小型汽輪機(jī)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及其抗擺能力分析

李 成

（廣州廣重企業(yè)集團(tuán)有限公司，廣州 510220）

0 引言

隨著分布式能源及小型垃圾焚燒發(fā)電市場的發(fā)展，小型汽輪機(jī)需求量越來越大，小型汽輪機(jī)廠家深耕垃圾焚燒發(fā)電市場，開發(fā)了一系列高效率小型汽輪機(jī)，對汽輪機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行大膽創(chuàng)新，在大型汽輪機(jī)中常用的貓爪支撐方式并不適用于以“輕量化、快裝式、高效率”為目標(biāo)的小型汽輪機(jī)，用彈性板支撐結(jié)構(gòu)代替貓爪支撐，具有體積小、質(zhì)量輕的成本優(yōu)勢。本文以某B7.5－6.2／2.1／ ／445 型號上排汽背壓式汽輪機(jī)為例，介紹彈性板支撐結(jié)構(gòu)汽輪機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)。汽輪機(jī)研究領(lǐng)域?qū)τ谡w結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析的文章較少，畢雪等［1］研究管道設(shè)計(jì)對汽輪機(jī)穩(wěn)定性的影響，但沒有研究彈性板支撐結(jié)構(gòu)小型汽輪機(jī)的抗擺能力，本文結(jié)合現(xiàn)場安裝中進(jìn)汽管道布置不合理導(dǎo)致調(diào)試過程中機(jī)尾偏移過大、機(jī)組振動過大等問題，通過ANSYS Workbench 平臺分析機(jī)尾偏移過大的原因，通過加強(qiáng)與后連接板連接處底盤結(jié)構(gòu)的方法，使現(xiàn)場機(jī)尾偏移量得到明顯改善，說明彈性板支撐結(jié)構(gòu)汽輪機(jī)的抗擺能力主要由后連接板相連處底盤結(jié)構(gòu)的剛性決定，通過在兩側(cè)添加三角板支撐能提高汽輪機(jī)抗擺能力。通過ANSYS Workbench對汽輪機(jī)主機(jī)及底盤進(jìn)行溫度場分析［2］，考慮金屬受熱膨脹，預(yù)測熱態(tài)條件下機(jī)尾偏移量，為機(jī)組安全投運(yùn)提供理論基礎(chǔ)［3］，本文對現(xiàn)場問題的分析及成功處理能為同類型機(jī)組在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上提供優(yōu)化案例，為機(jī)組安全運(yùn)行積累經(jīng)驗(yàn)。

1 汽輪機(jī)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

傳統(tǒng)汽輪機(jī)汽缸采用前后貓爪支撐結(jié)構(gòu)［4］，前后貓爪分別置于前后軸承座處，前后軸承座都較為笨重，該小型高轉(zhuǎn)速背壓式汽輪機(jī)采用彈性板支撐結(jié)構(gòu)，前支撐板與前軸承座一起安裝于汽輪機(jī)前汽缸前端，左右支撐板安裝于汽輪機(jī)后汽缸的左右（從機(jī)頭往機(jī)尾看，左側(cè)為左，右側(cè)為右）兩側(cè)，后軸承座安裝于后汽缸后端，整個(gè)主機(jī)的質(zhì)量由3 塊支撐板分擔(dān)，具有機(jī)組占地面積小、質(zhì)量輕的特點(diǎn)，汽輪機(jī)本體如圖1（a）所示。

圖1 汽輪機(jī)結(jié)構(gòu)模型

1.1 支撐及滑銷系統(tǒng)

支撐系統(tǒng)由3 塊支撐板及一塊后連接板組成，支撐板垂直連接汽輪機(jī)汽缸和底盤，起支撐整機(jī)的作用，主要承受汽缸重力等向下的載荷，保證汽輪機(jī)本體在豎直方向的位置，后連接板水平連接汽輪機(jī)汽缸和底盤，保證汽輪機(jī)本體在水平方向不擺動，支撐板與后連接板均安裝于底盤上。支撐板與汽缸通過螺栓和銷連接，螺栓起固定作用，銷主要承擔(dān)連接面之間的剪切力作用［5］，故螺栓和銷均需采用高強(qiáng)度合金鋼材料。

前支撐板底部具備縱銷結(jié)構(gòu)，使汽缸可沿軸向自由膨脹，左右支撐板具備橫銷結(jié)構(gòu)，使汽缸可沿兩側(cè)膨脹，后連接板則完全固定于底盤上，縱銷和橫銷的設(shè)計(jì)使得汽缸金屬能受熱自由膨脹，保證了汽缸內(nèi)各動靜部套的對中［6］，避免受熱膨脹不均勻發(fā)生汽缸變形。汽缸膨脹死點(diǎn)位于縱銷和橫銷延長線的交點(diǎn)處，發(fā)生熱膨脹時(shí)死點(diǎn)位置不變［7］。

1.2 軸系及軸承

機(jī)組轉(zhuǎn)速為8 000 r／min，通過速比8 000／3 000 減速齒輪箱連接發(fā)電機(jī)，汽輪機(jī)與減速齒輪箱安裝于公共底盤上，汽輪機(jī)輸出端與齒輪箱高速軸通過撓性聯(lián)軸器相連，齒輪箱低速軸與發(fā)電機(jī)通過撓性聯(lián)軸器相連，汽輪機(jī)輸出端的振動及軸向熱膨脹由撓性聯(lián)軸器吸收，汽輪機(jī)前后軸承分別安裝于前后軸承座內(nèi)，依靠楔形調(diào)整墊使軸承對中，前軸承為徑向推力聯(lián)合軸承，主要承受軸向推力及轉(zhuǎn)子重力載荷，后軸承為徑向軸承，只承受汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子重力載荷。

2 現(xiàn)場問題及初步分析

由于現(xiàn)場管道布置不合理，兩根進(jìn)汽管的重力載荷集中壓于汽輪機(jī)進(jìn)汽控制閥上方，開始暖管時(shí)，受管道重力及熱應(yīng)力作用，汽輪機(jī)整體受擺，導(dǎo)致機(jī)尾向左偏移，兩側(cè)支撐板與汽缸連接處向下移動，同時(shí)左支撐板往左彎曲，右支撐板亦往左彎曲，后連接板與底盤連接處往左偏移0.16 mm；開始沖轉(zhuǎn)階段，由于機(jī)組振動過大被迫終止沖轉(zhuǎn)停機(jī)檢查。

結(jié)合機(jī)尾偏移及現(xiàn)場沖轉(zhuǎn)階段振動過大的情況，因偏移量小于缸內(nèi)汽封間隙0.3 mm，排除缸內(nèi)動靜部件的碰磨問題，因振動發(fā)生遠(yuǎn)低于一階臨界轉(zhuǎn)速且轉(zhuǎn)子無質(zhì)量不平衡及其他不平衡影響，排除轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)問題，考慮到撓性聯(lián)軸器能吸收轉(zhuǎn)子軸向熱膨脹但無法吸收汽輪機(jī)輸出端的偏移，初步判斷機(jī)尾偏移所導(dǎo)致的汽輪機(jī)輸出端與齒輪箱高速軸不對中是機(jī)組沖轉(zhuǎn)時(shí)發(fā)生振動的根本原因，后連接板與底盤連接處為汽輪機(jī)主機(jī)末端，最能反映機(jī)尾的擺動情況，故設(shè)此處為考核點(diǎn)。

3 有限元模型建立及分析求解

3.1 有限元模型建立

由于整體受擺，機(jī)尾往左偏移，變形不對稱，建模時(shí)不剖分為對稱的兩半，后連接板與底盤連接處為考核點(diǎn)，為簡化模型減少計(jì)算時(shí)間，增加底盤與后連接板接觸的部分為建模對象，其余底盤部分可不建模，由于模型相對復(fù)雜，為簡化計(jì)算，需消除對分析結(jié)果無關(guān)的幾何特征，建立以六面體網(wǎng)格為主的有限元模型，根據(jù)有限元理論可知，網(wǎng)格大小對變形計(jì)算結(jié)果影響不大，對應(yīng)力分析結(jié)果影響較大，分析主要獲取變形量而非應(yīng)力分布，對不同部套定義合適大小的Body Sizing 以劃分網(wǎng)格，模型網(wǎng)格劃分節(jié)點(diǎn)2 631 446 個(gè)，單元1 681 843 個(gè)，如圖1（b）所示。

支撐板與接觸面之間定義為非對稱摩擦接觸，為減少目標(biāo)面向接觸面的網(wǎng)格穿透，選擇網(wǎng)格大、大面為目標(biāo)面，選擇網(wǎng)格小、小面為目標(biāo)面，摩擦因數(shù)設(shè)置為0.15，為減少計(jì)算時(shí)間，加快收斂速度，接觸算法采用增廣拉格朗日，固定支撐板的螺栓采用綁定接觸。

載荷及邊界條件方面，對模型施加重力載荷，螺栓連接處施加螺栓預(yù)緊力；在暖管（冷態(tài)）條件下：進(jìn)汽控制閥進(jìn)口處施加暖管作用力，機(jī)組無熱膨脹，前支撐板及左右支撐板底部設(shè)置為固定約束；在額定工況（熱態(tài)）條件下：進(jìn)汽控制閥進(jìn)口處施加額定工況下進(jìn)汽管作用力，汽缸內(nèi)部與外界的蒸汽壓差，排汽管作用力，缸體受熱帶動前支撐板底部往前膨脹4 mm、左右支撐板底部分別往左右膨脹2 mm。

3.2 冷態(tài)條件下計(jì)算結(jié)果及加強(qiáng)措施

整體形變?nèi)鐖D2（a）所示，進(jìn)汽控制閥右側(cè)進(jìn)口變形最大，呈下彎狀態(tài)，經(jīng)初步分析，進(jìn)汽控制閥進(jìn)口處為靜止?fàn)顟B(tài)，無動靜碰磨，該處變形過大不會引起機(jī)組振動，左右兩支撐板均往左側(cè)彎曲，機(jī)尾往左偏移，汽輪機(jī)呈機(jī)尾往左偏移狀態(tài)，底盤部分（與后連接板連接處）的Y方向形變?nèi)鐖D2（b）所示，底盤與后連接板連接部分往左偏移0.145 mm，比現(xiàn)場所測0.16 mm 小15%，綜合測量誤差及分析過程中未考慮到的其他影響因素，可認(rèn)為分析結(jié)果和現(xiàn)場情況一致，分析結(jié)果對指導(dǎo)后續(xù)底盤加強(qiáng)有實(shí)際意義。

圖2 冷態(tài)變形計(jì)算結(jié)果

由圖2（a）（b）可判斷外界載荷通過后連接板傳遞到底盤上，底盤與后連接板連接部分剛性不足是機(jī)尾發(fā)生偏移的主要原因，對底盤部分兩側(cè)焊接三角板支撐能增強(qiáng)底盤剛性，抵抗外載荷對機(jī)尾的擺動，用同樣的方法對加強(qiáng)后的機(jī)組進(jìn)行變形分析，添加三角板支撐后整體變形如圖2（c）所示，偏移明顯好轉(zhuǎn)，底盤部分（與后連接板連接處）的Y方向變形如圖2（d）所示，連接部分往左偏移0.005 mm，體現(xiàn)出與后連接板連接部分底盤剛性對汽輪發(fā)電機(jī)組抵抗外界扭轉(zhuǎn)載荷的重要作用。三角板加強(qiáng)后的偏移量顯著減小，符合撓性聯(lián)軸器安裝標(biāo)準(zhǔn)，機(jī)組在冷態(tài)條件下各項(xiàng)參數(shù)正常，能否滿足機(jī)組在熱態(tài)條件下穩(wěn)定運(yùn)行仍需進(jìn)一步分析［8］。

3.3 熱態(tài)條件下溫度場計(jì)算

3.2 節(jié)中采用了三角板支撐的方式增加底盤剛性，顯著改善了機(jī)組在冷態(tài)條件下尾部往左偏移的問題，而額定工況下汽輪機(jī)進(jìn)排汽溫度壓力分別為：445 ℃、6.2 MPa，346 ℃、2.1 MPa，汽缸金屬受熱膨脹較大，熱態(tài)條件下機(jī)組變形需考慮汽缸等部套受熱膨脹的問題，而金屬受熱膨脹與整機(jī)溫度分布息息相關(guān)，為使汽輪發(fā)電機(jī)組安全穩(wěn)定運(yùn)行，需求出整機(jī)溫度分布［9］，而整機(jī)溫度分布中最重要的是汽缸溫度分布，汽缸溫度分布可視為三維穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)問題，其偏微分方程可表示為［10］：

汽缸內(nèi)高溫高壓蒸汽與汽缸內(nèi)壁間發(fā)生對流傳熱，該邊界條件為第三類熱邊界條件，具體體現(xiàn)為定汽缸內(nèi)蒸汽溫度，定表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，由于每一級蒸汽溫度已在熱力計(jì)算中求出，故只需求出各級蒸汽與汽缸內(nèi)壁表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與蒸汽特性參數(shù)、蒸汽流速、轉(zhuǎn)子直徑、汽缸內(nèi)徑等相關(guān)參數(shù)，方程如下［11］：

式中：h為汽缸內(nèi)壁表面對流傳熱系數(shù)；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；d2為汽缸內(nèi)徑；d1為轉(zhuǎn)子外徑；Nu 為努塞爾數(shù)；A1和A2均為特征數(shù)；Re為雷諾數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)。

將上述參數(shù)代入方程可得傳熱系數(shù)如表1 所示，汽缸由保溫棉包裹，故汽缸外表面視為絕熱，汽缸支撐板、后連接板均裸露于空氣中，其與空氣間的換熱系數(shù)取經(jīng)驗(yàn)值，外界環(huán)境溫度取20 ℃，同時(shí)考慮汽缸支架等裸露部分與空氣間的輻射換熱。

表1 傳熱系數(shù)計(jì)算結(jié)果

在Workbench 平臺上輸入表1 中的傳熱系數(shù)，熱態(tài)條件下汽輪機(jī)溫度分布如圖3 所示，最高溫度位于進(jìn)汽控制閥處，溫度沿汽流方向逐漸降低，蒸汽逐級做功使蒸汽內(nèi)能轉(zhuǎn)化為轉(zhuǎn)子的機(jī)械能，蒸汽溫度壓力逐漸降低［12］。

圖3 汽輪機(jī)熱態(tài)條件下溫度分布

3.4 熱態(tài)條件下計(jì)算結(jié)果

將上述求得的溫度分布結(jié)果導(dǎo)入到靜力分析模型中，實(shí)現(xiàn)對熱載荷的加載，加強(qiáng)前后連接處底盤的Y 方向變形如圖4 所示。加強(qiáng)前冷態(tài)和熱態(tài)的最大偏移量分別是0.145、0.347 mm，加強(qiáng)后冷態(tài)和熱態(tài)的最大偏移量分別是0.005、0.026 mm，對比冷態(tài)和熱態(tài)，說明在熱態(tài)下機(jī)尾往左的偏移量更大，在熱態(tài)下加強(qiáng)后的偏移量明顯小于加強(qiáng)前，說明在冷態(tài)和熱態(tài)下，底盤剛性的加強(qiáng)均能明顯提升機(jī)組抗擺能力。在熱態(tài)下，加強(qiáng)后的底盤表面同時(shí)出現(xiàn)往左偏移0.025 7 mm和往右偏移0.011 5 mm的情況，且分別出現(xiàn)在左端部和右端部，而底盤中心則往左偏移0.005 mm 左右，與冷態(tài)下偏移量一致，究其原因，是熱態(tài)下金屬從中心向兩端熱膨脹，端部所積累的膨脹量是導(dǎo)致端部比中心變形大的原因［13］，而加強(qiáng)前的底盤表面均呈現(xiàn)往左的偏移且在熱膨脹的疊加下偏移量更大。

圖4 熱態(tài)變形計(jì)算結(jié)果

分析結(jié)果表明，熱態(tài)條件下由于機(jī)組受熱膨脹，機(jī)組往左偏移量增大，但加強(qiáng)后的偏移量0.025 7 mm大部分由金屬受熱膨脹引起，在設(shè)計(jì)范圍內(nèi)，不影響機(jī)組的安全運(yùn)行［14］?，F(xiàn)場根據(jù)分析結(jié)果對底盤兩側(cè)焊接三角板支撐后機(jī)組順利沖轉(zhuǎn)開機(jī)，各項(xiàng)指標(biāo)正常，本分析手段及處理方案具有實(shí)際意義［15］，對彈性板支撐結(jié)構(gòu)汽輪機(jī)主機(jī)抗擺能力的提升具有指導(dǎo)作用。

4 結(jié)束語

本文描述了彈性板支撐小型背壓式汽輪機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，該支撐方式相比傳統(tǒng)的貓爪結(jié)構(gòu)有體積小、質(zhì)量輕的優(yōu)勢，針對汽輪機(jī)運(yùn)行現(xiàn)場出現(xiàn)機(jī)組振動過大并整體往左擺的現(xiàn)象，采用ANSYS Workbench 軟件分析機(jī)尾往左偏移的原因，通過對底盤兩側(cè)添加三角板支撐的方式，解決了機(jī)尾往左偏移過大的問題；根據(jù)第三類邊界條件，計(jì)算汽缸內(nèi)各級的傳熱系數(shù)，通過ANSYS Workbench 計(jì)算了熱態(tài)條件下的汽輪機(jī)主機(jī)和底盤溫度場，證明了加強(qiáng)后的底盤在熱態(tài)和冷態(tài)條件下均能增強(qiáng)機(jī)組抗擺能力，現(xiàn)場根據(jù)分析結(jié)果對機(jī)組底盤進(jìn)行加強(qiáng)，汽輪機(jī)沖轉(zhuǎn)過程振動在設(shè)計(jì)范圍內(nèi)并順利開機(jī)。此次現(xiàn)場問題的有效處理對提升彈性板支撐結(jié)構(gòu)汽輪機(jī)的抗擺能力和穩(wěn)定性有重要借鑒意義。