靜葉可調軸流式引風機葉片斷裂原因分析及對策

李永樂，駱貴兵，楊 輝

（1.北方聯合電力有限責任公司包頭第三熱電廠，內蒙古 包頭 014060；2.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054）

靜葉可調軸流式引風機因其結構簡單、投資和維護費用低、失速區寬、對煙氣含塵量適用性強等優點，在燃煤電站鍋爐中得到普遍應用。由于與動葉可調軸流式風機比，靜葉可調軸流式風機運行效率較低[1-4]，為降低發電機組廠用電率，提高運行經濟性，靜葉可調軸流式風機可采用小汽輪機驅動方式或變頻電機驅動方式。

電站風機作為燃煤鍋爐重要的輔機設備，其運行可靠性對于發電機組至關重要。近年來，因風機葉片斷裂造成風機停運機組RB動作甚至停運的事件時有發生[5-14]，且多集中為動葉可調軸流式風機，葉片斷裂原因包括葉片材質鑄造缺陷、喘振等。靜葉可調軸流式風機較少發生葉片斷裂故障。本文通過對某600 MW機組采用小汽輪機驅動的靜葉可調軸流式引風機葉片斷裂原因分析，提出汽動引風機維護及運行重點，為其他采用同類型引風機的電站提供參考。

1 引風機設備概況

某電廠600 MW機組鍋爐為上海鍋爐廠有限責任公司生產的超臨界、單爐膛、一次中間再熱、平衡通風、固態排渣、緊身封閉、全鋼構架、全懸吊結構Π型鍋爐，機組于2017年1月投產發電。鍋爐配置2臺某風機制造廠家生產的AN31e6/KSE型靜葉可調軸流式引風機。引風機采用小汽輪機驅動，調速運行。為避免風機在某一轉速下工作頻率與葉輪固有頻率重合而出現共振破壞的問題，風機制造廠在靜葉可調引風機每個葉片的中部邊緣開設凹槽，凹槽內放置調頻環，以增加葉片的固有頻率。調頻環由圓鋼彎曲制成，與葉片組通過焊接固定，其結構如圖1所示。引風機設計參數見表1。

圖1 靜葉可調軸流式引風機調頻環結構Fig.1 The structure of frequency-modulation hoop of the static blade adjustable axial flow induced draft fan

表1 引風機設計參數Tab.1 The design parameters of induced draft fan

2 引風機葉片斷裂事件經過

2018年12月1日13:33:00，1號機組1B引風機汽輪機軸承振動大保護動作，汽動引風機跳閘。揭開葉輪上蓋檢查發現，1B引風機葉輪中一葉片發生斷裂（圖2），其余葉片端部存在不同程度的扭曲變形（圖3）。斷口裂源位于葉片進氣側調頻環與葉片焊接處，與葉根間距離約為葉片長度的1/3，葉片中間段斷口存在撕裂臺階，葉片排氣側斷口較粗糙。

圖2 1B引風機葉輪葉片斷口照片Fig.2 The fracture surface features of blade of induced draft fan 1B

圖3 1B引風機葉片端部扭曲變形照片Fig.3 The blade twist deformation of induced draft fan 1B

為了解風機葉片斷裂前風機的運行狀況，調取1B引風機驅動端X、Y方向振速、軸承溫度、小汽輪機轉速等參數，12月1日1B引風機葉片斷裂前X、Y方向振速變化趨勢如圖4所示。由圖4可見：12月1日12:56:11開始，1B引風機驅動端X、Y方向振速快速增大；13:00:26驅動端X、Y方向振速分別為4.0、6.3 mm/s；之后振速大幅度波動，13:32:19驅動端X、Y方向振速分別達到10.4、12.6 mm/s；13:33:29驅動端X、Y方向振速已達到振速測量量程20 mm/s，之后風機跳閘。由于風機振動保護未投入，導致風機驅動端振動達到跳閘值時，振動保護未動作。

圖4 1B引風機葉片斷裂前X、Y方向振速變化趨勢Fig.4 The change trend of vibration speed on X and Y direction before the blade broken (induced draft fan 1B)

3 引風機葉片斷裂原因分析

3.1 運行參數分析

查看引風機歷史運行參數，風機運行期間未發出“喘振”報警，未發生過失速或者喘振等問題，僅在400 MW左右負荷期間曾出現2臺引風機“搶風”現象，但均得到有效處理。因此，可基本排除引風機失速或喘振導致葉片承受較大動應力造成葉片斷裂的可能性。

3.2 葉片斷口分析

對引風機葉片斷裂位置進行宏觀觀察和金相分析，結果如圖5所示。由圖5可見，引風機葉片斷裂面可見明顯的啟裂區和裂紋擴展區，葉片啟裂位置斷裂面形貌不規則，為變頻環焊接的焊縫處，斷裂面擴展位置處存在典型的疲勞弧線，根據疲勞弧線走向判斷，擴展區裂紋由左向右擴展。在圖5中葉片斷裂的啟裂位置截取金相試樣，經砂紙粗、細磨和拋光、浸蝕后，在ZEISS LSM 700 型TPRI激光共聚焦掃描顯微鏡下對顯微金相組織進行觀察分析，結果如圖6所示。

圖5 斷裂面各部位外觀形貌Fig.5 The fracture surface features of blade

圖6 啟裂區金相組織Fig.6 The metallographic structure of cracking area

由圖6可見：合金為貝氏體組織，啟裂位置有明顯塑性變形，這是由于焊縫處存在應力集中導致；斷裂面附近存在穿晶二次裂紋，向晶粒內部擴展；葉片合金的金相照片未見明顯組織缺陷現象。由于曾在引風機調頻環與葉片間焊縫處發現裂紋缺陷，本次引風機葉片斷裂位置也位于調頻環與葉片間焊縫處，因此推斷葉片斷裂與焊縫缺陷有關。

4 引風機葉片調頻環位置調整

考慮到調頻環與葉輪焊縫處多次出現缺陷，為杜絕此類問題，電廠與風機制造廠商議，決定對1B引風機葉輪進行整體更換，并對葉片進氣側調頻環位置及結構進行優化改進。

未加調頻環時葉片根部應力集中嚴重，焊縫周圍的應力應變最大，為此在葉片中部焊接調頻環，使得葉片根部焊接部位的應力集中得到改善，但在調頻環與葉片的焊接部位出現較大的應力，且調頻環自身的形變較大，達到0.584 mm。在長期運行中，葉片振動變形不同步的情況下，調頻環存在發生更大形變的可能，即經受更高形變位移的考驗。為此，考慮調頻環向葉片根部移動，即在葉輪入口處加調頻環，調頻環直徑更小，與葉片焊接部位的振動同步性更好。表2為不同位置調頻環對葉片位移和環形變的影響。從表2可知，雖然采用在葉輪入口處加調頻環的方案葉片變形量較原方案略大，但調頻環的變形量較原來的方案小，調頻環的安全性較高。另外，未加調頻環時，葉片本身未出現斷裂，說明葉片強度滿足要求。綜合比較在葉輪入口處加調頻環方案的穩定性更高。

表2 不同位置調頻環對葉片位移和環形變的變化影響單位：mmTab.2 The influence of frequency modulation ring at different positions on blade displacement and ring variation

將原調頻環去除后進行補焊打磨探傷修復處理，新調頻環加在葉片根部，并更改為口圈結構，優化后結構如圖7所示。

調頻環優化結構特點：1）與原引風機埋入葉片的調頻環相比，口圈結構不需對葉片進行二次切割打磨，避免了對高強鋼葉片的重復熱處理（切割、焊接、退火），葉片仍被約束為一個整體，阻尼增大，在受到激振時振幅較低，可有效保護葉片根部的焊縫；2）與原有調頻環位置相比，優化后調頻環直徑較小，在受到激振時變形較小，所受的拉伸和擠壓變形較原調頻環葉輪小得多，也避免了自身疲勞斷裂，不僅保護了葉片根部的焊縫，又減小了調頻環所受到的拉伸和擠壓變形，且不破壞葉片，可有效降低葉片在激振力下產生顫振對葉片的危害。優化后調頻環與葉片組焊時自然形成剖口，容易焊接，且不破壞葉片。

圖7 調頻環優化后結構Fig.7 The optimized structure of the modulation ring

5 汽動引風機葉片測頻及轉速控制

調頻環優化后，改變了原葉片的固有頻率。為了排查目前1B引風機調頻環改造后葉片的固有頻率與轉速頻率是否存在共振現象，對1B引風機葉片進行固有頻率測試。葉片測頻采用GE Bently公式生產的Scout140-EX型振動測試儀。表3為1B引風機各葉片靜頻率測試結果[15]。

表3 1B引風機各階靜頻率 單位：HzTab.3 The static frequency of each stage ofinduced draft fan 1B

考慮到引風機運行過程中，離心力、煙溫等因素均會對葉片固有頻率產生影響，需要對實際測得的靜頻率進行換算，得到不同轉速下對應的動頻率。查閱集控表盤參數及設計參數發現，現有引風機在330 MW時設計轉速和實際轉速分別約為615、727 r/min；660 MW時設計轉速和實際轉速分別約為927 r/min及1 080 r/min。因此，引風機轉速下限取600 r/min，上限取1 080 r/min，即可覆蓋所有工況下的引風機轉速。

為了解引風機葉片動頻率與激振頻率（轉速頻率及葉片通過頻率）的關系，圖8及圖9分別給出了1B引風機前6階轉速頻率、前3階葉片通過頻率與葉片動頻率之間的關系。圖8及圖9中實線均表示激振力頻率（即轉速頻率及葉片通過頻率），虛線表示葉片動頻率，當兩者過于靠近或者發生交叉時，表示激振力與固有頻率距離過近，會發生共振現象。從圖8及圖9可以看出：轉速頻率與葉片動頻率沒有發生交叉或者過于靠近的現象；葉片通過頻率與葉片動頻率之間發生了交叉，交叉點對應的轉速即為共振轉速；剔除設計轉速范圍以外的轉速后，得到1B引風機葉片在設計轉速范圍內葉片通過頻率發生共振的轉速約為752、1 098 r/min。

圖8 1B引風機轉速頻率與葉片動頻率關系Fig.8 The relationship between speed frequency and blade dynamic frequency of induced draft fan 1B

圖9 1B引風機葉片通過頻率與葉片動頻率關系Fig.9 The relationship between blade passing frequency and blade dynamic frequency of induced draft fan 1B

為防止共振轉速下葉片結構與葉片通過頻率發生共振，實際運行中需要保證引風機實際運行轉速與共振轉速保持一定的避開率，避開率越大，引風機運行越安全。不同共振轉速避開率下1B引風機對應不建議運行轉速見表4。

表4 1B引風機在各共振轉速避開率下的不建議運行轉速單位：r/minTab.4 The non-recommended operating speed of induced draft fan 1B

考慮到現場實際情況，決定采用8%避開率，引風機轉速盡可能避開在700~820 r/min（對應小汽輪機轉速為3 860~4 520 r/min）運行。

防止共振的具體措施為：采取轉速和靜葉配合調節的方法避開共振區域，手動調節靜葉時，操作過程一定要緩慢，觀察小汽輪機轉速變化及爐膛負壓，避免大幅度波動。負荷在450 MW以上時，小汽輪機轉速基本大于4 520 r/min，不存在共振情況；負荷降到480 MW運行期間，采取關小引風機靜葉開度，提高引風機小汽輪機轉速的方法，保證轉速大于4 520 r/min；如果負荷在360 MW以下時，開大引風機靜葉開度，讓轉速過渡到3 860 r/min以下。

6 結 論

1）某燃煤發電機組1B靜葉可調軸流式引風機葉片斷裂位置位于調頻環與葉片間焊縫處，故汽動引風機增設調頻環后，檢修時應重點檢查調頻環與葉輪的焊縫，如發現缺陷及時進行修復。

2）對葉輪進氣側調頻環位置及結構進行優化，新調頻環焊接在葉片根部，并更改為口圈結構。安裝新調頻環后，葉片仍被約束為一個整體，阻尼增大，在受到激振時振幅較低，可有效保護葉片根部的焊縫。與原有調頻環位置相比，新調頻環直徑較小，在受到激振時變形較小，所受的拉伸和擠壓變形較原調頻環葉輪小得多，可有效降低葉片在激振力下產生顫振對葉片的危害。

3）汽動引風機隨著機組負荷的變化，其轉速也隨之變化，為防止在共振轉速下葉片結構與葉片通過頻率發生共振，實際運行中需要引風機實際運行轉速與共振轉速保持一定避開率。