燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)組軸承高振動故障機(jī)理分析

陳明華，李 政

（中海油能源發(fā)展裝備技術(shù)有限公司，天津 300452）

0 引言

燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)組是海上采油平臺核心動設(shè)備，是采油平臺的主力發(fā)電設(shè)備，設(shè)備價值高、維修周期長，其能否正常運(yùn)行直接關(guān)系采油平臺生產(chǎn)穩(wěn)定性。

某平臺發(fā)電機(jī)組運(yùn)行過程中電發(fā)機(jī)非驅(qū)動端軸承不穩(wěn)定振動，持續(xù)時間在半年以上，主要表現(xiàn)在軸振與瓦振的振動值大小與運(yùn)行時間和電發(fā)機(jī)負(fù)載大小相關(guān)。期間進(jìn)行了兩次軸承拆檢，采集了拆檢前后的振動數(shù)據(jù)。高速渦輪機(jī)械轉(zhuǎn)子不穩(wěn)定振動原因較多，包括不平衡、松動、轉(zhuǎn)子熱彎曲等，本文主要通過轉(zhuǎn)子振動數(shù)據(jù)模型，軸瓦間隙與油膜剛度分析，軸與軸瓦小間隙配合條件下轉(zhuǎn)子熱彎曲機(jī)理，分析轉(zhuǎn)子在軸瓦小間隙運(yùn)行條件下不穩(wěn)定振動的根本原因。

1 設(shè)備基本信息

該發(fā)電機(jī)組是由燃?xì)廨啓C(jī)驅(qū)動，通過齒輪箱減速，驅(qū)動發(fā)電機(jī)發(fā)電，發(fā)電機(jī)組基本信息：燃?xì)廨啓C(jī)最大功率31.5 MW，運(yùn)行轉(zhuǎn)速5109 r/min；發(fā)電機(jī)額定功率30 MW，額定轉(zhuǎn)速1500 r/min；齒輪箱形式為一級減速齒輪箱。

機(jī)組配置了振動在線監(jiān)測系統(tǒng)，可實(shí)時記錄發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子振動的瞬態(tài)與穩(wěn)態(tài)數(shù)據(jù)。在現(xiàn)場數(shù)據(jù)采集時，根據(jù)數(shù)據(jù)分析需要，現(xiàn)場離線采集了部分振動數(shù)據(jù)。

2 設(shè)備故障現(xiàn)象及測試數(shù)據(jù)

2.1 第一次維修前故障現(xiàn)象及振動測試數(shù)據(jù)

發(fā)電機(jī)自2022 年初連續(xù)幾個月非驅(qū)動端軸振動偏高，接近機(jī)組報警值。隨后，對該端軸承進(jìn)行了拆檢，軸承下瓦磨損約100 μm，接觸角由60°增加到90°，維修人員認(rèn)為是軸瓦磨損導(dǎo)致高振動，更換新軸承后設(shè)備投入備用。

在線監(jiān)測系統(tǒng)記錄整個過程的振動動數(shù)據(jù)。機(jī)組在啟車過程中，非驅(qū)動端軸上升量比驅(qū)動端多120～130 μm，且軌跡偏轉(zhuǎn)方向異常，與正常偏轉(zhuǎn)方向相反。機(jī)組穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時，發(fā)電機(jī)驅(qū)動端軸心軌跡為橢圓形，非驅(qū)動端為8 字形。

2.2 第二次維修前故障現(xiàn)象及振動測試數(shù)據(jù)

第一次維修后，2022 年7 月中旬機(jī)組啟車運(yùn)行，振動依然偏高；8 月下旬監(jiān)測人員到現(xiàn)場進(jìn)行振動數(shù)據(jù)測試。分別測取了在8.5 MW/16 MW 負(fù)荷下，電機(jī)驅(qū)動端與非驅(qū)動端軸振/瓦振數(shù)據(jù)（表1、表2）。

表1 電機(jī)驅(qū)動端與非驅(qū)動端軸振數(shù)據(jù) μm

表2 電機(jī)驅(qū)動端與非驅(qū)動端瓦振數(shù)據(jù)

在線監(jiān)測系統(tǒng)顯示，驅(qū)動端軸心軌跡如圖1 所示，依然為橢圓形，非驅(qū)動端軸心軌跡如圖2 所示，依然為8 字形。

圖1 驅(qū)動端軸心軌跡

圖2 非驅(qū)動端軸心軌跡

3 振動機(jī)理分析

通過簡化轉(zhuǎn)子數(shù)據(jù)模型，對振動監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。

對于使用動壓滑動軸承的旋轉(zhuǎn)機(jī)械，其簡單模型中在不平衡力作用下強(qiáng)迫振動的振動響應(yīng)數(shù)學(xué)表達(dá)式[1]：

其中，Aejα為振動矢量，α 為振動高點(diǎn)位置，δ 為質(zhì)量重點(diǎn)位置，m 為不平衡質(zhì)量，r 為不平衡質(zhì)量距旋轉(zhuǎn)中心距離，Ω 為轉(zhuǎn)速，不平衡質(zhì)量與轉(zhuǎn)速同步，K 為轉(zhuǎn)子靜態(tài)剛度，M 為轉(zhuǎn)子質(zhì)量，D 為轉(zhuǎn)子阻尼常數(shù)，λ 為油膜流體周向平均速度比。

由式（1）可知，轉(zhuǎn)子的振動大小取決于不平衡力與轉(zhuǎn)子的動態(tài)剛度之比：

設(shè)K、D、λ 為常數(shù)，則機(jī)組穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時，振動矢量大小僅與轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速相關(guān)。

本案例中，機(jī)組啟動過程中驅(qū)動端轉(zhuǎn)速提高，油膜厚度增加，軸心位置抬升，在轉(zhuǎn)子端面兩側(cè)壓差作用下，向潤滑油排出側(cè)偏轉(zhuǎn)，偏轉(zhuǎn)方向正常；非驅(qū)動端轉(zhuǎn)子軸心位置在上升過程中卻向潤滑油進(jìn)油側(cè)偏轉(zhuǎn)，表明在啟車全過程受到定向的強(qiáng)徑向載荷力。

由式（1）可知，穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時，發(fā)電機(jī)驅(qū)動端因水平與垂直方向剛度不同，表現(xiàn)為殘余不平衡條件下的橢圓形軌跡；發(fā)電機(jī)非驅(qū)動端在殘余不平衡與強(qiáng)定向載荷力的共同作用，表現(xiàn)為8 字形振動。

由表2 數(shù)據(jù)可知，當(dāng)機(jī)組載荷由8.5 MW 提高到16 MW時，非驅(qū)動端軸瓦振動上升79.8%，驅(qū)動端僅上升40.9%，非驅(qū)動端轉(zhuǎn)子X 方向振動上升29.5%，驅(qū)動端轉(zhuǎn)子X 方向振動上升13.9%。

第二次啟動后轉(zhuǎn)子非驅(qū)動端軸心軌跡仍為8 字形，說明轉(zhuǎn)子非驅(qū)動端則主要受到是在大徑向載荷力作用下的振動。發(fā)電機(jī)非驅(qū)動端沒有連接其他設(shè)備，可排除氣動力、齒輪嚙合力、連接件外部不對中，考慮為軸在滑動軸承中內(nèi)部不對中。

通常大徑向載荷會減小油膜厚度，增加油膜剛度，抑制轉(zhuǎn)子振動，增強(qiáng)軸瓦振動。在本案例中的發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子高振動部位處于自由端，在大徑向載荷力作用下軸瓦振動增強(qiáng)，轉(zhuǎn)子振動沒有減弱反而增強(qiáng)，并隨機(jī)組負(fù)載增加而增大。電機(jī)非驅(qū)動端在大徑向載荷力作用下，軸頸高點(diǎn)與軸瓦之間的間隙減小，即油膜厚度減小，軸頸表面與軸瓦之間的速度梯度增大，雖然未出現(xiàn)軸與軸瓦的直接摩擦，但導(dǎo)致油膜內(nèi)摩擦加劇，產(chǎn)生大量熱量，并在軸頸表面出現(xiàn)熱點(diǎn)，整周期振動的高點(diǎn)位置固定，轉(zhuǎn)子熱點(diǎn)一側(cè)溫度相對另一側(cè)升高，內(nèi)部熱應(yīng)力導(dǎo)致局部膨脹，引起軸頸臨時性熱彎曲。

轉(zhuǎn)子在第一次軸瓦磨損的條件下，轉(zhuǎn)子軸頸表面有輕微磨損痕跡，沒有永久性彎曲；第二次啟動后，轉(zhuǎn)子未發(fā)生與軸瓦直接磨損，熱彎曲程度要小一些，屬于臨時性（彈性）彎曲。

4 結(jié)論與建議

4.1 分析結(jié)論

（1）發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子非驅(qū)動端與軸承內(nèi)部不對中。

（2）發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子非驅(qū)動端存在臨時性熱彎曲。

4.2 維修建議

（1）拆檢非驅(qū)動端軸承，檢查軸瓦間隙，并重新調(diào)整轉(zhuǎn)子與軸瓦的配合間隙。

（2）停機(jī)后，立即檢查軸端跳動情況，驗(yàn)證是否存在熱彎曲。

5 維修拆檢情況

第二次對非驅(qū)動端軸承拆檢，未發(fā)現(xiàn)軸及軸瓦有磨損痕跡；因不具備低速盤車條件，未能檢查熱態(tài)轉(zhuǎn)子彎曲狀態(tài)。

重新調(diào)整軸與軸瓦配合間隙，糾正電機(jī)軸頸與軸瓦的內(nèi)部不對中狀態(tài)，再次啟車，轉(zhuǎn)子與軸瓦振動均正常。調(diào)整后發(fā)電機(jī)非驅(qū)動端軸心軌跡如圖3 所示，軌跡形狀存在輕微的8 字形，仍存在輕微不對中，但從振動幅值大小情況看，已不影響機(jī)組正常運(yùn)行。

圖3 調(diào)整后非驅(qū)動端軸心軌跡