抽水蓄能機(jī)組推力軸承徑向移位研究

武中德，張 宏，吳軍令，霍新新，孫 凱

（1.水力發(fā)電設(shè)備國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江省哈爾濱市 150040；2.哈爾濱大電機(jī)研究所，黑龍江省哈爾濱市150040）

0 引言

大型發(fā)電電動(dòng)機(jī)推力軸承一般采用巴氏合金瓦，并配有高壓油頂起系統(tǒng)，支撐結(jié)構(gòu)也有多種，如彈性盤、小彈簧和單波紋彈性油箱等。雖然中心支撐的雙向推力軸承的承載能力相對(duì)較低，但蓄能機(jī)組的轉(zhuǎn)速較高，其推力軸承均具有較好的運(yùn)行性能[1-2]。

大型發(fā)電電動(dòng)機(jī)推力軸承陸續(xù)出現(xiàn)推力瓦徑向移位的問題，也就是在某一過程中產(chǎn)生了向內(nèi)的徑向力，造成徑向限位塊或銷塑性變形甚至斷裂，導(dǎo)致推力瓦徑向向內(nèi)移位的情況出現(xiàn)?，樼鹕?、桐柏、仙游和溧陽等抽水蓄能電站推力軸承均出現(xiàn)了這樣的問題[3-4]。這說明蓄能機(jī)組雙向推力軸承推力瓦均會(huì)存在向內(nèi)的徑向力的問題，這個(gè)問題需要及時(shí)解決，否則會(huì)影響機(jī)組的正常運(yùn)行。

本文通過理論分析和試驗(yàn)，研究了推力軸承瓦徑向移位的問題。

1 推力瓦的徑向移位

彈性盤支撐的瑯琊山和桐柏抽水蓄能電站推力軸承、小彈簧支撐的仙游抽水蓄能電站推力軸承均出現(xiàn)了這樣的問題，單波紋彈性油箱支撐的溧陽抽水蓄能電站推力軸承也出現(xiàn)了這樣的問題。

瑯琊山、桐柏抽水蓄能電站[3-4]發(fā)電電動(dòng)機(jī)推力軸承采用彈性盤支撐結(jié)構(gòu)，鏡板泵外循環(huán)冷卻系統(tǒng)。機(jī)組運(yùn)行過程中，發(fā)生推力軸承徑向移位現(xiàn)象，彈性盤固定夾有彎曲變形，推力軸瓦背面和彈性托盤接觸部位存在相對(duì)位移、刮擦痕跡，彈性托盤底部和支柱之間也存在相對(duì)位移和刮擦痕跡。

仙游抽水蓄能電站小彈簧支撐推力瓦內(nèi)擋塊變形，把合螺栓斷裂。

溧陽抽水蓄能電站單波紋彈性油箱支撐推力軸承擋塊變形，推力瓦內(nèi)移達(dá)40mm。

溧陽抽水蓄能電站2號(hào)機(jī)組在D級(jí)檢修過程中發(fā)現(xiàn)有10塊（推力軸承共設(shè)置12塊推力瓦）推力瓦裝配中薄瓦和托瓦在徑向方向存在相對(duì)位移。所有位移均為薄瓦向內(nèi)側(cè)移動(dòng)，最大移動(dòng)量達(dá)到40mm，內(nèi)側(cè)擋塊變形嚴(yán)重，見圖1、圖2。

圖1 徑向位移40mmFigure 1 Radial displacement 40mm

圖2 擋塊變形Figure 2 Block deformation

2 原因分析

彈性盤、小彈簧和單波紋彈性油箱支撐的雙向推力軸承[5-6]在試驗(yàn)研究過程中均未發(fā)現(xiàn)推力瓦徑向移位的問題，可能與運(yùn)行時(shí)間短有關(guān)。

機(jī)組停機(jī)后，由于推力軸承溫度逐漸降低，推力頭及鏡板向軸心方向冷縮，而推力瓦與鏡板間的油膜將在載荷（轉(zhuǎn)動(dòng)部分重量）作用下被擠出，在推力瓦面產(chǎn)生一定的真空效應(yīng)，且巴氏合金對(duì)鋼的摩擦系數(shù)大于鋼對(duì)鋼的摩擦系數(shù)，推力瓦等隨鏡板冷縮而向軸心方向移動(dòng)或推力瓦受向內(nèi)的徑向力。

托盤支撐結(jié)構(gòu)的就引起彈性托盤和支柱之間產(chǎn)生位移，軸瓦內(nèi)側(cè)的定位銷受向內(nèi)的徑向力，開機(jī)過程中恢復(fù)正常。這就是推力瓦面出現(xiàn)徑向劃痕、推力瓦背面與托盤之間和彈性托盤與固定支架之間產(chǎn)生劃痕的原因，以及徑向限位銷（塊）產(chǎn)生變形的原因。

小彈簧支撐的推力瓦，同樣由于熱脹冷縮和真空效應(yīng)等因素，產(chǎn)生徑向移位問題，使內(nèi)擋塊嚴(yán)重變形或螺釘斷裂。

單波紋彈性油箱支撐的推力瓦，同樣由于熱脹冷縮和真空效應(yīng)等因素，產(chǎn)生徑向移位問題，由于托瓦的徑向限位的強(qiáng)度較大，移位就發(fā)生在推力瓦上，使推力瓦徑向限位擋塊嚴(yán)重變形或螺釘斷裂。

3 推力瓦徑向力計(jì)算

計(jì)算溧陽、敦化和陽江等抽水蓄能機(jī)組推力瓦的徑向力，以及溧陽抽水蓄能電站推力瓦擋板螺釘斷裂所需的徑向力。

3.1 螺釘斷裂所受力

溧陽抽水蓄能電站推力瓦發(fā)生徑向位移，其限位螺釘M10、8.8級(jí)，圖3中F為推力瓦受徑向力，F(xiàn)1和F2分別為限位擋塊把合螺栓受力。引起螺栓斷裂的最大載荷為31.7kN。

圖3 擋塊載荷Figure 3 Block load

3.2 徑向力計(jì)算

巴氏合金對(duì)鋼的摩擦系數(shù)0.2，鋼對(duì)鋼的摩擦系數(shù)0.15。

溧陽抽水蓄能電站推力軸承單瓦面積2685cm2，機(jī)組轉(zhuǎn)動(dòng)部分重量525t，推力瓦所受徑向力最大為45.6kN。

敦化抽水蓄能電站推力軸承單瓦面積2811cm2，機(jī)組轉(zhuǎn)動(dòng)部分重量480t，推力瓦所受徑向力最大為40.2kN。

陽江抽水蓄能電站推力軸承單瓦面積2811cm2，機(jī)組轉(zhuǎn)動(dòng)部分重量600t，推力瓦所受的最大徑向力為49.7kN。

4 徑向力試驗(yàn)測量

為了從機(jī)理上分析徑向力產(chǎn)生的原因，并為解決此類問題提出技術(shù)依據(jù)，在高速推力軸承試驗(yàn)臺(tái)上，根據(jù)推力瓦結(jié)構(gòu)形式，對(duì)敦化抽水蓄能電站試驗(yàn)推力軸承進(jìn)行了徑向力相關(guān)試驗(yàn)。每塊推力瓦的外徑側(cè)均裝設(shè)2個(gè)測力傳感器（見圖4），傳感器把合到座上，通過螺栓與推力瓦相連，而傳感器座把合到托瓦上。兩個(gè)傳感器測力相加即為推力瓦所受徑向力，以確定推力瓦在開機(jī)、運(yùn)行、停機(jī)的過程中所受徑向力以及停機(jī)狀態(tài)推力瓦和鏡板推力頭的溫度降低到環(huán)境溫度，推力瓦所受徑向力（如圖4中箭頭所示）。

敦化抽水蓄能電站試驗(yàn)推力軸承，試驗(yàn)過程為額定工況運(yùn)行穩(wěn)定、停機(jī)。停機(jī)后推力軸承仍然承受機(jī)組轉(zhuǎn)動(dòng)部分的重量。

推力軸承在起動(dòng)、運(yùn)行過程中，推力瓦所受徑向力小于1.5kN。

自然散熱情況下，停機(jī)后瓦面油膜厚度約為0.01mm，停機(jī)2h后，油膜厚度約為0.005mm，瓦溫降低20K，最高油溫比停機(jī)時(shí)的油溫高2K，推力瓦所受最大徑向力2kN。

圖4 徑向力測量Figure 4 Radial force measurement

油外循環(huán)并水冷卻，加速降溫。瓦溫再降20K，油溫降22K，推力瓦所受最大徑向力12.7kN（7號(hào)瓦）。

軸承載荷480t迅速降到45t，徑向力猛增到26kN（7號(hào)瓦），再回落，起動(dòng)高壓油頂起系統(tǒng)后，推力瓦所受徑向力迅速降低。

加載軸承支架溫度降低緩慢，阻礙了鏡板推力頭的徑向收縮，在載荷降低的情況下，鏡板推力頭正常收縮，推力瓦所受徑向力突然增加。即機(jī)架、推力軸承和鏡板推力頭等的溫度均降到環(huán)境溫度，推力瓦所受徑向力最大為26kN。

重復(fù)試驗(yàn)，7號(hào)瓦所受徑向力24kN（見圖5），6號(hào)瓦所受徑向力26 kN（圖6）。圖5、圖6所示均為每塊瓦上的2個(gè)傳感器受力曲線，二者之和即為本瓦受力。

圖5 7號(hào)瓦所受徑向力Figure 5 Radial force on 7 pad

圖6 6號(hào)瓦所受徑向力Figure 6 Radial force on 6 pad

停機(jī)后，采用加速冷卻的辦法，外循環(huán)泵繼續(xù)運(yùn)行，2h內(nèi)油溫降低20K，所以每10min起動(dòng)一次高壓油頂起系統(tǒng)，推力瓦所受徑向力小于7.5kN。這一過程可模擬機(jī)組停機(jī)后每隔1～2h運(yùn)行30s高壓油頂起系統(tǒng)，有效減小推力瓦所受的徑向力。（注：試驗(yàn)停機(jī)后部分力傳感器回不到初始狀態(tài)。）

由于高速推力軸承試驗(yàn)臺(tái)鏡板推力頭與機(jī)組的鏡板推力頭結(jié)構(gòu)不同，在機(jī)組停機(jī)溫度降低的過程中，推力瓦所受的徑向力的變化規(guī)律可能有所不同。

從敦化抽水蓄能電站推力軸承模型試驗(yàn)的結(jié)果中可以看出：徑向力明顯變大的時(shí)機(jī)出現(xiàn)在停機(jī)2h以后。此時(shí)由于推力軸承溫度逐漸降低，推力頭及鏡板向軸心方向冷縮，而推力瓦與鏡板間的油膜將在載荷（轉(zhuǎn)動(dòng)部分重量）長時(shí)間作用下被擠出，推力瓦與鏡板之間的由油膜潤滑漸變成無油潤滑，摩擦系數(shù)逐步上升（最高0.2），而推力瓦與托瓦之間的摩擦系數(shù)在0.15左右，這樣鏡板就帶動(dòng)推力瓦等一起向軸心方向移動(dòng)或給推力瓦施加向內(nèi)的徑向力。

5 改進(jìn)措施

根據(jù)推力瓦發(fā)生徑向位移的問題，進(jìn)行推力瓦徑向限位的方案技術(shù)改進(jìn)。根據(jù)計(jì)算的最大徑向力對(duì)徑向限位進(jìn)行核算，對(duì)限位強(qiáng)度不足的采取加強(qiáng)措施，加裝固定塊，限位銷直徑加大，或厚薄瓦間連接板把合螺栓加大等。

（1）溧陽抽水蓄能電站采用增強(qiáng)內(nèi)側(cè)原擋板，外側(cè)原托瓦與鍵固定板加長至推力瓦上M16位置，并用M16螺栓把合；并在外側(cè)增加兩處固定板，利用原推力瓦與托瓦的M16工藝孔固定。

（2）深圳抽水蓄能電站推力瓦處理，1～4號(hào)機(jī)組僅采用在外側(cè)增加兩處固定板，利用原推力瓦與托瓦的M16工藝孔固定的方案?；虼龣C(jī)組檢修時(shí)檢查推力瓦位移情況并加裝固定板。

6 預(yù)防措施

推力瓦徑向限位的強(qiáng)度要滿足使用要求。

對(duì)于推力軸承設(shè)計(jì)，從結(jié)構(gòu)上要對(duì)徑向限位強(qiáng)度作為一項(xiàng)核算指標(biāo)。而對(duì)于雙層瓦，還要核算厚薄瓦連接板的強(qiáng)度。

某一推力軸承，推力瓦所受的最大徑向力為49.7kN，核算托瓦的徑向限位強(qiáng)度和厚薄瓦連接板的強(qiáng)度。對(duì)推力瓦內(nèi)、外側(cè)加強(qiáng)徑向約束，內(nèi)側(cè)擋板與外側(cè)兩處固定板厚度足夠，并用M16螺栓把合固定。

7 結(jié)論

（1）推力瓦在停機(jī)后存在較大的徑向力。

（2）推力瓦的徑向限位應(yīng)有足夠的強(qiáng)度，此項(xiàng)核算應(yīng)作為設(shè)計(jì)的核算指標(biāo)。

（3）推力瓦的徑向力最大約為單瓦最小受力的0.11倍。

（4）停機(jī)2h內(nèi)，瓦面油膜厚度約0.01mm降到約0.005mm，推力瓦所受徑向力變化不明顯。

（5）對(duì)于正在運(yùn)行的機(jī)組，停機(jī)后定時(shí)起動(dòng)高壓油頂起系統(tǒng)，有助于減小推力瓦所受的徑向力。

溧陽、深圳、敦化、豐寧、荒溝、周寧、文登以及陽江等抽水蓄能電站推力軸承均按照技術(shù)改進(jìn)方案實(shí)施，避免出現(xiàn)推力瓦徑向移位問題。