標(biāo)高對(duì)俄制1000MW機(jī)組三支撐軸系振動(dòng)影響研究

郭玉杰，翟 震，張文濤

(1.河南電力試驗(yàn)研究院，鄭州 450052;2.鄭州大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，鄭州 450001)

現(xiàn)代大型發(fā)電機(jī)組的發(fā)電機(jī)和勵(lì)磁機(jī)通常采用三支撐結(jié)構(gòu)，即兩根轉(zhuǎn)子用三個(gè)軸承支撐。大量工程實(shí)踐發(fā)現(xiàn)[1－6]，這種型式的機(jī)組勵(lì)磁機(jī)易出現(xiàn)不穩(wěn)定振動(dòng)。早期引進(jìn)型300 MW機(jī)組，曾因發(fā)電機(jī)—?jiǎng)?lì)磁機(jī)軸系臨界轉(zhuǎn)速接近工作轉(zhuǎn)速，導(dǎo)致工作轉(zhuǎn)速下振動(dòng)不穩(wěn)定。后來通過改進(jìn)軸系和采取靜態(tài)勵(lì)磁等方式消除了振動(dòng)[1]。隨著機(jī)組向大容量方向發(fā)展，600 MW以上機(jī)組逐漸成為我國電力工業(yè)主力機(jī)組。這些機(jī)組勵(lì)磁機(jī)也普遍出現(xiàn)了不穩(wěn)定振動(dòng)問題[2－6]。比較突出的是，尾軸振動(dòng)不穩(wěn)定。運(yùn)行一段時(shí)間后，勵(lì)磁機(jī)振動(dòng)逐漸增大，振動(dòng)爬升以工頻分量為主。出現(xiàn)這種情況后，轉(zhuǎn)子大多需要重新調(diào)整動(dòng)平衡。但是文獻(xiàn)[2]多臺(tái)機(jī)組統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，集電環(huán)小軸加重影響系數(shù)不僅幅值大而且分散度也大，平衡后振動(dòng)有時(shí)又會(huì)逐步爬升到高值。文獻(xiàn)[3]通過抬高尾軸承標(biāo)高，將發(fā)電機(jī)－勵(lì)磁機(jī)對(duì)輪下張口增大到0.2 mm后解決了勵(lì)磁機(jī)不穩(wěn)定振動(dòng)問題。文獻(xiàn)[6]通過增加11號(hào)軸承載荷、增大發(fā)電

機(jī)－勵(lì)磁機(jī)對(duì)輪螺栓緊力，控制勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)軸晃度，減小軸承頂隙和動(dòng)平衡方法消除了振動(dòng)。文獻(xiàn)[7]對(duì)三軸承支撐不平衡轉(zhuǎn)子非線性動(dòng)力特性進(jìn)行了深入研究。文獻(xiàn)[8]分析了聯(lián)接剛度對(duì)核電百萬兆瓦等級(jí)汽輪發(fā)電機(jī)組軸系動(dòng)力特性的影響。

本文以某臺(tái)俄制1 000 MW機(jī)組為例，建立發(fā)電機(jī)—?jiǎng)?lì)磁機(jī)軸系動(dòng)力學(xué)分析模型，研究尾軸承標(biāo)高變化對(duì)三支撐軸系振動(dòng)的影響，分析振動(dòng)不穩(wěn)定的深層次原因，為大型機(jī)組故障診斷提供依據(jù)。

1 發(fā)電機(jī)—?jiǎng)?lì)磁機(jī)三支撐軸系動(dòng)力學(xué)分析模型

1.1 軸系靜力學(xué)分析模型

圖1 發(fā)電機(jī)－勵(lì)磁機(jī)三支撐軸系模型Fig.1 Generator-Exciter Model Supported By Three Bearings

如圖1所示發(fā)電機(jī)－勵(lì)磁機(jī)三支撐軸系，動(dòng)力學(xué)分析時(shí)可以將其簡化為由等截面軸段、附加質(zhì)量和軸承所組成。以某1 000 MW機(jī)組為例，簡化后的軸系共包括70個(gè)軸段。如以發(fā)電機(jī)前、后軸承連線作為中心線，當(dāng)勵(lì)磁機(jī)尾部軸承標(biāo)高在中心線上、下方變化時(shí)，尾軸承載荷會(huì)發(fā)生變化，進(jìn)而改變軸承動(dòng)力特性和影響轉(zhuǎn)子—軸承系統(tǒng)動(dòng)力特性。

圖2 軸段分解模型Fig.2 Division model of multi-shaft

如圖2所示，在軸承處將軸斷開，將軸系拆成多個(gè)軸段。對(duì)于軸段i而言，由傳遞矩陣?yán)碚摽芍猍7]:

軸承結(jié)點(diǎn)兩側(cè)剪力和軸承支反力之間關(guān)系為:

兩端邊界條件為:

給定各軸承標(biāo)高后，由上述方程組即可以求出軸承反力、撓曲變形、彎矩和剪力分布等。

1.2 軸承動(dòng)力特性分析

圖3給出了軸承分析模型?；瑒?dòng)軸承靜態(tài)壓力和擾動(dòng)壓力Reynolds方程為:

圖3 滑動(dòng)軸承求解模型Fig.3 Journal bearing analysis model

式中:φ為方位角，l為寬度，H為膜厚，e為偏心矩，c為軸承間隙，ε為偏心率，θ0為偏位角。將油膜展開得到如圖3所示的矩形區(qū)域，邊界條件為:入口邊AB:

破裂邊CD:

軸承端部AD邊:

BC邊:

采用有限差分法求解靜態(tài)及擾動(dòng)壓力雷諾方程，積分后得到軸承載荷及其動(dòng)力特性系數(shù)。

1.3 轉(zhuǎn)子－軸承系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型

圖1所示轉(zhuǎn)子—軸承系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程為[9]:

式中:總剛度矩陣K和總阻尼矩陣C中分別包含了軸承油膜剛度和阻尼系數(shù)，F(xiàn)為不平衡激勵(lì)力。

2 勵(lì)磁機(jī)尾部軸承標(biāo)高變化對(duì)軸系動(dòng)力特性的影響分析

圖4 尾軸承標(biāo)高變化對(duì)軸承載荷的影響Fig.4 Influence of tail bearing elevation on bearing Load

2.1 尾軸承標(biāo)高變化對(duì)載荷的影響

該機(jī)組發(fā)電機(jī)和勵(lì)磁機(jī)分別重86 t和10 t，三支撐軸系大多具有發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子重而勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)子輕的特點(diǎn)。圖4給出了尾軸承標(biāo)高變化對(duì)3個(gè)軸承載荷的影響。尾軸承標(biāo)高主要尾軸承和發(fā)電機(jī)后軸承載荷，對(duì)前軸承載荷影響較小。尾軸承抬高后，尾軸承和發(fā)電機(jī)前軸承所承受載荷增大而發(fā)電機(jī)后軸承載荷減輕。勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)子較輕，標(biāo)高變化對(duì)尾軸承所承受載荷影響最大。直線校中狀態(tài)下尾軸承載荷只有363 kg。尾軸承標(biāo)高偏下0.18 mm時(shí)，其所承受載荷接近0 kg，軸承則處于完全脫空狀態(tài)。

2.2 尾軸承標(biāo)高變化對(duì)軸承動(dòng)力特性系數(shù)的影響

該機(jī)組尾部3個(gè)軸承都為橢圓軸承。表1給出了不同標(biāo)高下發(fā)電機(jī)后軸承和勵(lì)磁機(jī)軸承動(dòng)力特性系數(shù)。發(fā)電機(jī)軸承載荷較重，標(biāo)高變化對(duì)載荷影響相對(duì)較小，其動(dòng)力特性系數(shù)，特別是主剛度系數(shù)和主阻尼系數(shù)，受標(biāo)高影響較小，在10%范圍以內(nèi)。發(fā)電機(jī)前軸承載荷受標(biāo)高影響更小，動(dòng)力特性系數(shù)變化也較小。相比之下，尾軸承動(dòng)力特性系數(shù)受標(biāo)高變化影響較大。不同標(biāo)高下尾軸承主剛度系數(shù)相差了40～450倍，主阻尼系數(shù)相差了近30倍。

表1 不同標(biāo)高下尾軸承動(dòng)力特性系數(shù)Tab.1 Tail Bearing Coefficients Under Different Elevation

表2 不同標(biāo)高下發(fā)電機(jī)后軸承動(dòng)力特性系數(shù)Tab.2 Generator bearing coefficients under different elevation

2.3 尾軸承標(biāo)高變化對(duì)軸系振型的影響

圖5給出了尾軸承兩種標(biāo)高和兩種不平衡激勵(lì)模式下發(fā)電機(jī)—?jiǎng)?lì)磁機(jī)軸系振型比較，左、右圖所對(duì)應(yīng)的標(biāo)高分別為0.80 mm和－0.21 mm。

發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子反對(duì)稱不平衡和勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)子中部不平衡是發(fā)電機(jī)工作轉(zhuǎn)速下最常見和最有影響的兩種不平衡形式。不同標(biāo)高下軸系振型圖差異主要表現(xiàn)在勵(lì)磁機(jī)軸段。發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子反對(duì)稱不平衡在激起自身二階振型的同時(shí)也激起了比較大的勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)軸振動(dòng)。標(biāo)高越低，尾部振動(dòng)越大。勵(lì)磁機(jī)不平衡主要激發(fā)其自身的振動(dòng)，對(duì)發(fā)電機(jī)的影響較小。兩種不同標(biāo)高下勵(lì)磁機(jī)不平衡激勵(lì)所引起的振型圖差異較大。標(biāo)高較低時(shí)，勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)軸振型呈現(xiàn)錐形。標(biāo)高較高時(shí)，勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)軸中部不平衡所激勵(lì)的振型呈現(xiàn)一階振型。

圖5 兩種標(biāo)高和兩種不平衡激勵(lì)下軸系振型圖Fig.5 Vibration Mode Under Two Unbalance and 2 Elevation Cases

2.4 尾軸承不同標(biāo)高下轉(zhuǎn)軸振動(dòng)敏感度分析

圖6 給出了兩種不平衡激勵(lì)下勵(lì)磁機(jī)尾軸承處垂直和水平軸振隨尾軸承標(biāo)高變化情況。兩種不平衡激勵(lì)型式下的振動(dòng)響應(yīng)有共同點(diǎn):① 標(biāo)高變化時(shí)，振動(dòng)響應(yīng)幅值和相位都在發(fā)生變化。② 當(dāng)標(biāo)高降低到一定程度后繼續(xù)降低時(shí)，影響系數(shù)幅值和相位可能會(huì)發(fā)生較大變化。由此可以解釋實(shí)際機(jī)組三支撐軸系動(dòng)平衡時(shí)影響系數(shù)分散度大現(xiàn)象。勵(lì)磁機(jī)中部不平衡激勵(lì)對(duì)尾軸承的影響靈敏度遠(yuǎn)高于對(duì)發(fā)電機(jī)軸承的影響。

隨著尾軸承標(biāo)高的降低，尾軸承振動(dòng)響應(yīng)靈敏度幅值增大。標(biāo)高降低到一定程度后，尾軸承完全脫空，尾部近似為自由端，此時(shí)勵(lì)磁機(jī)不平衡對(duì)發(fā)電機(jī)后軸承的影響反而減小。發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子兩端存在反對(duì)稱不平衡時(shí)，其對(duì)尾軸承的影響甚至大于對(duì)其本身的影響，這種影響同樣是隨著標(biāo)高的降低而增大。

3 尾部軸承標(biāo)高優(yōu)化調(diào)整方法

對(duì)于采用三支撐的軸系而言，尾部軸承標(biāo)高變化對(duì)勵(lì)磁機(jī)振動(dòng)的影響比較大。不同標(biāo)高下影響系數(shù)幅值和相位有較大分散度。尾部軸承振動(dòng)不僅受其本身不平衡的影響，而且還受發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子二階平衡的影響。

為了降低振動(dòng)，可以適當(dāng)抬高尾部軸承標(biāo)高。實(shí)際機(jī)組尾軸承所承受的載荷可以通過頂舉法實(shí)測，安裝時(shí)可以通過預(yù)留勵(lì)發(fā)對(duì)輪下張口來實(shí)現(xiàn)。以1 000 MW機(jī)組為例，如圖7所示，對(duì)輪直徑D=690 mm，勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)子總長 L=4 510 mm，下張口0.25～0.30 mm時(shí)，相當(dāng)于尾軸承抬高1.62 ～1.95 mm。

圖6 軸振影響系數(shù)幅值和相位隨尾軸承標(biāo)高變化情況Fig.6 Influence of elevation on the amplitude and phase of unbalance force influence coefficients

圖7 尾軸承標(biāo)高和對(duì)輪張口之間的關(guān)系計(jì)算圖Fig.7 Relation between tail bearing elevation and coupling sag

4 結(jié)論

對(duì)于采用三支撐模式的發(fā)電機(jī)－勵(lì)磁機(jī)軸系而言，勵(lì)磁機(jī)振動(dòng)受發(fā)電機(jī)二階不平衡和勵(lì)磁機(jī)本身不平衡的影響都較大。研究表明，尾軸承標(biāo)高會(huì)導(dǎo)致不平衡響應(yīng)幅值和相位分散度較大，當(dāng)尾軸承標(biāo)高較低時(shí)，軸系振動(dòng)響應(yīng)靈敏。為了降低勵(lì)磁機(jī)振動(dòng)，安裝時(shí)可以適當(dāng)抬高尾軸承標(biāo)高。

符號(hào)說明:

Y——軸段位移/m θ——轉(zhuǎn)角，° M0——彎矩(Nm) Q——剪力，N

T——軸段傳遞矩陣 R——右端 L——左端 M——總質(zhì)量矩陣

C——總阻尼矩陣 K——總剛度矩陣 F(t)——總外力矩陣 U(t)——總響應(yīng)矩陣

F——軸承反力/N kxx，kxy，kyx，kyy——軸承剛度系數(shù)(N·m－1) cxx，cxy，cyx，cyy——軸承阻尼系數(shù) N/(m·s－1)

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