減速機與風機的匹配性不佳。

風機結構為立式懸臂結構，電機、減速機（風機）依靠減速機地腳安裝于桁架上。自減速機安裝平面至電機頂部，軸系較長（＞1800毫米），并且在H向減速機地腳跨度小于電機機體直徑，結構為“頭重腳輕”結構，對振動激勵的敏感，在一定程度上放大了風機作用在減速機上的振動。

減速機輸出軸軸伸為582毫米，風機輪轂安裝后與減速機機殼距離約為360毫米，這造成了減速機軸伸過長，風機運行中的激振力（橫風阻力和不平衡力）產生的作用力矩較大，與桁架剛度弱等因素疊加后，減速機及電機整體形成了以減速機地腳支撐為支點的擺動，這是造成電機自由端極高的原因。另外，重達1.5噸的電機位于整個擺動軸系的最上方，在振動的往復擺動下產生了巨大的慣性力，反作用于支撐桁架，造成了桁架的振動增大。

4.4 減速機部件損壞原因分析

對減速機進行的強度校核結果顯示齒輪設計的安全系數小于1，齒輪有點蝕、斷齒風險。通過前述振動機理，最終造成齒輪損壞或失效的原因在于：電機在往復振動下產生的巨大慣性力，與風機激振力同時作用，造成減速機軸承、齒輪動載荷增大。設計與外界因素的共同影響下，減速機斷齒、軸承損壞等故障頻發。

4.5 空冷島振動原因及作用機理分析

通過現場測試，空冷島桁架的振動來源于單臺風機的振動，結合目前各方面的研究結果，造成空冷島橋架振動和風機振動的原因有：

激振力方面：葉片不對稱振動和通過氣流是引起風機橋架振動的主要擾力源。風機運行過程中對橋架的擾力有三種成分：第一種為風機轉子的重心與風機軸的幾何中心不重合，風機轉動過程中產生水平方向的離心力；第二種為風機轉動過程中風機扇葉在水平面外產生的振動，這種振動的結果產生對風機橋架作用的動彎矩；第三種成分是風機轉動過程中產生的對橋架的扭矩作用。經過試驗研究表明，風機扇葉水平面外振動產生的擾力影響最大；其次是扭矩的影響；由轉子的偏心產生的水平擾力相對較小。現場測試及分析也表明，風機運行過程中的橫風作用及風機不平衡力是造成風機單體和整體橋架產生振動的主要激振力。

橋架剛度方面：竇瑞杰、屈鐵軍在《電廠直接空冷系統風機橋強迫振動響應測試研究》[1]中得出結論：“風機橋z方向的加速度響應值比x方向大而比y方向小，且分布規律同樣是呈中間大兩邊小的趨勢……風機橋z向剛度大于y向剛度”，此與現場測試得出的結論一致。且“風機橋振動主要以低頻為主，振動頻率主要表現為風機系統運行頻率的倍頻”，此結論也與現場測試結構相符。因此空冷島橋架在剛度方面存在的主要問題是桁架結構在滿足強度的前提下，固有頻率與風機運行工況下葉片頻率發生重疊，造成振動增大。

單臺風機支撐剛度方面：風機結構為立式懸臂結構，電機、減速機依靠減速機地腳安裝于桁架上。自減速機安裝平面至電機頂部，軸系較長，并且在水平向減速機地腳跨度小于電機機體直徑，造成電機——減速機系統剛度減弱，致使風機作用在減速機上的振動被放大。

通過以上分析，空冷島振動是由風機系統運行產生的擾力引起，振動源在風機橋中部，即風機驅動裝置安裝位置。風機系統運行時會產生擾力，擾力先傳到風機橋，再由風機橋傳給空冷支撐鋼析架；由于擾力的作用風機橋架會產生振動，對安裝在上面的風機系統的產生影響，同時風機橋振動會引起空冷平臺鋼橋架的振動。

5 改善方案

改善的總體思路是：減小軸伸、降低力矩、振動隔離、單獨落地。

1）減小減速機輸出軸軸伸，在不影響安裝葉輪輪轂的前提下，縮短輸出軸軸伸，降低葉輪運行過程中激振力產生的力矩。

2）為提高因電機——減速機軸系長度過大造成的剛度降低，采用電機單獨落地方案，即：將電機與減速機支架的直連支架改造為電機與桁架連接的支架，提高了電機——減速機軸系剛度。

3）采用非接觸式傳動方案。將彈性聯軸器（接觸式傳動）改變為永磁耦合器（非接觸式傳動），電機與減速機軸之間徹底分離，電機單獨落地后出現的電機軸與減速機軸振動不同步現象通過非接觸式傳動方案予以補償，避免兩軸接觸連接處的沖擊振動產生，降低了減速機齒輪動載荷。

6 試驗性改造驗證

針對目前存在的問題及分析論證結構，利用現有條件（不改變桁架結構、不更換減速機）對#3機組9排3列、9排4列風機進行了試驗性改造。

第一臺風機改造后開機試運，振動值從原來的33毫米/秒下降到2.87毫米/秒，遠低于國家標準11.2毫米/秒。第二臺風機改造后，振動值為4.1毫米/秒（MAX），均取得了預期效果，達到了方案的技術指標要求。

圖12～圖15是改造實施前后的振動對比。

在總結試驗性改造經驗的基礎上，提出整體解決方案，并對方案進行優化，主要包括：

（1）對試驗方案中的“落地式電機支架”進行結構優化，在滿足剛度、強度的前提下減輕構件重量；

（2）對桁架結構進行校核，采用科學的方案對桁架進行加固，解決桁架共振問題及多向振動問題。

（3）改造部件實現模塊化。減速機安裝平臺設計為箱式結構，在實現在工廠內完成減速機安裝找正、永磁渦流耦合器調試、電機及支架安裝等工序，降低現場安裝調整工作量，縮短工期。并對箱體進行優化。

通過加裝磁力耦合器、固定支撐件等的改造，最終電機最大振動值由32.18毫米/秒降為2.81毫米/秒，減速機最大振動值由9.76毫米/秒降為4.24毫米/秒，支撐橋架最大振動值由7.12毫米/秒降為2.12毫米/秒，減振效果優于國際標準ISO10816。

圖12 改善前頻譜圖

圖13 改善前通頻值

圖14 改善后頻譜圖

圖15 改善后通頻值

7 結束語

從風機改造效果來看，該整體解決方案完全能夠達到預期值。因此有理由相信，整體改造后單臺風機振動值≤4.5毫米/秒的預期能夠達到。此項整體解決方案增加了空冷島系統的安全性、可靠性，減少了日常的維護量，取得了較好的效果。這對老機組空冷島系統的改造和新機組的設計有著非常重要的參考意義，將為空冷型發電機組創立科學管控標準，使安全生產有據可依，滿足空冷機組的可靠度提升及壽命延長的需要，也為空冷島制造企業提供了科學的設計依據。

[1]竇瑞杰，屈鐵軍.電廠直接空冷系統風機橋強迫振動響應測試研究[J].北方工業大學學報，2011.3月第23卷第1期．