張超平，戴興建，孟祥泳，李勝忠，范 軍

（1中國石化中原石油工程有限公司，河南 濮陽 457001；2清華大學，北京 100084）

石油鉆機是鉆井勘探施工的主要裝備，機械石油鉆機在負荷周期性變化的起、下鉆工況中長期存在“大馬拉小車”、“大馬拉重車”的不良工況[1]，頻繁的沖擊負荷還阻礙了綠色動力——天然氣發(fā)動機的推廣使用。對于周期性變化的脈沖負荷特征，在動力系統(tǒng)中引入電容或飛輪儲能調峰單元，既可以實現(xiàn)發(fā)動機在高效率工況下的平穩(wěn)運行，也可以實現(xiàn)下鉆鉆桿勢能回收利用[2-3]。飛輪儲能具有高功率、壽命長、響應快的優(yōu)點，是動力系統(tǒng)頻繁調峰的優(yōu)選儲能技術[4-6]。

在動力系統(tǒng)中引進400 kW/10 MJ飛輪儲能裝置后，在低負荷時利用內燃機組的冗余出力帶動直流調峰電機發(fā)電給飛輪儲能電源充電，在尖峰負荷出現(xiàn)時，飛輪儲能電源放電（400 kW持續(xù)25 s），驅動直流調峰電機做電動運行，向動力系統(tǒng)提供充足的補充轉矩。分析表明，調峰運行的動力機組運行平穩(wěn)，并可減少冗余容量，有利于節(jié)能減排。

高速飛輪儲能系統(tǒng)中旋轉軸系的振動問題是系統(tǒng)可靠安全運行需要解決的主要問題之一。由于材質、加工、安裝等各方面原因，飛輪電機轉子在加工好之后，質量分布不夠均勻，其中心慣性主軸偏離旋轉軸線。轉子轉動時，轉子各微元質量的離心慣性力所組成的力系不是一個平衡力系，這種不平衡是轉子振動的最主要激發(fā)源，在飛輪高速旋轉的時候，會引起同步不平衡振動[7-8]。而且轉子—軸承—機殼—基礎系統(tǒng)一般存在一個或多個共振模態(tài)，其頻率低于額定轉動頻率，不平衡較大的旋轉機械在通過共振頻率時會遇到振動迅速增加的困難，因此必須采取有效方法減小轉子的不平衡量。

具體的方法是在轉子上選定適當?shù)男Ｕ矫妫谄渖霞由线m當?shù)男Ｕ|量（或校正質量組），盡量減少離心慣性力的合力和合力偶，將轉子運行時振動的幅值控制在允許范圍內。

1 動平衡實驗裝置

飛輪電機軸系設計參數(shù)如下，充放電循環(huán)工作轉速：1800→3600→1800 r/min；飛輪電機總動能：16.3 MJ；飛輪電機軸系總質量：1650 kg；飛輪電機軸系轉動慣量：230 kg·m2；軸系跨度1700 mm。

圖1 飛輪儲能電機軸系Fig. 1 Flywheel motor rotor bearing unit

飛輪電機軸系結構如圖1所示，采用立式支承：在軸向上，上端采用非接觸永磁吸力軸承卸載飛輪電機總重量的90%～95%，以減少軸承摩擦損耗。為承擔永磁電機磁偏拉力，上端采用輕載徑向定位軸承即圖1中的上軸承。下端采用高速滾動軸承定位即圖1中的下軸承。飛輪電機軸系的不平衡動載荷由上、下軸承承擔，為提高軸承的壽命，必須進行高精度動平衡，盡量減少軸承的動載荷。

采用Rion公司產(chǎn)品SB-7700現(xiàn)場動平衡儀進行動平衡。動平衡儀有兩個加速度傳感器，測量兩個測點的振動（安裝在上下軸承殼體外，見圖1），轉速傳感器測定轉速、提供轉子振動信號的相位基準。動平衡儀根據(jù)振動信號、轉速相位信號進行同頻分析，得到振動中的不平衡響應幅度和相位。采用影響系數(shù)法進行動平衡，首先測量原始振動、然后測量試重引起的振動，動平衡儀根據(jù)原始振動和試重振動計算出加重，之后再測量平衡后的振動。動平衡儀根據(jù)殘余振動再計算下一次加重，直到殘余振動滿足測試要求。動平衡轉速選取在臨界轉速附近，測點一般選擇在軸承座上。

2 實驗結果

2.1 單面動平衡

為進行粗平衡和了解飛輪軸系的加工及安裝工藝質量，首先將飛輪軸系采用臥式支承，并用變頻電機帶動皮帶驅動飛輪旋轉，單面動平衡（加重面在飛輪上）后，可運行到2100 r/min。

飛輪儲能電機立式軸系按實際工況垂直安裝后，在660 r/min存在共振峰，振動幅值超過500 μm。這表明立式安裝軸系平衡狀態(tài)與臥式安裝存在較大差別，需要重新做低速動平衡。600 r/min運行下，平衡效果顯著，振動幅值減少到50 μm。飛輪貼重量為 350 g ∠ 270°。

低速動平衡后，可穩(wěn)定運行到1600 r/min。超過1700 r/min，轉子系統(tǒng)遇到第2共振點，振動又快速增加。因此需要在1600、1750 r/min區(qū)間作單平面高速動平衡。如圖2所示，動平衡后（加重1：192 g ∠ 258°；加重 2：252 g ∠ 258°），可升速到 2700 r/min，但高速區(qū)振動增加顯著，超過可接受水平。與低速動平衡加重相比，加重量顯著減少。新的加重并未引起通過660 r/min過臨界困難。

圖2 單平面平衡振動特性Fig. 2 Vibration under one plane balancing

由圖2還可得，加重1條件下，通過第2共振區(qū)時，上、下端振動均小于70 μm，但2700 r/min時，下端振動超過 100 μm。加重 2條件下，2100～2700 r/min區(qū)間內，下端振動顯著小于加重1，但上端的振動顯著增加，通過第2共振區(qū)時，最大振幅接近300 μm，因此單平面平衡不能達到理想的平衡效果。

2.2 雙面動平衡

軸系的初步結構中，飛輪有兩個加重面，但距離只有飛輪的厚度，動平衡測試表明幾乎等同于一個加重面，軸系中上部電機轉子上的加重面無法利用，且其作用半徑小，效果不明顯。解決的辦法是在軸系上端增加平衡面，因此設計了一個外徑660 mm的動平衡工藝飛輪盤（見圖1），專門為放置加重量。增加了平衡工藝盤后，1600 r/min處平衡后升速到2700 r/min，振動由50 μm 減少到20 μm。圖3表明，第2共振區(qū)下在1600 r/min處的平衡有效地減少了共振振動，且減少了2600 r/min以上的振動，但機組下端的振動在2300 r/min附近的共振幅度還是偏大，需要進一步平衡。圖3還表明，充電升速和發(fā)電降速過程中，同一測點的振動有一些差別。

圖3 1600 r/min處平衡后振動特性Fig. 3 Vibration after balancing at 1600 r/min

后續(xù)多次動平衡測試表明：1800 r/min條件下動平衡后，第3共振區(qū)2350～2500 r/min中下端共振振動難以抑制，因此又在2350 r/min處動平衡（見圖4），但此轉速下動平衡卻破壞了1800 r/min下的動平衡，即2400 r/min處的共振峰抑制后，卻又激發(fā)了第2共振點1900 r/min的共振，1900 r/min和2400 r/min處的共振峰不能得到同時抑制。2400 r/min的共振主要是下端振動大，1900 r/min的共振峰主要是上端振動大。

圖4 不同轉速下動平衡Fig. 4 Balancing at different speeds

解決的思路是：首先在1800 r/min處動平衡，然后于2200 r/min處再做動平衡，平衡加重量的取舍要考慮1900 r/min共振點的振動。

經(jīng)過多次動平衡試驗后確定的加重方案是：平衡工藝飛輪：118 g ∠ 290°；主飛輪：192 g ∠ 255°。精細動平衡后，殘余失衡量小于2000 g·mm，偏心距小于2 μm，2600～3600 r/min區(qū)間內可保持小于15 μm的振幅水平。

2.3 電機磁偏力影響

飛輪電機放電功率可根據(jù)發(fā)動機傳動系統(tǒng)需要調節(jié)，測試了3種不同放電功率的振動幅頻特性（見圖5）。2150 r/min共振點在上端處200 kW時振幅最大為230 μm；400 kW時振幅最小為140 μm；100 kW時振幅居中為170 μm。2600 r/min以上，放電功率對振幅影響較小。

圖5 放電功率對振動的影響Fig. 5 Power rate effect on the vibration

電機功率不同，電樞電流就有差別，因磁場不均勻、偏心引起偏心電磁力因電樞電流變化而改變。理論分析表明，這種磁偏力會引起軸系的附加振動。軸系下端的振動同樣受到電樞電流的影響。

3 結 論

立式飛輪電機軸系升速到額定3600 r/min過程中，將通過660、1900、2400 r/min 3個共振點。為通過臨界振動，選取了動平衡轉速為600、1800和2200 r/min。為提高動平衡效果，飛輪電機軸系增加了一個動平衡工藝飛輪。動平衡后高速運轉區(qū)2600～3600 r/min區(qū)間振動幅度小于15 μm。因電磁偏拉力作用，充電、放電、放電功率等因素對通過共振區(qū)的振動幅度有顯著影響。

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