某型引风机变频改造后电机断轴原因分析_张磊

Analysis of An Induced Draft Fan Motor Shaft Failure After Inverter Ｒetrofit
Zhang Lei1 ， Zhang Junjie1 ， Ge Hongchang2 ， Li Ying1 ， Du Jinfeng1 ， Qin Zhiwen3
图 1 发电机侧的断口
1． 2
化学元素成分分析
实测 试 样 化 学 成 分 符 合 GB / T1591 － 2008 《低合金高强度结构钢 》 标准对 16Mn （ Q345B ） 的 成分要求。见表 1 。
表1
元素 C Si Mn P S 试样值 0． 16799 0． 43545 1． 351 0． 01566 0． 00478
1． 4
金相试验
从纵 截 面 和 横 截 面 观 察 倒 角 处 内 部 裂 纹 （ 图 2） ， 发现裂纹的发生、 发展， 其走向与带状组 织、 网状组织的形成方向不同。
图4Hale Waihona Puke Baidu
电机轴计算模型
根据电动机的额定出力计算额定扭矩 。 以 额定扭矩作为负载， 计算断裂部位的剪切应力分
图2 内部裂纹走向
布， 如图 5 所示。电机轴最细轴段的变径处剪切 应力明显高于其他部位， 且变径处正是电动机轴
由式（ 1 ） 得额定工况最危险截面的扭转剪应 力为 28． 6 MPa。 τN = Mn / W （ 1）
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通过检修维护可使 8 台机组供电煤耗平均值降 低 0． 19 g / kWh； 通过技术改造可使 8 台机组供电 煤耗平均值降低 0． 60 g / kWh。 若上述措施全部采用， 预计可使 8 台机组供 电煤耗平均值降低 6． 86 g / kWh， 折算国华电力煤 耗降低约 1． 6 g / kWh。 参考文献
改造后的试验过程中发生了引风机电动机短轴事故 。 文章利用金相组织、 扫描电镜等手段系统分析了电动 机断口， 并对轴系的安全性进行了分析 ， 包括断口部分的应力分析 、 轴系扭转固有频率计算以及疲劳强度分 析。分析结果认为， 扭转共振是造成此次引风机电机断轴的主要原因 。 关键词： 变频； 引风机； 断轴； 改造； 中图分类号： TK416 文献标识码： B 9171 （ 2013 ） 12005003 文章编号： 1003-
0
引言
近年来， 以节能为目的的变频改造技术得到
［1 ， 2 ］
改造 的 第 一 台， 改 造 后 的 运 行 频 率 为 13． 5 ～ 50 Hz。改造后的试验过程中发生了电动机轴断 裂事故。文章对变频改造后电动机轴断裂的原 因进行了数值和试验的分析。 ， 但若改造准备不充分也会引起一
迅速推广
些问题， 如转动设备转速进入轴系的固有频率区 严重时将导致部分轴系断裂事故 引起共振现象， 等， 直接影响到机组的安全经济运行 。 某电厂 5 A 引风机为 AN35e6 （ V19 ） 型静叶 调节轴 流 式 风 机， 风 机 全 压 7 462． 7 Pa， 流量 523 m / s， 轴功率 4 512 kW， 转速 735 r / min， 转子 转动 惯 量 5 400 kg · m ， 配套电机额定功率 5 000 kW， 电压 6 kV， 额定转速 746 r / min， 频率 50 Hz。该引风机为国内同类型大型引风机变频
成分分析结果表明， 电机驱动端转轴成分符 合设计要求， 硬度试验的实测硬度满足技术条件 要求， 金相试验观察发现裂纹的发生、 发展走向 与金相组织的不均匀没有明显联系。 在电子显 微镜下观察断口的微观形貌， 发现大量因振动而 这种振动可能是引风机运行过程中 产生的裂纹， 产生的共振。
1． 3
显微硬度试验
52 断裂的部位。
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由式（ 2 ） 得理论扭转应力集中系数为 2． 556 ， 存在过渡断面的轴考虑缺口效应后的实际应力 集中系数为 2． 376 ， 明显偏高， 说明轴肩倒角处存 在较为明显的应力集中。 0． 6 （ D － 1 ） × 0 ． 025 K ts = 1 + d D r （ d － 0． 9） d
0522 收稿日期： 2013作者简介： 董琨（ 1979 —） ， 男， 工程师， 硕士， 从事发电机组热力 系统节能方面的工作。
［ 1］ DL/ T 904 －2004， ［ S］ ． 火力发电厂技术经济指标计算方法
［ 2］ GB 50660 － 2011 ， S］ ． 大中型火力发电厂设计规范［ ［ 3］ 王成武， 李如林． 标杆管理及其在现代企业中的应用 ［ J］ ． 现代管理科学， 2003 （ 2 ） ： 49 － 50． ［ 4］ 中国电力企业联合会． 2011 年度全国火电 600 MWe Ｒ］ ． 北京： 中国电力企业联 级机组能效对标及竞赛资料［ 2012 ： 3 － 10． 合会，
图3
电子显微观察
试样实测化学成分
元素 Cu Ni Cr Mo V 试样值 0． 2286 0． 06877 0． 1055 0． 02131 0． 00473 标准 ≤0． 20 ≤0． 012 ≤0． 30 ≤0． 10 ≤0． 15
1． 6
综合分析
标准 ≤0． 20 ≤0． 50 ≤1． 70 ≤0． 035 ≤0． 035
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纹（ 如图 1 ） 。
1． 5
电子显微镜观察
对断口取样进行超声清洗后， 在电子显微镜 下观察其微观形貌。 在断口的不同部位， 观察到 撕裂棱（ 图 3a ） 、 较浅的韧窝 （ 图 3b ） 、 撕裂台阶、 多方向的疲劳纹。 疲劳纹都是在棘轮状断口区 发现的， 同时还发现大量因振动而产生的裂纹 。
图6 表3
数值 轴颈直径 d / mm 轴肩外径 D / mm 过渡断面倒角半径 r / mm 额定扭矩 / N·mm 抗扭截面模量 / mm3
轴颈部位示意图 轴颈基本数据
单位 225 290 2 5． 86 × 10 7 N·mm 2． 237 × 10 6
风机转速达到 1 /2 倍的一阶扭转临界转速时， 很 ， 可能激起风机轴系扭转共振 扭振足以在较短时 间内对轴系造成破坏。 扭振共振的发生可能会 使引风机轴系强度较为薄弱的部位首先产生裂 纹， 电机轴裂纹的产生会使得轴系的扭转刚度下 降， 伴随着轴系扭转刚度的下降， 轴系扭转临界 转速会随之下降。 此时若仍使轴系运行于低转 速共振区， 引风机轴系在初始破坏裂纹产生的基 础上可能会发生严重的轴系毁坏。 根据故障记 录， 轴系在转速为 338 ～ 397 r / min 时振动较为明 显， 最终在该转速范围内断裂， 该现象的发生基 本上印证了前述推理。 （ 下转第 72 页）
况的剪切应力水平下， 电动机轴最危险截面的扭 转剪切应力为 28． 6 MPa， 远小于 56． 8 MPa， 因此， 电机轴能承受 10 以上的循环使用次数， 即现有 剪切应力水平不足以使电机轴在短短数天内发 生断裂。
6
数据如表 3 所示。
图7
SN 曲线
2． 4
综合分析
在额定工况的剪切应力水平下， 现有剪切应 力不足以使电机轴在短短数天内发生断裂 。 当
（ 1． Shenhua Guohua （ Beijing） Electric Power Ｒesearch Institute Co． ， Ltd． ， Beijing 100025 ， China； 2． North China Electric Power Ｒesearch Institute Co． ， Ltd． ， Beijing 100045 ， China； 3． Institute of Engineering Thermophysics of Chinese Academy of Science， Beijing 100080 ， China） Abstract： The inverter of induced draft fan 5 A was retrofitted for energy saving of a power plant． The operating freinduced draft fan motor shaft broke． Severquency changed from 50 Hz to 13． 5 － 50 Hz． During the afterretrofit test ， al approaches were used to analyze the fracture through metallurgical structure analysis and scanning electron microscope． The shaft system safety was also analyzed including fracture stress analysis， calculation of torsional natural frequencies of shaft system and fatigue strength analysis． The result showed that torsional resonance is the main reason of induced draft fan motor shaft failure． Key words： frequency inverter； induced draft fan； shaft failure； retrofit
（ 2）
经计算， 转轴材料扭转循环一次断裂的疲劳 3 循环 10 次断裂的疲劳极限为 极限为 400 MPa，
图5 应力分布 / MPa
6 338． 2 MPa， 循环 10 次断裂的疲劳极限为 56． 8 MPa， 由此绘出曲线， 如图 7 所示。由于在额定工
2． 2
引风机轴系扭振特性计算
采用集中质量法进行模态分析， 计算到引风 机轴系的扭转固有扭振频率与扭振振型， 得轴系 的一阶扭振临界转速为 920 r / min。 分析认为， 当风机转速达到 1 /2 倍的一阶扭 转临界转速 （ 即 460 r / min ） 时， 很可能激起风机 轴系扭转共振， 扭振足以在较短时间内对轴系造 成破坏。 2． 3 疲劳强度分析 图 6 是该电动机轴轴颈部位示意图， 其基本
对试样的金相观察面进行显微硬度试验， 结 实测硬度值满足制造厂提供的技 果如表 2 所示， 术规范要求。
表2
序号 1 2 3
2
2． 1
引风机轴系安全性分析
引风机断轴部位应力分析
试样硬度值
试验结果 158． 8 151． 5 158． 4 技术规范要求 148 ～ 188
断裂发生在电机驱动端轴颈处， 该位置是轴 直径的最小部位， 其直径为 D 225 mm， 轴肩倒角 为 2 mm 左右。 根据断裂部的实际尺寸， 进行三 维实体建模， 几何建模后生成的计算模型如图 4 所示。
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某型引风机变频改造后电机断轴原因分析
张
1 1 2 磊， 张俊杰 ， 葛鸿昌 ， 李 1 1 3 英， 杜晋峰 ， 秦志文
（ 1． 神华国华（ 北京） 电力研究院有限公司， 北京 100025 ； 2． 华北电力科学研究院有限责任公司 ， 北京 100045 ； 3． 中国科学院工程热物理研究所 ， 北京 100080 ） 摘 要： 某电厂 5 A 引风机进行以节能为目的的变频改造 ， 运行频率由固定频率的 50 Hz 改为 13． 5 ～ 50 Hz，
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1． 1
电动机转轴金相分析
宏观检查 对 5 A 引风机电机驱动端转轴引风机侧的断
口进行宏观检查， 发现断口边沿整圈都裂在最小 轴径部位 的 轴 肩 倒 角 处， 而断口中间则参差不 齐， 断口上最高点与最低点之间的轴向距离超过 40 mm， 属于比较典型的棘轮状断口形貌， 观察电 动机侧的断口， 在棘轮状断口上看到多处疲劳条