某300 MW抽凝式汽轮机动静碰磨原因分析

葛挺，高宽，李勇，梁卓

(大唐华中电力试验研究所，郑州 450000)

某300 MW抽凝式汽轮机动静碰磨原因分析

葛挺，高宽，李勇，梁卓

(大唐华中电力试验研究所，郑州 450000)

某300 MW抽凝式汽轮机在改造后的首次启动过程中，出现了高中压通流部分轴向动静碰磨。针对碰磨的原因进行了分析，并通过高中压通流部分各级运行间隙的计算，找出了最先碰磨部位；为今后类似改造提出了建议。

动静碰磨；膨胀；磨损

0 引言

某300 MW汽轮机原为东汽设计制造的亚临界、一次中间再热、单轴、两缸两排汽、抽汽凝汽式汽轮机，型号为C300/235—16.7/0.343/537/537。该机原设计热耗率为7 892 kJ/(kW·h)，最新的热力性能试验结果为8 141 kJ/(kW·h)，比设计值偏高249 kJ/(kW·h)。为解决该机实际运行热耗高的问题，2015年9—11月进行了高效亚临界升参数节能改造，在通流部分改造的同时，将主、再热蒸汽温度由537 ℃提升至565 ℃。

综合升级改造完成后，于2015年11月29日进行首次启动，当负荷升至80 MW左右时，振动突然增大，被迫打闸停机；经揭缸检查，发现高压通流部分轴向磨损。下面就该汽轮机动静碰磨发生的过程、原因分析、故障处理及经验教训进行简要介绍。

1 故障过程及磨损情况检查

1.1 故障过程

2015年11月28日，锅炉点火；11月29日11:00，汽轮机具备冲转条件。11月29日11:26开始冲转，冲转参数基本符合制造厂要求，经磨检、中速暖机、高速暖机，13:30定速。定速后，高中压缸热膨胀7.30/8.20 mm，高压胀差1.50 mm，转子偏心10.5 μm，各监视参数正常。定速后进行电气试验，试验过程中，各轴振、瓦振及其他数据正常。但中压通流部分存在鼓风现象，中缸排汽温度达到412～459 ℃，持续时间约10 h。11月30日01:50并网带负荷。带负荷期间，主、再热蒸汽平均温升速率为1.3 K/min，0.9 K/min，局部温升速率1.8 K/min，符合运行说明书的要求。11月30日05:23，负荷由87 MW降至74 MW，轴向位移由0.10 mm降至0.06 mm，胀差由5.56 mm升至5.60 mm；1X轴振发生一次波动，最大值达到73 μm，05:28恢复正常。11月30日05:52，#1，#2瓦轴振、瓦振开始上涨；06:01，1X轴振193 μm，2X轴振187 μm，被迫打闸停机，此时胀差表指示值为5.60 mm。11月30日06:09，转速到零，惰走时间仅8 min，此时胀差表指示值为7.4 mm。转速到零后，盘车无法投入，采取闷缸处理措施。11月30日08:00，再次试投电动盘车正常，盘车投运。

1.2 磨损情况检查

1.2.1 热态检查情况

2015年12月3日，在盘车状态下，拆除高压后轴封及中压后轴封外挡汽封后，发现高压后轴封外挡汽封高齿向机头侧弯曲，轴向磨痕明显，磨损情况如图1所示。中压后轴封外挡未发现轴向磨损，径向轻微磨损。

图1 高压后轴封外挡汽封轴向磨损情况

1.2.2 揭缸检查情况

2015年12月12日，汽缸金属温度降至80 ℃，停止盘车、油泵运行，汽缸解体检查；2015年12月17日高中压缸解体检查完毕。检查发现高中压动静部分发生磨损，高压各级隔板汽封及后轴封汽封齿轴向磨损，其中后轴封齿轴向磨损严重；高压第5级动叶叶根与第6级隔板轴向磨损严重，复测间隙发现该部位G点处轴向间隙较安装时增加了1.7 mm；高压第4，5，9，11，12级叶顶汽封齿轴向磨损；调节级径向汽封齿径向有轻微摩擦痕迹；中压隔板汽封及径向汽封齿有轻微径向摩擦痕迹。检查前轴承箱与高压缸之间的H梁连接情况，连接正常，但被保温包裹。进行前轴承箱推拉试验，移动正常，无卡涩。检查#2轴承箱定位情况，死点正常。测量推力间隙，为0.43 mm，与安装数据吻合。对通流部分间隙数据进行复测，除摩擦部位有偏差，其他数据与安装数据吻合。

2 碰磨分析

2.1 碰磨原因

综合改造后汽轮机结构、故障时运行参数、故障后检查情况，造成轴向碰磨的原因如下。

(1)胀差表存在误差，指示值偏小。对胀差表进行校验，发现胀差表指示值偏小。指示值5.60 mm时，偏小0.90 mm；指示值7.40 mm时，偏小1.10 mm。

(2)H梁温升膨胀，进一步增大测量误差。高中压缸与前轴承箱间H梁被保温材料包裹，使得空气无法对其冷却，造成H梁温度升高、膨胀量增加。与H梁散热良好状态相比，H梁温度约升高130℃，其长度334 mm，按线性膨胀系数13.5×10-6/K计算，H梁将产生0.6 mm的额外膨胀量。

(3)改造后进汽温度升高，转子膨胀量增加。汽轮机通流部分改造时，配套进行了锅炉受热面的相关改造，将主、再热蒸汽温度由537℃提升至565℃。由于进汽温度的提高，高中压通流部分各级的温度也随之升高，各级温度升高使转子的膨胀量较改造前增大。改造前后高中压通流部分额定工况各监视段温度的对比见表1。

表1 各监视段温度对比 ℃

(4)改造后外缸温度降低、通流间隙减小。通流部分改造后，高压通流部分增加3级、中压通流部分增加1级，高压内缸增加0段抽汽室，中压进汽部分安装隔热罩，高中压外缸增加螺栓自流冷却系统以上改造措施对提高效率、减少缸内漏汽有利，但也会造成外缸及法兰金属温度降低，导致外缸与转子温差增大；在转子总长度不变的情况下，增加4级及0段抽汽室，会造成轴向通流间隙减小。温差大与间隙小2个因素叠加，使改造后轴向间隙安全裕量明显减小。

(5)泊松效应引起的转子伸长量设计取值偏小。设计时，泊松效应引起的转子伸长量取值为0.76 mm，明显小于实际转子伸长量1.80 mm(转速由3 000 r/min降至0 r/min，高压后轴封第9列处)，设计与实际偏差1.04 mm；造成停机过程中，出现较严重的磨损。

2.2 碰磨部位分析

由打闸前振动波动及变化规律判断，胀差表指示值5.60 mm时已发生碰磨，此时实际胀差已达7.10 mm左右(胀差表测量值偏小，影响0.90 mm；H梁被保温材料包裹，引起的H梁额外膨胀，影响0.60 mm)，最先碰磨部位应在正胀差方向轴向间隙安全裕量最小处。

运行时动静部件温度升高，高中压转子以推力瓦为基准向机头方向膨胀，转子各级叶轮的移动量为该部位与推力盘间各区段膨胀量之和。高中压外缸以#2轴承箱处死点为基准向机头方向膨胀，并带动安装在其中的高压内缸、隔板套、汽封套等部件向机头方向移动。各级隔板及汽封圈的移动量为高压外缸与高压内缸或中压#1，#2隔板套的膨胀量之和。

高中压转子材质为30Cr1Mo1V，高中压缸材质为15Cr1Mo1V，线性膨胀系数(与20 ℃之间)与温度的对应关系[1]见表2。

表2 材料的线性膨胀系数

为确定最易碰磨的部位，以高压通流部分实际安装数据、故障时各监视段参数等数据为基础，进行高中压通流部分各部位正胀差运行间隙的计算[2]。故障时高中压通流部分各部位正胀差运行间隙计算结果见表3，表中各点为安装时高中压通流部分间隙最小的部位。

从表3可以看出：当胀差表指示值为5.60 mm时(实际胀差7.10 mm左右)，高压第5级叶轮与高压第6级隔板G点处已出现轻微碰磨；高压第1级转子与隔板汽封G1点、高压第2级转子与隔板汽封G1点、高压后轴封1～9列转子城墙齿与汽封高齿G1点等处的运行间隙小于1 mm，安全裕量不足。

表3 各部位正胀差运行间隙 mm

动静碰磨在高压第5级动叶叶根与第6级隔板轴向间隙G点处首先发生，造成机组振动增大；跳闸后，由于泊松效应引起转子伸长，胀差表指示值7.40 mm时(实际胀差9.10 mm左右)，造成较严重磨损。

3 修复后运行情况

汽轮机高中压转子返厂，进行了局部热处理、车削加工、高速动平衡，高速动平衡结果合格。对叶顶汽封、隔板汽封、轴封修复、更换，调整高中压通流部分间隙，将多数级的正胀差方向间隙适当放大。

2016年1月24日所有修复工作完成，机组启动；1月24日11:31定速3 000 r/min，1月24日20:23并网带80 MW负荷暖机后，进行机械超速试验；1月25日04:28正式并网带负荷。

在之后的运行过程中，高中压胀差仍偏大；随负荷波动，高中压胀差在4.40～5.00 mm之间变化；与改造前相比，偏大约2 mm。其余运行参数正常，各轴振、瓦振均在优良水平。2016年7月进行了性能考核试验，机组热耗保证工况(THA)修正后热耗率7 796.21 kJ/(kW·h)，75%THA工况修正后热耗率7 842.68 kJ/(kW·h)，均低于制造厂保证值，达到了预期目标。

4 结束语

(1)首次启动过程中，供热调节蝶阀未完全开启，致使中压通流部分存在鼓风。中缸排汽温度最高达459 ℃，持续时间达10 h，造成外缸中压部分过度膨胀，掩盖了外缸高压部分膨胀不足的问题。供热调节蝶阀缺陷消除后，中压通流部分鼓风消失，外缸中压部分金属温度下降；高压部分通流间隙迅速减小，是造成碰磨的主要原因。

(2)胀差表测量存在误差，同时高中压缸与前轴承箱连接H梁被保温包裹，进一步增大了测量误差，使得运行人员未能及时发现问题，是造成碰磨的直接原因。

(3)胀差表指示值5.60 mm时(实际胀差7.10 mm左右)，在高压第5级叶轮与高压第6级隔板间G点处首先出现轻微碰磨，振动增大；停机过程中，由于泊松效应造成轴向较严重磨损。

(4)在设计制造方面，采取了提高进汽温度、优化汽缸结构、增加通流级数等改进措施，这些措施在提高效率的同时，客观上也造成了外缸与转子温差增大、级间间隙减小。与改造前相比，正胀差方向轴向间隙安全裕量减小。因此，设计时应统筹考虑，兼顾经济性与安全性，通流间隙应留有更大的安全裕量。

(5)从几次正常停机的情况看,转速到零后，高中压胀差增加了1.20～1.80 mm；停机时进汽参数越高，正胀差增加值越大，即泊松效应引起的转子伸长量越大。因此，应对高中压正胀差报警值和跳机值进行完善，予以适当降低。

(6)检修时，汽轮机各测量仪表的校验应严格按规定程序定时校验，且必须做全量程校验。

(7)检修时，严禁对汽缸与前轴承箱H梁(或推拉装置)、汽缸猫爪进行保温，防止引起胀差测量附加误差。

[1]火力发电厂金属材料手册[M]. 北京：中国电力出版社，2001.

[2]魏军, 陈伯树. 汽轮机机组胀差计算方法[J]. 机械工程师, 2012(5): 9-10.

(本文责编：刘炳锋)

2016-09-02；

2016-11-28

TK 268

B

1674-1951(2017)01-0050-03

葛挺(1968—)，男，河南开封人，高级工程师，从事汽轮机专业试验、调试、运行方面的工作(E-mail:water_0371@126.com)。