動(dòng)力渦輪多跨軸系振動(dòng)特性研究

楊其文 王鈴玉 張志蓮 劉京春

（1.中石化洛陽工程有限公司；2.北京石油化工學(xué)院；3.西安航空動(dòng)力股份有限公司）

0 引言

某工業(yè)型30MW級(jí)燃?xì)廨啓C(jī)一拖二機(jī)組（動(dòng)力渦輪-水力測功機(jī)1#-水力測功機(jī)2#），在試車過程中出現(xiàn)了水力測功機(jī)振動(dòng)超標(biāo)的問題。由于水力測功機(jī)轉(zhuǎn)子出廠已進(jìn)行過嚴(yán)格的高速動(dòng)平衡，且安裝對(duì)中良好，基于此初步認(rèn)定是水力測功機(jī)基座剛度不足造成1#、2#水力測功機(jī)臨界轉(zhuǎn)速下降產(chǎn)生共振，從而進(jìn)一步影響燃?xì)廨啓C(jī)側(cè)的穩(wěn)定性。擬解決辦法是在原始基座內(nèi)添加鋼砂，增加輔助筋板以加強(qiáng)基座的支撐剛度。但是如果能夠全面深入地研究整個(gè)軸系的支撐系統(tǒng)、質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的分布對(duì)轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響，進(jìn)而在軸系結(jié)構(gòu)上進(jìn)行合理地優(yōu)化，削弱軸系對(duì)不平衡量的敏感度，能確保機(jī)組一次啟動(dòng)成功。

由此建立地基-軸承-轉(zhuǎn)子偶聯(lián)動(dòng)平衡的動(dòng)力學(xué)有限元模型，通過數(shù)值解法獲得地基剛度對(duì)軸系臨界轉(zhuǎn)速的影響，評(píng)判解決方案的可行性。進(jìn)一步分析加強(qiáng)支撐剛度后的軸系轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性，即軸系的臨界轉(zhuǎn)速分析和不平衡響應(yīng)分析，找出轉(zhuǎn)子產(chǎn)生共振的根本原因，從而優(yōu)化軸系結(jié)構(gòu)，避免反復(fù)啟停機(jī)組，延誤工期，造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失。

1 一拖二機(jī)組轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的有限元分析

1.1 轉(zhuǎn)子-軸承復(fù)雜支撐系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型

以圖1所示的三跨轉(zhuǎn)子作為研究對(duì)象，燃?xì)廨啓C(jī)拖動(dòng)1#和2#水力測功機(jī)，各轉(zhuǎn)子之間采用疊片式撓性聯(lián)軸器聯(lián)接，軸承與地基之間采用串聯(lián)連接。軸長3.4m，質(zhì)量2 000kg，轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為397.5kg·m2。采用考慮回轉(zhuǎn)效應(yīng)和剪切效應(yīng)的三跨轉(zhuǎn)子有限元模型共有189個(gè)節(jié)點(diǎn)，200個(gè)單元，6個(gè)滾動(dòng)軸承分別位于28，44，115，129，153，167號(hào)節(jié)點(diǎn)。

轉(zhuǎn)子-支承系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程為：

式中，M，K，C分別代表結(jié)構(gòu)的總質(zhì)量矩陣、總剛度矩陣和總阻尼矩陣。在臨界轉(zhuǎn)速和不平衡響應(yīng)的計(jì)算中，通常的做法是假設(shè)軸承座和地基剛度無限大，為一絕對(duì)剛體，因此，在K和C的取值中就不計(jì)入這一部分的影響。而實(shí)際上，支撐基座從本質(zhì)上講仍然是有三個(gè)自由度的彈性體，剛度值不能為假設(shè)的無窮大，尤其是當(dāng)其剛度與軸承剛度在同一數(shù)量級(jí)時(shí)，地基-軸承組成的支撐系統(tǒng)的剛度會(huì)明顯下降，降低軸系的臨界轉(zhuǎn)速。支撐系統(tǒng)的剛度表達(dá)式如下：

式中，K1為地基剛度和阻尼；K2為滾動(dòng)軸承的剛度和阻尼。

1.2 轉(zhuǎn)子-軸承復(fù)雜支撐系統(tǒng)臨界轉(zhuǎn)速分析

軸系的橫向振動(dòng)受動(dòng)力渦輪結(jié)構(gòu)、水力測功機(jī)結(jié)構(gòu)、軸承-支撐系統(tǒng)、聯(lián)軸器結(jié)構(gòu)影響。其中動(dòng)力渦輪、水力測功機(jī)單機(jī)動(dòng)力特性良好的狀態(tài)下，軸系的動(dòng)力特性取決于支撐系統(tǒng)和聯(lián)軸器的結(jié)構(gòu)。經(jīng)CAE計(jì)算水力測功機(jī)地基水平剛度為2.25e6N/mm，垂直剛度為1.9e7N/mm，小于廠商規(guī)定值8.931e6N/mm。采用傳遞矩陣法計(jì)算一拖二機(jī)組轉(zhuǎn)子軸承復(fù)雜支撐系統(tǒng)的臨界轉(zhuǎn)速和振型如圖2所示。

圖2 一拖二機(jī)組臨界轉(zhuǎn)速及振型Fig.2 Critical speed modal shape

從圖2可以看出，軸系的前四階臨界轉(zhuǎn)速分別為4 000r/min，4 900r/min，5 200r/min和5 300r/min；其中一階錐形和二階彎曲振型由動(dòng)力渦輪引起；三階由1#水力測功機(jī)引起；四階由2#水力測功機(jī)引起；水力測功機(jī)的臨界轉(zhuǎn)速遠(yuǎn)低于出廠測定值，由此說明，底座剛度不足是導(dǎo)致水力測功機(jī)臨界轉(zhuǎn)速下降的主要原因。

1.3 地基加強(qiáng)剛度后的轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)分析

1.3.1 軸系臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算

基于以上分析，在地基支座內(nèi)添加鋼砂，增加輔助筋板達(dá)到強(qiáng)化剛度的效果，水力測功機(jī)底架方案如圖3所示。

圖3 水力測功機(jī)底架方案Fig.3 Pedestal structure of hydraulic dynamometer

經(jīng)CAE再次核算垂直地基剛度達(dá)到8e7N/mm，符合廠商規(guī)定值，重新計(jì)算剛度加強(qiáng)后的軸系臨界轉(zhuǎn)速，前三階值分別為：3 993r/min，4 970r/min，8 319r/min。由此可知，當(dāng)加強(qiáng)基座剛度后，水力測功機(jī)的臨界轉(zhuǎn)速會(huì)由5 200r/min，5 300r/min升高至8 319r/min以上，高于軸系的工作范圍，水力測功機(jī)的振動(dòng)問題得到有效解決；同時(shí)可知4 900r/min這一共振點(diǎn)是動(dòng)力渦輪自身的臨界轉(zhuǎn)速，水力測功機(jī)基礎(chǔ)剛度的增強(qiáng)，對(duì)這一數(shù)值的影響非常小，依然在工作范圍內(nèi)。

1.3.2 不平衡響應(yīng)計(jì)算

為了評(píng)估水力測功機(jī)基座剛度提高后，動(dòng)力渦輪通過臨界轉(zhuǎn)速4 900r/min左右的狀態(tài)，根據(jù)API617標(biāo)準(zhǔn)的相關(guān)規(guī)定，需對(duì)軸系進(jìn)行不平衡響應(yīng)計(jì)算，即在軸系規(guī)定的0%～125%跳閘轉(zhuǎn)速內(nèi)，將不平衡量用分解的方法加在由臨界轉(zhuǎn)速分析已經(jīng)確定的最不利地影響具體振型的位置上，評(píng)估不平衡量引起的振動(dòng)峰值。圖4為各軸承45度測點(diǎn)的不平衡響應(yīng)值，表1為基座加強(qiáng)前后各測點(diǎn)不平衡響應(yīng)對(duì)比結(jié)果。

圖4 不平衡響應(yīng)計(jì)算Fig.4 Unbalance response calculation

表1 基座加強(qiáng)前后不平衡響應(yīng)計(jì)算Tab.1 Unbalance response calculation

由計(jì)算結(jié)果可知，隨著水力測功機(jī)基礎(chǔ)剛度的提高，水力測功機(jī)側(cè)不平衡響應(yīng)降低，動(dòng)力渦輪支點(diǎn)處的不平衡響應(yīng)卻提高，動(dòng)力渦輪存在振動(dòng)超標(biāo)風(fēng)險(xiǎn)。

2 軸系改進(jìn)方案

由上文計(jì)算結(jié)果可知，加強(qiáng)剛度后水力測功機(jī)的臨界轉(zhuǎn)速值由5 000r/min提升至8 319r/min，且不平衡響應(yīng)值降低；但是動(dòng)力渦輪的不平衡響應(yīng)卻隨著動(dòng)力渦輪側(cè)剛度的增加而增加；由此判斷地基剛度不足是造成水力測功機(jī)振動(dòng)超標(biāo)的主要原因，但并不能解決動(dòng)力渦輪對(duì)不平衡量的響應(yīng)值，整個(gè)軸系仍然存在振動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)，需要對(duì)軸系結(jié)構(gòu)進(jìn)一步優(yōu)化。

軸系振動(dòng)與整個(gè)軸系支承的剛度、支承數(shù)量和轉(zhuǎn)子剛度變化有關(guān)。由于要保證動(dòng)力渦輪的氣動(dòng)性能和水利測功機(jī)的做功特性，它們的內(nèi)部結(jié)構(gòu)已經(jīng)固定、無法調(diào)整，因此從動(dòng)力渦輪和1#水力測功機(jī)之間的重型聯(lián)軸器入手通過改變聯(lián)軸器質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的分布實(shí)現(xiàn)軸系結(jié)構(gòu)的優(yōu)化。

2.1 改進(jìn)方案一

重型聯(lián)軸器如圖5所示，由五部分組成：左右兩側(cè)半聯(lián)軸器、撓性組件和中間連接段，本方案采取的措施是將中間連接段分別減小100mm，200mm，300mm進(jìn)行不平衡響應(yīng)計(jì)算。

圖5 聯(lián)軸器模型Fig.5 Modal of coupling

2.2 改進(jìn)方案二

重型聯(lián)軸器長1.6m，有足夠的空間布置兩個(gè)滑動(dòng)軸承，故方案二采用增加輔助支撐個(gè)數(shù)而不改變軸系各轉(zhuǎn)子相對(duì)位置的方法來優(yōu)化軸系結(jié)構(gòu)，一方面增加了整個(gè)軸系的支撐剛度，另一方面增加的滑動(dòng)軸承可以平衡來自動(dòng)力渦輪熱伸長帶來的軸向推力，減小1#水力測功機(jī)滾動(dòng)軸承的軸向負(fù)荷和徑向符合，輔助支撐的結(jié)構(gòu)如圖6所示，在原重型聯(lián)軸器內(nèi)添加一對(duì)膜片式聯(lián)軸器，在99和107號(hào)節(jié)點(diǎn)增加滑動(dòng)軸承。兩種改進(jìn)方案的計(jì)算結(jié)果見表2。

圖6 改進(jìn)方案二Fig.6 The second design scheme

表2中L-100，L-200，L-300代表方案一中分別將重型聯(lián)軸器減小100mm，200mm，300mm的計(jì)算結(jié)果。從表中可知，方案1需要縮短聯(lián)軸器長度≧200mm以上，才能達(dá)到機(jī)組運(yùn)行規(guī)定的安全值，而一拖二機(jī)組聯(lián)軸器長度受整體布局，安裝方式等限制，無法縮短200mm以上距離。方案2在不用改變各轉(zhuǎn)子相對(duì)位置的前提下，通過增加輔助支撐可以有效降低振動(dòng)響應(yīng)值，以利于現(xiàn)場施工與安裝；且增加的滑動(dòng)軸承能夠承擔(dān)軸向力，提高水力測功機(jī)進(jìn)口機(jī)組軸承壽命。

表2 改進(jìn)方案不平衡響應(yīng)計(jì)算Tab.2 Unbalance response calculation of improved scheme

3 結(jié)論

通過對(duì)一拖二機(jī)組進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)計(jì)算，分析軸系振動(dòng)超標(biāo)的主要原因，提出改進(jìn)方案優(yōu)化軸系結(jié)構(gòu)，得到如下結(jié)論：

地基剛度不足是軸系中水力測功機(jī)振動(dòng)超標(biāo)的主要原因；加強(qiáng)地基剛度后，水力測功機(jī)的一階臨界轉(zhuǎn)速由5 000r/min左右提升至8 000r/min左右。

通過減小聯(lián)軸器長度的方式可以達(dá)到減小不平衡響應(yīng)值的目的，但是聯(lián)軸器減小300mm以上才能符合振動(dòng)要求。

中間加輔助支撐，能有效避開不平衡量帶來的振動(dòng)，即使在工作范圍內(nèi)出現(xiàn)臨界轉(zhuǎn)速，由于振動(dòng)幅值小，可以快速平穩(wěn)通過，不會(huì)對(duì)機(jī)組尤其是動(dòng)力渦輪帶來不利影響。

優(yōu)化結(jié)果為國內(nèi)首例30MW級(jí)燃?xì)廨啓C(jī)一拖二機(jī)組的成功運(yùn)行提供理論支持和技術(shù)保障。同時(shí)，提出了工程上一些透平壓縮機(jī)組、發(fā)電機(jī)組組裝之后發(fā)生強(qiáng)烈振動(dòng)的改進(jìn)方案，為多機(jī)組設(shè)計(jì)中如何避免在工作范圍內(nèi)出現(xiàn)共振現(xiàn)象有實(shí)際意義。