近期水轮发电机发电电动机 发生的设备问题事故剖析.ppt

1、近期水轮发电机 / 发电电动机设备问题剖析,主 题,1 机组过速 / 甩负荷振摆恶化 周宁水轮发电机 瑞丽江水轮发电机 2 定子温升偏高 景洪水轮发电机 3 定子铁心磁化试验产生强烈振动和噪声 小湾水轮发电机 4 定子铁心烧损 宝泉发电电动机,5 磁极结构特点及其设计要求 6 磁极线圈甩出引发扫膛事故 水布垭水轮发电机 惠州发电电动机 西龙池发电电动机 结束语,交 流 内 容,1 机组过速 / 甩负荷振摆恶化 1.1 周宁水轮发电机 1.1.1 主要技术数据 SN/PN=139/125 MVA/MW 结构型式：上、下导，立轴悬式 UN=15.75kV 上机架径向支撑结构：6个径向千斤顶 COS

2、N=0.9 装机台数：2 nN=428.6 r/min 首台机投运年份：2004 nr=707 r/min,周 宁 发 电 机 总 装 配 图,分析表明，排除机组转动部分共振的可能性（厂家轴系稳定性计算满足要求） 多次超速动平衡配重试验解决无效 进一步分析认为，转速达到140% nN时上机架和定子机座系统出现明显的共振现象， 应分析其固有频率和振型 ANSYS有限元软件计算结果：1 阶固有频率为10.158Hz 机组过速达1.4 nN时频率（过速转频）为1.4428.6/60=10 Hz 结论：机组过速产生强烈振动是轴系转动激励引发上机架和定子机座系统的1阶模态共振造成的。振型为水平摆动。,1

3、.1.2 机组甩满负荷时各部位振摆幅值,1.1.3 过速产生强烈振动原因分析,1.1.4 治理方案/对策,提高上机架和定子机座联合单元的1阶固有频率 要求：额定转频（7.143 Hz）飞逸转频（11.783 Hz）1阶固有频率2倍额定转频（14.287 Hz）。 治理方案：在原有6个千斤顶正上方500 mm处，增设结构相同的6个千斤顶，对应的机坑混凝土内壁上安装基础钢板。实现1阶固有频率目标值约为13 Hz 经调保计算复核后决定：电气和机械过速保护整定值分别由143% nN138% nN和150 nN143 nN,1.1.5 应用效果,2台机的治理达到了预期效果，见下表,SN/PN =118/

4、100 MVA / MW 结构型式：上、下导，立轴悬式 UN =13.8 kV 上机架径向支撑结构：6个径向千斤顶 COSN = 0.85 装机台数：6 nN = 428.6 r/min 首台机投运年份：2008 nr = 680 r/min,1.2 瑞丽江水轮发电机,1.2.1 主要技术数据,1.2.2 过速产生强烈振动原因分析,除2#机，其余机组转速n1.4 nN产生强烈振动，上机架振幅高达2410 m 分析表明，排除机组转动部分共振的可能性 进一步分析,认为类似周宁机组，转速达1.40 nN以上时，上机架和定子机座系统出现明显共振现象 ANSYS有限元软件计算结果：1阶固有频率为10.4

5、5Hz 机组过速达1.45 nN时频率为1.45428.6/60=10.36 Hz 结论：机组过速产生强烈振动是轴系转动激励引发上机架和定子机座系统的1阶模态共振造成的。振型为水平振动。,1.2.3 治理方案/对策,1.2.4 应用效果,5台机的治理，达到预期效果。过速n1.45 nN时，上机架最大振幅为0.80 mm 2# 机未作加固处理，动平衡试验配重仅35 Kg（其余机组均为150 Kg250 Kg）,提高上机架和定子机座联合单元的1阶固有频率 要求：7.143 Hz（额定转频）11.332 Hz（飞逸转频）1阶固有频率14.287 Hz (2倍额定转频) 治理方案：在原有6个千斤顶上方

6、350 mm处，增设结构相同的6个千斤顶，且下机架基础板与支臂立筋各增焊2个立筋。实现1阶固有频率目标值12.8 Hz,高速（nN 375 r/min）大容量机组应讲究机组对中、盘车找摆度 动平衡试验应精细、准确、配重科学、合理。应在 n=（1.11.2）nN工况配重试验。瑞丽江2#机经验可取。 坚持上机架传力设计三要素（上导轴承处刚度足够、满足事况工况下机组稳定要求、科学合理选择径向支撑结构）。不要轻易提出全部径向力转换为切向力的支撑结构。 结构型式选择对振动的影响 悬式结构的定子及上机架系统的固有频率较半伞式的低，相对易引发过速振动 半伞式机组现场轴线对中、盘车易达标 性能指标，维护检修、

7、安装高程等应全面衡量 探讨招标文件技术规范提出相关补充要求/说明必要性,1.2.5 经验/启示,2 定子温升偏高 2.1 景洪水轮发电机 2.1.1 主要技术数据 SN/PN=389/350 MVA/MW Di=18130mm UN=18 kV Lt=1800mm COSN=0.9 结构型式：上、下导，立轴半伞式 nN=75 r/min 上机架径向支撑结构：八卦多边形切向支撑 nr=150 r/min 装机台数：5 首台机投运日期： 2008.6.19,2.1.2 投运后、通风改造前定子温升 景洪发电机自投运后，存在定子温升偏高现象，具体如下： 铁心最高温度=74.2 铁心最高温升=34.2

8、K 线圈测点温度=121.6 线圈测点温升= 81.6 K 线圈最高温度=138.9 线圈最高温升= 98.9 K,2.1.3 通风改造后定子温升 期望通过下述改进措施降低定子线圈温升 主要改进措施（共12种措施） 在转子支架上装设挡风圈（1#5#机） 在转子磁轭上装设导风叶（1#5#机） 转子下进风洞尺寸封堵500 mm（2#、4#机） 转子支架间装设隔板（2#、4#机） 定子铁心增长20 mm（1#、2#机） 定子线棒上、下端部装设磁环片（4#机） 改变定子线棒换位长度（2#机） 上、下端部进风口处装设挡风圈等（1#5#机）,5台机通风试验数据如下：,推算至P=PN 定子线圈温升,小结：采

9、取12种改进措施，虽使定子温升得到一定改善，但线圈温升与同类机组相比 仍显偏高。治标而未治本。,2.1.4 定子温升偏高原因分析 通风不善 漏风严重，线棒端部风速过低，导致绝缘盒温度过高而烧裂（通过改造后，已解决） 上、下部风路循环不正常（如1#、3#机） 线棒股线尺寸选择不当 上、下层线棒股线数：38/34(2.810.6),电密=2.817/3.145 A/mm2 电密及热负荷并不太高，但大容量导致大电流，需增加股线数，增加用铜量 宽而厚（2.810.6）的股线导致股线换位难（Lt=1800 mm）与用铜量增加的矛盾，最 终引发附加涡流损耗大、线圈温升高（计算值为74.8 K） 计算表明：

10、景洪发电机定子线棒平均涡流系数分别比同容量等级的公伯峡、水布垭、漫 湾高出61%、32%、74% 换位不良 实测表明，同槽线棒轴向温差大，约达30 K 换位角度需改善 槽形高、宽比小，散热能力差 按经验：hs/bs = 5.58.5 景洪发电机：hs/bs = 4.89 偏小，线棒热量难以通过铁心散出,2.1.5 治理方案/对策 原定子铁心全部运回工厂扩槽、更换上、下层线棒 槽深由149 mm171 mm，上、下层线棒股数：56/46(2.3611.2), 电密： 2.152/2.62 A/mm2 铁心内径由18160 mm 18166 mm （单边增大3 mm） 上、下铁心端部与齿压板间增设

11、风路，冷却铁心端部、压指和压板 损耗及温升计算对比 线棒损耗由1267.5 kW 970 kW(下降24%) 线棒温升（RTD）降低约19.7,主要电气参数得到改善，欠励进相运行稳定性提高,2.1.6 经验/启示 高度重视电磁方案优化选择 科学合理选择铁心内径、长度（GD2、温升、效率等） 与性能（电气参数）、发热（温升）及稳定有关尺寸的合理匹配和优化（hs/bs，ab等） 计算值与保证值的巧妙控制（温升、Xd、Xd等） 确保通风系统的设计方案与实际运行相符,定子铁心磁化试验产生强烈振动和噪声 3.1 小湾水轮发电机 3.1.1 主要技术数据 SN/PN=778/700 MVA/MW D i/

12、 Lt =11600/3650 mm UN=18 kV 结构型式：上、下导，立轴半伞式 COSN=0.9 上机架径向支撑结构：斜支臂径、切向支撑 nN=150 r/min 装机台数：6 nr=290 r/min 首台机投运年份：2009,3.1.2 铁心磁化试验状况 现场磁化试验过程产生强烈振动和噪声，铁心和机座最大振幅值超过仪表量程范围 定位筋与托块及托块与机座连接焊缝振裂 分别采用定子吊具或上机架以及拉筋轴向固定/和或径向固定机座均无效 测试数据汇总,3.1.3 振动和噪声异常原因分析,分析表明，排除铁心穿心螺杆产生共振的可能性,单位：Hz, 计算显示，机座的固有频率远高于电网频率 计算显

13、示，铁心的“0”节点固有频率与电网倍频接近,磁化试验工况，机座与铁心可视为两个独立的圆环，应分别计算其固有频率,图 1 铁 心 4 节 点 振 型,图 2 铁 心 6 节 点 振 型,图 3 水 平 晃 动 振 型,图 4 铁 心 “0” 节 点 振 型,1# 机现场机座实测频率：215、225、236、249 Hz 等，远高于100 Hz 1# 机现场铁心实测频率：107、188、216 Hz 等，与“0”节点的计算值接近 1#、2# 机铁心磁化试验铁心的 “0” 节点固有频率与电网倍频（100 Hz）接近， 产生 “呼吸型” 共振 铁心最高温升、最大温差符合GB/T 20835规定（Tma

14、x25 K 、T15 K ）， 强烈振动导致铁心背部叠片短路是2# 机铁心比损耗偏大、温升偏高主要原因,结 论,3.1.4 治理方案/对策,采用ALSTOM建议的低磁通测量法,电源：220V/10A 环形励磁，磁感应强度：0.03 T 0.2 T 测量原理：低感应法测量漏磁通，可反映铁心长度为3.5 mm至10 mm之间短路 点的感应电压幅值和相位 检验标准：测点损耗低于15 W不必治理，超过15 W应处理 GB/T 20835 高磁通与低磁通（DIRIS LOW INDUCTION TEST）铁损试验方法 特点比较,采用改变励磁电源频率测量法, 变频器参数 容量：3000 KVA 输出额定电

15、压：10 KV 输出额定频率：050 Hz 冷却方式：水冷,基于GB/T 20835，采用降低磁密的测量方法,试验磁通密度由1.092 T0.588/0.551 T,以降低铁心振动和噪声 3#、4#机铁心磁化试验数据如下： 磁通密度：0.588/0.551 T 最高温升：6.4/5 K 最大温差：2.2/7.9 K 铁心比损耗：1.591/1.660 W / kg,3.1.5 经验 / 启示,坚持执行GB/T 20835的必要性：全面、真实、有可比性 探讨招标文件技术规范提出相关补充要求/说明必要性,4 定子铁心烧损 4.1 宝泉4#发电/电动机 4.1.1 主要技术数据 SN/PN=334/

16、300 MVA/MW 结构型式：上、下导，立轴悬式 UN=18 kV 上机架径向支撑结构：斜支臂径、切向支撑 COSN=0.9 /0.95 装机台数：4 nN=500 r/min 首台机投运年份：2009 Di / Lt =4670/2930 mm,2009.10.23 抽水调相工况并网，未发现异常 10月27日空载开路试验，升压至22.5 kV发现有异味和火光，紧急停机检查 发现31#穿心螺杆有烧灼熔化现象。机座5层环板上均有散落熔渣，以下面2层居多 下端与鸽尾筋接触的部分冲片也烧损 事故发生后测试穿心螺杆绝缘电阻值，有19根（共57根）接地 监控显示，147# 槽铁心温度测量值偏高，达11

17、6（报警温度120）,4.1.2 铁心烧损事故发生情况,计算表明，1.25UN=22.5 kV穿心螺杆感应电势为346 V，不足以构成击穿电压， 形成短路 绝缘套管和绝缘垫圈检测显示，表面电阻值分别为3.5106 M和4.5106 M， 绝缘性能正常 熔渣成分化学分析说明均属于冲片、穿心螺杆及通风槽钢的基本元素 穿心螺杆表面未涂防锈漆 2009年12月9日专家咨询会认为 铁心拉紧螺杆绝缘结构存在缺陷，运行中极易受到污染，小颗粒异物进入环 形槽内是拉紧螺杆产生接地的隐患 铁心烧损原因目前还很难做出最终结论,4.1.3 铁心烧损事故原因分析,专家咨询会议决定对定子进行解体，进一步查明原因，研究落实

18、更为可靠的措施 对1#、2#、3#机采取如下措施 对3台机穿心螺杆绝缘电阻检测发现，分别有3根、9根和1根螺杆接地 采取轻微击打、拉伸、转动及吹扫等方法处理，绝缘值恢复正常 ALSTOM要求每6个月清扫一次，宝泉公司计划每2个月清扫一次 2010.2.9 会议认为 4#机事故是设备质量不佳造成的 更换全部定子冲片 穿心螺杆绝缘结构待试验分析后再确定,4.1.4 治理方案/对策,“杠杆式”螺杆及穿心螺杆压紧系统特点及应用业绩 “杠杆式”螺杆压紧系统：2000年前几乎全部大、中、小容量水轮发电机均采用 此系统，其特点见图 5,4.1.5 经验/启示,图 5 典型“杠杆式”螺杆压紧系统,穿心螺杆压紧

19、系统：2000年后至今约有125台套大、中、小容量水轮发电机采用，其特点见图6,图 6 典型穿心螺杆压紧系统,穿心螺杆结构改进和完善 采用高强度耐高温的绝缘烤漆穿心螺杆 铁心孔内壁喷涂绝缘漆 对拉紧螺杆定期清扫及内窥镜检测 绝缘垫和套管结构完善和改进，参见图7、图8,图7 小浪底水轮发电机穿心螺杆结构,图8 三峡右岸全空冷水轮发电机穿心螺杆结构,5 水轮发电机磁极结构特点及其设计要求 5.1 结构特点 常规磁极 极靴与极身的夹角为直角，极身两侧面平行，线圈平行放置 机组正常运行时，线圈在离心力作用下会产生侧向力Fh (见图 9) 在热和机械应力共同作用下，当应力和/或变形超过允许值时，线圈将产

20、生损坏 要求在磁极之间装设撑块/围带 适用于中、低速机组,图 9 常规磁极示意,弧形磁极 极靴与极身的夹角小于90，极身的两侧面平行 相对常规磁极，弧形磁极对线圈的支撑要牢固些 机组正常运行时，在离心力作用下，线圈还会产生相对较小的侧向力Fh(见图10) 在热和机械应力共同作用下，当应力和/或变形超过允许值时，线圈同样产生损坏 要求在磁极之间装设撑块/围带 适用于转速较高（nN250 r/min）机组，见下表,图 10 弧形磁极示意,向心磁极 极靴与极身的夹角为直角，极身两侧面不平行 线圈的离心力方向垂直于极靴底面、平行于极身的侧面（见图11） 机组正常运行时，线圈不产生侧向力。铜排、绝缘、绝

21、缘托板之间也无侧向 滑移，不会对线圈产生破坏 适用于高速（nN400 r/min）机组，见下表,图11 向心磁极示意,5.2 设计要求 线圈与极靴接触尺寸匹配合理 一般极靴支撑面宽度铜排宽度= 23（见图12） 保证在额定、甩负荷、飞逸工况，线圈重心的离心力支线在热应力、离心力、 惯性力等共同作用下不会偏离极靴位置，实现磁极整体稳定、可靠,图12 向心磁极示意,线圈具有良好的整体刚度 合理选择铜排尺寸 精确设计/制造模具、科学选择成型工艺（扁绕 / 焊接） 优化制造工艺参数（温度、电流、压力、保压时间等），确保不开匝 严格控制制造、装配尺寸和质量,必须全面分析计算 计算工况：额定、甩负荷、飞逸

22、 综合作用力：离心力、热应力、惯性力 有限元程序计算额定和飞逸工况磁极冲片应力分布及径向位移 线圈的综合应力 线圈的综合变形,增设极间撑块/围带的判据 线圈铜排综合计算应力（不计匝间摩擦力） 60/105 MPa（铜线抗拉屈服强度） 线圈铜排的综合侧向变形：无明确规定 应力和变形应综合考虑，缺一不可 考虑制造、装配公差，安装偏差及计算误差，即使线圈侧向变形满足要求，应 装设至少1个撑块/围带，保证绝对安全可靠 撑块/围带结构牢靠，便于拆装，工具适用 典型机组撑块 / 围带设置情况见下表,典型机组磁极撑块 / 围带设置情况统计,磁极T尾应力和变形有限元分析计算 磁极线圈温升有限元分析计算 磁极线

23、圈应力和变形有限元分析计算,5.3 探讨提出下述技术条款要求必要性,磁极线圈甩出引发扫膛事故 6.1 水布垭水轮发电机 6.1.1 主要技术数据 SN/Smax= 444.4/511.1 MVA Di =11020 mm PN/Pmax= 400/460 MW Lt=2820 mm UN= 20 kV 结构型式：上、下导，立轴半伞式 COSN= 0.9 上机架径向支撑结构：八卦多边形切向支撑 nN=150 r/min 装机台数：4 nr =295 r/min 首台机投运年份：2007,6.1.2 磁极线圈甩出事故过程分析 1#机发生事故前已完成全部调试项目，包括过速、甩负荷等、并投入商业运 行

24、约4个月 2007年7月25日发生扫膛事故 首先靠磁轭侧的绝缘托板断裂甩出 紧接着磁极线圈甩出，造成背风面铜排与定子铁心高速旋转摩擦，并伴 有气味和烟雾 紧急停机检查，发现下挡风板有磨掉的铁屑和铜屑 拔磁极检查，发现铁心表面有大量磨损麻坑和烧灼缺陷，通风沟及线槽 内覆盖大量铜末 线圈未发现损坏,6.2 惠州发电电动机 6.2.1 主要技术数据 SN/Smax = 334/360 MVA Di=4670 mm PN/Pmax =300/330 MW Lt=2930 mm UN=18 kV 结构型式：上、下导，立轴悬式 COSN= 0.9/0.95 上机架径向支撑结构：斜支臂径、切向支撑 nN=

25、500 r/min 装机台数：8 nr =725 r/min 首台机投运年份：2009,6.1.5 经验/启示 应综合考核磁极线圈应力和变形，缺一不可 尽量采用整体热压或加工成型的高强度绝缘托板,6.2.2 磁极线圈甩出事故过程分析 1#机组于2008年10月10日1010开始水轮机工况满负荷温升试验 试验进行2 h 后于124607，1# 机组发出巨大爆炸声 瞬间观察到的情况 机组跳闸并过速转动 巨大金属碰撞声 电刷和上盖板内有火星（上盖板被顶起、盖板间密封胶条被挤出） 厂房内有烟雾 发电机机坑门及铰链被撞开 火球从下导出来并弥漫水轮机机坑 下导瓦散落在水轮机层，油槽被撞成两部分，并悬挂在发

26、电机下部 水轮机地面上全部是油,事故调查 10# 磁极靠气隙处绝缘托板宽度中间被压断 无支撑的线圈摆动加剧、失去稳定性，直至两侧铜排甩出导致扫膛 气隙内约1300 kg 的线圈挤压产生巨大的扭转力，导致机组周速由V=165 m/s0耗 时仅45 s 严重的机械失衡导致轴承和主轴扭曲，下导轴承部件（如导瓦、油槽、紧固螺栓） 被撕裂/压碎，并掉落水轮机机坑里 电气短路/金属部件摩擦引起的大火点燃了油槽内的油雾，火球在水轮机机坑扩散 定子机座斜支臂上端反方向扭曲、上机架产生永久变形 下机架向旋转方向反方向转动 定子铁心被转子扫膛、完全损坏，定子线圈也遭破坏,6.2.3 磁极线圈甩出事故原因分析 分析

27、认为，在受挤压状态下接触压力超过材料的实际机械性能，导致10#磁极绝缘托板被压碎断裂，线圈变形过大直至甩出 离心力的反复作用及磁极的摆动，绝缘托板外缘及受力面已有裂痕，受损相当严重、并导致其解体破裂 绝缘托板材料复试表明，抗压强度约为100 MPa。按 IEC 标准规定，其抗压指标应为350 MPa 计算显示，额定及飞逸工况线圈变形分别为2.2/1.3 mm 和5.3/3.1mm，接触压力为50/38 MPa 和120/90 MPa (分母为同类型/同结构机组计算数据) 绝缘托板材质缺陷及线圈变形偏大，综合作用导致故障发生,6.2.4 治理方案/对策 采用环氧玻璃布板制造绝缘托板（代替模压制作

28、），并通过试验验证设计的有效性 取消绝缘托板上的通风道，以提高抗压强度 磁极之间装设2个撑块 除个别零件（如磁极压板等）保留，其余全部更换 6.2.5 经验/启示 弧形磁极不装设极间撑块/围带是不可取的 绝缘托板应采用环氧玻璃布板加工或同等抗压强度的材质模压成型,6.3 西龙池发电电动机 6.3.1 主要技术数据 SN = 334 MVA Di=4800 mm PN/Pmax =300/320 MW Lt=2800 mm UN=18 kV 结构型式：上、下导，立轴半伞式 COSN= 0.9/0.975 上机架径向支撑结构：刚性支撑 nN= 500 r/min 装机台数：4 nr =720 r/

29、min 首台机投运年份：2008,6.3.2 磁极线圈甩出事故过程分析 2009年10月15日1#、2#机组1 管双机甩50%负荷试验，无异常 10月16日，1#、2#机先后带150MW 负荷发电工况运行，随后负荷升至300MW 监控显示，甩负荷前机组振动、摆度值正常（均小于合同保证值） 10时，25分， 43秒，双机甩100%负荷约 4S 后事故发生 机组振动噪声明显增大，集电环罩排风口出现烟雾和火花，母线层有烟雾 发电电动机振动异常，并有爆炸声，水泵水轮机未出现异常 距甩负荷约2 min，1#、2#机组全部停机 距甩负荷约（58）min，1#机再次发出较大响声,6.3.3 事故调查 设备损坏情况 1#机组 3#、4#、6#、7#、8# 磁极线圈变形、侧面翻边甩出 定子线棒扫膛、磨损，汇流排砸坏 8# 磁极阻尼环断裂脱落