660 MW水氫氫冷發電機定子振動的分析與處理1）

劉 偉,史慶峰,黃少華,趙冬冬

(中核核電運行管理有限公司,浙江 海鹽 314300)

中核核電運行管理有限公司 (以下簡稱“中核運行”)秦二廠共有4臺660 MW壓水堆核電機組。作為常規島的關鍵主設備之一,4臺機組的汽輪發電機均由國內發電機廠在引進美國西屋技術的基礎上進行優化設計制造,額定轉速3000 r/min,無刷勵磁。

秦二廠3、4號機組發電機型號為QFSN-660-2,“QF”代表汽輪發電機,“S”代表定子線棒水冷,“N”代表定子鐵芯和轉子繞組氫冷,“660”額定容量為660 MW,“2”代表二極。發電機定子采用焊接的機座結構,鐵芯通過高強度彈簧鋼板組成的高效隔振裝置固定在機座內,兩端焊接式端蓋支撐轉子和軸承。氫氣冷卻器外罩為鋼板焊接的圓拱形結構,橫向對稱布置在發電機機座的兩端頂部,外罩內各裝有一臺氫氣冷卻器。發電機轉子凈重66 t,總裝配重量490 t,通過在機座底腳與臺板之間設置階梯墊片使機座的作用集中在基礎的兩端,對稱分布在兩側,很快向中間衰減,以改善端蓋軸承的支撐剛度來降低機組的振動。圖1是發電機的結構示意圖。

1 問題介紹

1.1 問題產生

中核運行秦二廠4號機組于2011年11月首次進行核蒸汽沖轉,汽輪發電機組轉速升至3000 r/min額定轉速后,發電機定子出現較大振動,附近樓板和地面振感明顯。使用便攜式儀表對發電機端蓋靠近軸承處的水平方向振動測量結果顯示:振動速度值在9～10 mm/s間波動、振動位移值在80～90μm間波動,并且振動幅值隨發電機定子的高度增加而增加,發電機頂部的氫氣冷卻器外罩振動最大,達到24 mm/s。定子振動屬于典型的工頻振動。發電機機座的底腳與臺板之間基本上無差別振動。

圖1 發電機結構示意圖Fig.1 Str ucture of the power generator

通過TDM查看發電機軸振和蓋振:轉子汽端的X方向通頻/基頻/相位分別為97μm/77 μm/74,Y方向分別為59μm/49μm/97,蓋振37μm;轉子勵端的X方向通頻/基頻/相位分別為99μm/94μm/321,Y方向分別為83μm/78 μm/206,蓋振15μm。按照行業標準,軸振127 μm以下合格,蓋振50μm以下合格。因此,4號發電機的振動現象是:發電機轉子軸振和汽端蓋振偏大,但都在合格范圍內,發電機定子振動明顯較大,并且定子離基礎越高的部位振動越大。

14由于發電機制造廠資料并無關于定子振動的相關標準,為了更加科學地評價4號發電機定子振動水平,經過查找資料并與廠家討論,最終確定了評價定子振動的兩份標準:JB/T 10392—2002《透平發電機定子鐵心、機座模態試驗分析和振動測量方法及評定》和GB/T 6075.2—2007/ISO 10816—2:2001 《在非旋轉部件上測量和評價機器的機械振動第二部分:50 MW以上,額定轉速1500 r/min、1800 r/min、3000 r/min、3600 r/min陸地安裝的汽輪機和發電機》。JB/T 10392—2002對測點布置、傳感器選擇、測量參數、測量工況以及鐵芯振動標準均作了說明,GB/T 6075.2—2007則將機器的振動劃分為A、B、C、D四個區域,并給出了由經驗值劃分出的區域邊界,表征機器在不同振動水平下的運行限制條件。根據以上2個標準,最終確定對4號發電機的振動測點布置如圖2所示,并將圖中A/B測點作為評價發電機定子振動水平的考核點,要求該點在機組長期運行時的振動速度通頻值不應超出7.5 mm/s,機組短期運行時 (有停機處理窗口)不應超過11.8 mm/s。顯然,4號發電機首次核蒸汽沖轉后的定子振動已嚴重超標。

圖2 振動測點布置圖Fig.2 Layout of vibration measuring points

1.2 臨時治理

4號機組首次核蒸汽沖轉后,機組停機進行商運前的小修。2011年12月份機組再次啟動,發電機9瓦 (汽端)X方向軸振從87μm緩慢上升,最大達到131μm。決定停機動平衡,一方面希望降低發電機轉子軸振,另一方面通過減小軸振力從而降低發電機瓦振和定子振動。分別在汽發對輪配重881 g∠265°、勵發對輪配重770 g∠40°,9瓦軸振從124μm降至72μm,10瓦軸振從99μm降至85μm,但發電機瓦振和定子振動均無明顯變化。為盡量降低發電機定子振動,根據發電機制造廠的建議,在發電機兩端氫冷器頂部搭建腳手架并加沙袋,現場照片見圖3。

圖3 發電機頂部加裝沙袋Fig.3 Sandbags on the top of the generator

汽勵兩端分別加重2.2 t和1.8 t沙袋后,考核點的振動從24 mm/s大幅下降至13.4 mm/s,但依然超出7.5 mm/s的長期運行標準,繼續加重對振動幅值降低程度減小、甚至不再降低。為使發電機能夠長期運行,決定嘗試以降低9瓦瓦振為目標進行2次動平衡,在汽發對輪再次加重800 g∠270°,9瓦的瓦振由29μm降至22μm,10瓦基本不變,發電機定子振動從13.4 mm/s降至7.14 mm/s,滿足長期運行標準。

4號發電機在壓沙袋的情況下運行首個燃料循環周期后,于2013年1月份迎來首次機組換料大修。為從根本上解決發電機振動問題,實施了表1中的9項處理措施,檢查和處理結果均滿足要求,但大修結束后發電機定子振動仍明顯超標,需要壓沙袋運行。

表1 首次大修處理措施Table 1 First overhaul measures

2 原因分析與仿真

2.1 根本原因分析

通過對歷次啟停機過程進行觀察發現,4號發電機振動存在規律,即:發電機啟動過程中,從0 r/min升速至2870 r/min的階段,定子振動一般處于較低水平,一旦轉速接近3000 r/min,定子振動立刻大幅增長;發電機停機過程中,轉速一旦從3000 r/min降至2870 r/min以下,定子振動立刻明顯減小。同一制造廠設計生產的3號發電機在3000 r/min附近卻無如此明顯的振動峰值。因此,分別在3、4號機組大修停機窗口,對3、4號發電機進行了定子振動對比測試,氫冷器的振動Bode圖如圖4和圖5。

從圖4和圖5可以看出,4號發電機汽端氫冷器峰值轉速為2910 r/min(48.5 Hz),3號發電機汽端氫冷器峰值轉速為2639 r/min(44.5 Hz),4號發電機的峰值轉速明顯高于3號發電機,說明4號發電機峰值轉速避開工作轉速裕度小,這是4號發電機定子振動大的一個重要原因。峰值轉速存在的根本原因,是由于在該轉速附近參振系統存在固有模態頻率,歷次啟停機的峰值轉速較為固定,說明該固有模態頻率穩定存在。為進一步確定發電機系統是否在50 Hz附近存在固有模態頻率,在機組停機狀態下,分別對3、4號發電機定子及基礎系統進行錘擊模態試驗,測試結果如表2。

表2 停機模態試驗結果Table 2 Test results of shutdown mode

模態試驗結果顯示,1階振型為發電機定子汽端和勵端同向振動,2階振型為發電機定子汽端和勵端反向振動,4號發電機2階固有頻率過于接近工作頻率是定子振動大的根本原因。而靜止狀態下模態測試得到的固有頻率相比停機過程Bode圖測得的固有頻率要高出1.5 Hz左右,則是靜止狀態與停機過程的轉子支撐狀態差別所致。

2.2 建模仿真與試驗

從上一節原因分析可以看出,4號發電機振動大的主要原因是過于接近工作頻率的2階反向固有頻率振型造成定子共振,因此,降低4號發電機2階固有頻率是解決振動問題的關鍵。一般來說,調頻的主要方向包括改變剛度和增加質量,考慮到發電機總重近500 t,質量調頻的難度和不確定性較大,通過調整發電機底載分配從而改變剛度成為優先選項。從大方向上看,對發電機定子的支撐點外移,端部支撐剛度增大,可有效降低固有頻率,但大型電機都采用階梯墊片進行底載分配,各區域的載荷標準都有一定的標準范圍。圖7是西屋關于60萬k W發電機的底載分配標準。

從圖6可以看出,各區域底載分配尚有5%左右的調整空間,下面對發電機進行有限元建模與仿真分析,研究2階固有頻率對于底載變化的響應效果。在 Wor k Bench下的Modal模塊,建立包括原始模型在內的5組墊片模型,原始模型依據現場的實際底載分配建立,其余4組模型分成不同高度的墊片分布從而代表4組不同的載荷分配。5組模型變化分別為a、b、c、d、e,其中a是原始模型,墊片高度如表3。

表3 模型墊片高度表Table 3 Model gasket altimeter(unit:mm)單位:mm

圖4 4號發電機汽端氫冷器 (峰值轉速2910 r/min)Fig.4 Steam end hydrogen cooler for No.4 generator(peak speed 2910 r/min)

圖5 3號發電機汽端氫冷器 (峰值轉速2639 r/min)Fig.5 Stea m end hydrogen cooler f or No.3 generator(peak speed 2639 r/min)

圖6 西屋60萬k W發電機底載分配標準Fig.6 Standar d f or botto mload distribution ofWestinghouse’s 600 MWgenerator

通過仿真模型計算得到的發電機定子2階振型如圖7。

圖7 發電機定子2階振型示意圖Fig.7 Schematic of the second order vibration mode of the generator stator

整理分析結果,得到5組載荷比的模態對比如表4。

表4 模態對比表Table 4 Modal contrast

圖8 制造廠內模態實驗驗證Fig.8 Experi mental verification of internal mode in the manufacturer

從以上建模結果可以看出,當4組墊片都同發電機底腳接觸,僅通過墊片高度微調改變底載分配,其2階固有頻率下降幅度有限,若改變墊片高度使最內側墊片 (D區)與發電機無接觸,可有效降低固有頻率。為驗證仿真分析結果,在制造廠選取了一臺同型發電機,進行變底載比的錘擊模態實驗,實驗結果顯示:A區接近75%承載、D區接近0的狀態可使2階固有頻率相比標準承載狀態降低0.63 Hz(49.63降到49.00)。

3 現場實施

基于以上的仿真分析和實驗驗證,決定在2017年1月份的4號機組第五次換料大修期間,對發電機實施底載分配,要求在滿足西屋標準的前提下將A區載荷盡量調高 (70%～75%,盡量靠上限)、D區載荷盡量降低 (0～1%,盡量靠下限)。由于4號汽輪發電機組在運行期間的軸系振動優秀,為防止修后的軸系振動惡化,大修期間汽發中心盡量控制得與修前數據一致。此次底載分配對A/D區承載和汽發中心均有較為嚴苛的要求,因此調整工作量大大超出常規底載分配,總計墊片調整次數多達11次 (通常調整3～4次即可)。表5是原始載荷和最終載荷的數據對比,從中可以看出發電機原始底載狀態并不完全符合西屋標準,調整后的最終載荷則達到了預期要求。最終發電機的4階墊片厚度分別為:左前 (0.70 mm/1.35 mm/0.75 mm/0 mm),左后(0.75 mm/1.10 mm/0.75 mm/0.70 mm),右前(0.40 mm/0.75 mm/1.00 mm/1.25 mm),右后 (0.90 mm/0.65 mm/1.60 mm/0.25 mm)。

發電機初始的2階固有頻率約為49.8 Hz,調整后的2階固有頻率變為48.8 Hz。機組大修后啟動,由于正值春節調峰,機組啟停3次,在未壓沙袋的情況下振動均未超標,機組滿功率運行后的考核點振動值仍維持在4.5 mm/s左右,發電機定子振動問題得到圓滿解決。

表5 載荷分配對比表Table 5 Comparison of load distributions

4 結 論

中核運行秦二廠4號發電機定子振動問題從2011年調試時期開始出現,期間通過采取軸系動平衡、氫冷器壓沙袋等措施使其控制在長期安全運行標準以內,直至2017年通過發電機底載分配調頻得到徹底處理,對電廠解決同類型問題具有重要的借鑒意義。從中核運行秦二廠、錦界電廠、珠海金灣電廠等處理發電機振動的經驗來看,治理共振問題的策略主要包括三方面:吸振、平衡和調頻,氫冷器壓沙袋可以起到很好的吸收能量緩沖振動的作用,軸系動平衡是降低轉子激振力的主要手段,而發電機底載分配或加裝加強筋等調頻手段則是解決定子共振的根本方案。