转子材料缺陷引起的振动问题分析

汽轮发电机组转子材质缺陷引起的振动问题分析
0前言
锻件毛坯质量对于保证加工后的汽轮发电机组转子安全稳定运行极为重要。

当制造厂出厂的转子材料存在明显的组织不均匀或残余内应力过大时，机组运行中就会发生转子热弯曲或永久弯曲，造成振动增大及波动，甚至振动超过限值引
起机组跳机，对机组的安全运行构成严重威胁。

目前国内生产的大型汽轮发电机组转子的锻件毛胚大多从日本、意大利等工业发达国家进口，还有一些由国内一重和二重提供。

随着国内外合金钢冶炼技术和锻压技术的提高，总体而言这些进口及国内生产的转子锻件毛坯质量较好，但由于锻件设备生产周期短、质量控制不严等原因，仍有极个别的转子锻件毛坯材质出现质量问题。

如果汽轮发电机组制造厂转子毛坯进货把关出现漏洞，或没有进行相关的退应力热处理试验时，这些问题锻件毛坯加工后的转子在运行中会出现不稳定振动问题，有时在现场无法处理，严重影响机组安全稳定运行，给发电用户造成很大的经济损失。

本文将着重对转子锻件毛坯缺陷引起的振动机理、振动特点进行阐述,并给出近年在国内电厂发生的三个与转子材质缺陷有关的振动分析和处理实例予以说明。

1材质缺陷转子引起的振动机理和特点
1.1转轴材质不均匀
转子材质不均匀是指转子锻件内部存在气隙、夹杂、鼓泡等因素形成转子径向纤维组织不均匀，使材料的物理特性存在各相异性。

这类问题通常是在锻件生产和热处理过程中的缺陷引起的。

在机组运行中当材质各项异性的转子受热以后，转轴将会产生不均匀的轴向或径向膨胀，引起转子出现热弯曲，即热态下转子的质心较冷态时发生变化，引起不平衡振动。

该不平衡振动的大小与转子的受热状态有直接的关系。

由于汽轮机工作环境温度较高，如果转子材质存在组织不均匀缺陷，相比发电机转子，则弯曲量可能更大，对振动的影响也更显著。

这类材质缺陷问题引发的振动特点通常与大多数热弯曲转子呈现的一样，冷态（空载）振动不大，带负荷后，当转子温度达到一定数值后，振动开始爬升，严重时超过限值引发跳机。

振动高位时立即停机惰走通过转子一阶临界转速时的振动较冷态启动时增大许多，低转速时转子晃度也比冷态启动时增大许多。

当机组降负荷或解列后，转子温度降低，振动一般也随之减小，当然振动的较小与降负荷过程有一定的时间滞后。

1.2转轴残余内应力过大
转子毛坯在锻压过程中在其内部会产生很大的残余应力。

通常情况下毛坯锻件应堆放在室外较长一段时间进行自然时效来释放内应力，或在恒温炉中进行去除应力的热处理试验，保证锻件内的残余内应力降至合理的水平，然后再对其进行机械加工制成转子成品。

如果锻件毛坯的时效时间不够，或未进行去除应力的热处理试验及去除应力热处理试验工艺不当时，则该锻件毛坯加工后的转子残留的内应力在机组运行过程中将不断释放，造成转子发生永久弯曲进而引发强烈振动。

转子弯曲量大小与其残余内应力释放过程有关，造成振动的爬升与机组运行的时间及转子温度都有一定关系。

通常情况下，工作转速下的振动随运行时间是逐渐爬升的，但当转轴弯曲量达到一定程度后，也会造成启、停机通过转子一阶临界转速时的振动显著增大。

而且因转子在运行时内应力的释放需一段时间过程，在某个阶段转子弯曲产生的振动值可能已经超限引起机组跳机，故在现场很难根据振动数值大小确定转子残余内应力是否已经释放完毕。

不像材质不均匀转子在运行中产生的是转子热弯曲，其在冷态下振动一般都会逐渐恢复到原始值附近，如空载或冷态启动过一阶临界转速时振动基本保持不变，而残余内应力过大的转子在运行中产生的则是永久弯曲，会引起冷态和热态振动同时增大，包括启、停机通过临界转速时的振动。

当转子发生严重动静碰摩和进水等故障时，转轴可能也会出现永久弯曲，特别是高中压转子，在转轴上也会残留较大的内应力。

该内应力是转轴摩擦、进水造成局部受热不均匀后轴的变形量超过材料的屈服极限下形成的，与毛坯锻件残留的内应力引起的弯曲有所不同，可以通过弯曲转子去应力热处理来进行二者的区分。

根据相关资料，通过对因摩擦和进水引起的弯曲转子进行去应力处理，将消除部分内应力，通常最大弯曲部位的弯曲量会下降20％～30％，其弯曲下降量与材料特性、转子结构尺寸、回火温度等有关。

而对因残余内应力过大引起的弯曲转子经过去除应力热处理后，弯曲量会出现一定程度的增大现象，增大量仍在该弯曲方向上。

2现场实例分析
2.1某330MW机组发电机转子因材质不均匀引起热弯曲造成的振动
２.１.１振动特点
该机组在2005年7月在新机试运过程中，当有功负荷超过180MW时，多次出现发电机轴承处轴振显著增大现象，前轴承处轴振由40µm左右增加到100µm以上，后轴承处轴振由80µm增加到120µm以上，最大超过150µm，引起机组跳机，无法进入168h试运。

从振动频谱看，振动基本都是基频分量。

机组定速到带负荷初期，振动相位有一定变化，但负荷超过180MW后，相位则稳定在某一固定数值。

振动与发电机冷氢温度大小基本没有关系。

制造厂进行动态匝间短路试验，未发现异常。

２.１.２振动诊断与处理过程
由于机组空载和带较小负荷运行时，发电机两轴承处轴振动较小，且冷态启动通过发电机一阶临界转速时振动很小，说明转子平衡状态较好。

但大负荷工况运行后振动增加较快，且振动增大后，机组快速解列停机降速通过发电机临界转速时振动较冷态启动时有明显放大，表明转子发生了热不平衡。

因振动是在某个负荷以上才出现的，且振动与冷氢温度无关及发电机无短路现象，可以排除通常情况下的因局部短路造成的转子受热不均、冷却系统受堵导致转子冷却不均而引发发电机转子热弯曲的可能性，而不能排除的是转子内摩擦力不均和材质特性不均引起的热弯曲。

因考虑到该发电机转子毛坯从日本进口，通常认为转子锻件材质不会出现问题，故当时把注意力主要放到转子内摩擦力不均方面。

2005年8月下旬转子第一次返制造厂进行检查。

据制造厂介绍，该转子绕组端部端环与中心环之间在轴向应有的设计3mm的间隙实测基本为零，他们认为机组运行中随着负荷（有功、无功）的增大，转子电流增加，转子绕组受热后轴向膨胀受阻，膨胀力直接传递给护环，导致护环偏向，造成转子热不平衡，进而
引发振动。

随后制造厂配车端环，使轴向膨胀间隙4mm，更换护环绝缘、中心环支撑弹簧以及汽、励两端端部2～3根楔下滑移垫条，修配端部垫块等。

9月中旬，发电机转子返回电厂回装后启机，机组带180MW负荷后，振动又明显增大，现象与以前相同。

由此可见，振动不是由转子内摩擦力不均因素引起的。

由于现场无法控制振动，9月底该发电机转子再次返回制造厂。

这次制造厂对转子做了更详细的检查，但没有发现明显疑点。

后来怀疑转子材质方面可能存在问题，遂将所有绕组、槽楔等从转子本体上取下，仅剩光轴，并对其加热，在转子台上进行振动测试。

结果发现冷态和加热后的转子振动显著不同，热态下振动明显增大，表明该转子材质存在各项异性现象，造成运行中热弯曲。

最后制造厂装配绕组、槽楔等，并在转子台上对该转子进行热平衡。

11月转子返电厂回装后机组启动中，定速空载时发电机轴承处轴振动较以前增大，但随着机组带大负荷运行，振动逐渐降低，额定负荷时两轴承处轴振动均在合格水平，并完成168h试运。

2.2某超临界600MW机组低压转子残余内应力过大引起弯曲造成的振动
２.２.１振动特点及检查情况
机组于2006年1月投入商业运行。

该自调试阶段起，低压Ⅱ转子#5、#6轴承轴振就不稳定，有爬升现象，振动相位持续变化，但在2月8日以前的各次启、停机过程通过低压转子临界转速（1150~1170r/min）时振动很小。

２００６年３月１８日机组检修后启机，定速３０００ｒ／ｍｉｎ时，＃６轴承轴振为８０μｍ左右，并网带负荷期间振动基本稳定。

３月２０日振动开始逐渐爬升，３月２１日４０１ＭＷ时，＃５、＃６轴承最大轴振已分别达１２０μｍ和１４０μｍ左右，瓦振分别达３０μｍ和５５μｍ左右。

３月２４日机组调停，停机过低压临界转速时，＃５、＃６轴承轴振均超过３００μｍ，瓦振超过２００μｍ。

３月２４日开始的停机检修中，对＃５、＃６轴承的４个浮动油档进行检查，发现除上半部环型件略有轻微碰磨痕迹外，其余均正常。

测量＃６轴承靠近轴颈处转子的晃度４０μｍ左右，较安装时原始值增大。

３月２９日又进行冷态启机，通过低压转子一阶临界转速时，＃５、＃６轴承振动很大，最大轴振分别为２４０μｍ和２０３μｍ，瓦振分别为１５２μｍ和１４８μｍ。

刚定速３０００ｒ／ｍｉｎ时，＃６轴承最大轴振和瓦振分别为１５０μｍ和９０μｍ左右，＃５轴承最大轴振和瓦振分别为１１５μｍ和３０μｍ左右。

停机过程通过低压转子临界转速时，＃５、＃６轴承最大轴振分别为２７４μｍ和２５０μｍ，瓦振分别为１８０μｍ和１８４μｍ。

表明低压Ⅱ转子存在很大的一阶质量不平衡。

低压Ⅱ转子要产生如此大的一阶质量不平衡通常应具备下列两个条件之一。

一是转子存在一定程度的永久弯曲，二是转子上有较大质量的转动部件脱落。

如果是第二种情况，工作转速下的振动会出现幅值或相位的突变，但从相关的振动趋势图上看并没有发现这种现象。

由于不平衡质量很大，在现场尝试在低压Ⅱ转子上加重无效的情况下，现场进行揭缸检查。

检查发现２号低压缸＃１内缸（包括静叶持环）与低压Ⅱ转子发生较为严重的径向碰磨，转子上出现整周发蓝碰磨的痕迹，内缸磨损主要产生在顶部和底部，内缸（及静叶持环）汽封齿及阻汽齿左右方向基本上没有发生碰磨情况，表明上、下缸存在变形现象。

测量低压Ⅱ转子晃度发现，该转子发生了较严重的弯曲，最大弯曲位置在后半缸第４级轮缘处，弯曲量０．１３５ｍｍ。

该低压Ⅱ转子原始锻件是由日本进口，其在日本完成下料、锻造、热处理、
探伤、粗加工，到国内制造厂后进行复检精加工、装动叶片、做动平衡。

２.２.２振动数据分析
后仔细分析ＴＤＭ系统记录的历史数据发现，尽管２００６年２月上、中旬＃５、＃６轴承振动较小，但振动相位变化较大。

与２月７日３００ＭＷ工况下的数据相比，２月２８日６１０ＭＷ工况下＃５、＃６轴承Ｘ、Ｙ向轴振相位分别变化７３、８６和６５、６８，瓦振相位分别变化６５和８０；３月２１日５００ＭＷ工况时振动显著增大，且＃５、＃６轴承Ｘ、Ｙ向轴振相位分别变化１５６、１９０和８１、９７，瓦振相位分别变化１３３和２１５。

将２月５日及以前机组启、停机振动数据与３月７日停机过程、３月１８日机组启、停机过程、３月２１日机组启机和３月２４日停机过程以及３月２９日启机过程振动数据作对比，发现过低压转子临界转速时的振动明显增大，且３月２４日停机振动明显高于３月２１日启机振动。

此外，３月７日以后所有机组启、停机过程通过低压临界转速时，＃５、＃６轴承振动相位基本稳定，Ｘ、Ｙ向轴振相位分别为１１５、１３０和２１５、２２５，瓦振分别为１６０、１７０，而２月５日及以前启、停机过程相应的Ｘ、Ｙ向轴振相位分别为３０４、３３６和３５、６３，瓦振分别为２４９、２６８，Ｘ、Ｙ向轴振相位分别变化１８９、２０６和１８０、１６２，瓦振相位分别变化８９和９８。

因此，与２月初振动数据相比，３月７日以后机组运行中＃５、＃６轴承轴振和瓦振显著增大，通过低压转子临界转速时的振动也显著增大。

工作转速和临界转速下振动相位出现很大的变化，说明低压转子Ⅱ转子平衡状态已发生较大的改变。

特别是临界转速下振动相位出现１８０左右的变化，表明出现了很大的不平衡力使低压转子Ⅱ转子一阶振型方向发生逆转。

现场经验表明，质量不平衡通常对一阶振型灵敏度较低，一定量值的一阶不平衡量很难使转子的原始一阶振型发生１８０的改变。

２.２.３转子弯曲原因分析及其发展过程
从解体检查情况来看，低压Ⅱ转子弯曲已经得到确认。

而且弯曲方向确实与分析的转子原始不平衡方向相反。

但是，造成仅断续运行2个月、直径为1.63m 的低压Ⅱ转子产生弯曲的根本原因需要认真分析。

转子产生永久弯曲的原因通常有两个。

一是转子发生局部动静碰磨，先出现暂态热弯曲，发展到一定程度最终形成永久弯曲，这种情况多发生在轴径相对较小的汽轮机高、中压转子上。

二是转子热处理不彻底，存在较大的残余应力，转子转动时应力不断释放，导致转子发生弯曲。

现场经验表明，如此大尺寸低压转子的碰磨几乎很难出现永久弯曲。

实际上一些亚临界300MW和600MW机组的低压转子在新机启动或运行中因参数控制不当时，都出现过低压转子端部汽封等处的动静碰磨，其中一些磨损情况远比该机组低压Ⅱ转子的还严重，但并未出现转子永久弯曲现象。

甚至有些出现断油烧瓦严重事故的机组，转子动静碰磨异常严重，也未有低压转子发生永久弯曲的报道。

此外，与低压Ⅱ转子一样，低压Ⅰ转子也在各级轮毂产生严重的全周碰磨，但它并没有弯曲。

所以，该机组低压Ⅱ转子弯轴与其存在较大的残余应力有关。

从该弯曲低压转子随后返制造厂进行除应力热处理试验的结果也完全证实上面的分析结论。

热处理前转子最大弯曲量为0.135mm，热处理后最大弯曲量增大到0.175mm，且最大弯曲位置和方向没有变化。

如果是摩擦造成的弯轴，通常除应力热处理后最大弯曲量会出现一定程度的减小。

综上所述，低压Ⅱ转子产生弯曲的原因与该转子运行中的残余应力释放有
关。

尽管在2月20日前机组振动状态较好，但实际#5、#6轴承轴振和瓦振相位均在不停变化。

因此判断振动故障的发生过程如下：转子在运行过程中不断地释放其残余应力，使转子产生变形，引起振动相位产生变化。

当释放过程达到一定的阶段（2月5日至3月7日），转子变形方向与转子原始质量不平衡方向相反，随后变形方向基本在此方向稳定下来（表现在随后启、停机过程临界转速下振动相位基本不变），但变形量仍在增大，造成过临界转速振动越来越大。

由于临界转速下的振动较大，以及汽缸一定程度的变形，引起低压Ⅱ转子轮毂与汽缸内缸上下发生动静碰磨，并造成2号低压缸内缸部分连接螺栓松动、脱焊现象。

该弯曲转子返制造厂完成去应力热处理后，曾进行车削校直及动平衡处理，试图重新利用。

但通过在平衡台上数十次动平衡，振动仍无法达到合格水平，最终报废。

2.3某亚临界600MW机组高中压转子材质不均及内应力过大引起弯曲造成的振动
2.3.1振动特点和发展过程
该机组于2007年6月19日通过168h试运行。

在试运及投产初期，机组振动处于较好的水平，正常运行时#1、#2轴承处轴振动均在60um左右。

随着机组运行时间的增长，振动值逐渐增大，主要表现在#1、#2轴承处轴振逐渐爬升，以及升降速通过一阶临界转速时振动持续增大。

此外，热态冲转通过临界转速时的振动明显大于冷态启动时的振动，大负荷运行中事故停机过临界转速时振动明显大于滑停时的振动。

2007年10月22日因机组发电机定子接地故障停机，停机前振动#1轴承X、Y方向轴振112um和96um，惰走至临界转速时振动最大为201um和250um。

为解决高中压转子振动逐渐增大问题，在2007年10月～2008年2月机组停机检修期间，对轴瓦进行了检查，未发现问题。

并对高中压转子进行第一次动平衡，在高中压转子两端叶轮平衡螺栓孔内分别加675克对称配重。

2008年2月3日动平衡后冷态启动过临界转速时的振动比2007年10月3日冷态启动时过临界转速时的振动有所下降。

2008年2月26日锅炉全炉膛灭火保护动作机组停运，在随后热态冲车至临界转速时，#1、#2轴承的振动达到保护动作值引发跳机，后采取增加停机盘车时间，待缸温下降后重新冲车通过临界转速。

随着机组运行时间的延长，#1轴承工作转速下振动还在逐渐爬升。

2008年3月9日机组调停前#1轴承X方向轴振爬升至125um，停机过临界转速时的振动228um。

利用这次调停机会，对高中转子进行了第二次动平衡，在高中压转子两端叶轮平衡螺栓孔内各加250克反对称配重，以降低工作转速时#1、#2轴承的振动，在3月25日机组启动后，定速后及带负荷运行1X方向的振动值均有所下降，带负荷后的振动由原来的125um下降到80um，但随着机组运行时间的增长，#1、#2轴承的振动又逐渐增大。

2008年4月25日事故停机后的热态启机中，过临界振动时振动超限无法定速。

后采用增加盘车时间待缸温降低，同时将保护定值放大到300um才使机组振动通过临界转速区。

2008年6月5日机组因发电机故障停机。

停机前#1轴承X向振动爬升到100um，惰走至临界转速时#1轴承X、Y方向轴振分别达392um 和330um，#2轴承X、Y方向轴振分别达231um和250um，停机盘车投入时晃度达115um，均较上次停机时有大幅度增长。

实际上自该机组投运以来，晃度值一直在持续增大（见表1）。

表1机组前箱小轴测点停机后晃度统计
日期2007-6-62007-9-202007-10-162008-3-92008-4-252008-6-5调节级温度℃438473444464451210晃度um3743657892115 2.3.2高中压转子检查及返制造厂处理
从振动及晃度持续增大现象判断高中压转子可能出现弯曲现象。

利用发电机
处理期间进行揭高中压缸检查，现场测量发现高中压转子确实存在弯曲，最大弯
曲为0.0725mm，位置在中压进汽区，同时检查发现，转子上几乎没有任何碰摩
的痕迹，随后决定返制造厂处理。

2008年7月12日高中压转子在制造厂进行晃度测量，测量结果为调节级前
0.17mm，中压第一级前0.18mm。

制造厂原先准备按叶片拆除方式进行热稳定试验，但拆装叶片时对叶片的损坏较大，尤其是调节级叶片的完好性无法保证，后
决定采用带叶片进行热稳定试验方式，重新制定热稳定试验工艺。

2008年7月23日热稳定试验结束后转子上车床测晃度，测量结果为调节级
前0.11mm，中压第一级前0.10mm。

制造厂对于转子经过热稳定试验后弯曲的
变化认为，该转子弯曲有恢复趋势，建议动平衡后继续使用。

2008年7月29日在平衡台上对转子进行动平衡试验，在电端（中压末级叶轮）加重610克，电端联轴器加重76克，转子中间加重1062克。

加重后转子在
临界转速时的振动小于1mm/s，工作转速下振动小于1.1mm/s。

2.3.3处理后振动情况及原因进一步分析
高中压转子返电厂回装后于2008年8月17日启动，在冷态启动过临界转速
时#1、#2轴承最大轴振均小于80um，定速带负荷后的振动在60um左右，较处
理前有明显下降。

但随机组运行时间的延长，振动有爬升趋势，截止到2008年
11月1日#1轴承X方向轴振逐渐爬升至最大105um。

2008年11月1日机组网调调停，在过临界转速时，#1轴承X、Y方向轴
振分别达340um和243um，盘车投入后电流较以前增大10A，并有20A左右的
波动，惰走时间较转子返厂处理前少7分钟左右，说明返制造厂处理后并未解决
机组高中压转子的振动问题。

根据停机后盘车电流增大及摆动情况，本次停机对
盘车装置、各油挡及转子的推力间隙进行检查，未发现异常情况。

2008年11月9日机组进行启动，缸温170℃，属温态1启动工况，启动过
临界转速时振动时#1轴承X方向轴振为184um，带负荷后102um。

本次机组启
动过临界转速时高中压转子的振动比上次冷态启动时有较大幅度的增大。

制造厂
技术人员在本次启动进行了全过程的跟踪监视，认为高中压转子存在热不稳定的
可能，需要进一步观察机组的振动变化情况，如果振动继续发生恶化，制造厂将
出方案进行处理，消除机组存在的重大安全隐患。

从2008年11月11日至2009年4月30日，机组已经连续运行171天，#1
轴承X方向轴振由启动初期的98um增大到150um。

为彻底解决高中压转子振动问题，2009年4月30日机组停机大修。

为保证
安全，采用滑停并破坏真空方式。

降速通过临界转速时#1、#2轴承最大轴振分
别为425um和230um。

5月12日揭高中缸现场测量高中压转子弯曲量较制造厂
处理后又有明显增大，其中调节级前0.09mm，中压第一级前0.105mm。

通过分析该机组高中压转子振动特征、变化情况和处理过程，表明该转子运
行后既存在一定的永久弯曲，也存在一定的热弯曲，其原因可能与转子材质偏析
和残余内应力偏大两个因素有关。

鉴于热弯曲和永久弯曲逐步积累导致振动加剧，且仍在发展中，最终会发展成为在机组启停过程中将发生动静碰摩事故，导致机组无法安全运行，经业主与制造厂商量后，决定更换该高压转子。

3结论
3.1目前汽轮发电机组转子锻件质量总体较好，但仍有个别出厂的转子出现材质缺陷，引起机组投运后发生振动问题；
3.2转子材质组织不均匀将导致机组带负荷工况转子产生热弯曲，引起振动爬升，并造成事故停机及热态启机通过转子一阶临界转速时振动较冷态启动时显著增大；
3.3转子残余内应力过大将使机组在运行中转子出现一定程度的永久弯曲，引起振动随运行时间持续增大，其振动大小也转子温度有一定关系，并造成一阶临界转速下振动显著增大；
3.4建议汽轮发电机组设备制造厂家加强质量管理，严格控制转子锻件毛坯进货质量，并强化热处理工艺，确保精加工前转子残余应力充分释放，达到合格水平。