曾慶猛， 劉志敏

（華電電力科學(xué)研究院，浙江 杭州 310030）

發(fā)電機(jī)兩端支撐特性對(duì)其振動(dòng)響應(yīng)的影響研究及應(yīng)用分析

曾慶猛， 劉志敏

（華電電力科學(xué)研究院，浙江 杭州 310030）

建立了某1000MW機(jī)組的有限元模型，利用該模型研究了發(fā)電機(jī)兩端支撐特性相近和差別顯著時(shí)軸系的振動(dòng)響應(yīng)特性，模擬結(jié)果表明發(fā)電機(jī)兩端支撐特性相近時(shí)，發(fā)電機(jī)一階不平衡主要引起發(fā)電機(jī)一階臨界轉(zhuǎn)速下的同相振動(dòng)；而當(dāng)發(fā)電機(jī)兩端支撐特性相差較大時(shí)，發(fā)電機(jī)一階不平衡在發(fā)電機(jī)一階臨界轉(zhuǎn)速下激起較大的同相振動(dòng)，同時(shí)也激起較大的反相分量。最后結(jié)合某發(fā)電機(jī)異常振動(dòng)診斷及處理案例進(jìn)一步驗(yàn)證了結(jié)論的可靠性。

汽輪發(fā)電機(jī)； 支撐特性； 振動(dòng)； 三支撐結(jié)構(gòu)

0 引言

火力發(fā)電機(jī)組中當(dāng)轉(zhuǎn)子兩端支撐特性差別顯著時(shí)，如當(dāng)發(fā)電機(jī)勵(lì)端由落地軸承支撐，汽端由坐落在低壓排汽缸上的軸承支撐時(shí)，發(fā)電機(jī)兩端支撐動(dòng)剛度可能存在一定差異，此時(shí)轉(zhuǎn)子兩端的振動(dòng)響應(yīng)與兩端支撐特性相近時(shí)的振動(dòng)響應(yīng)不同，會(huì)給現(xiàn)場(chǎng)動(dòng)平衡中不平衡位置、型式的判斷以及加重面和加重方向的選擇帶來一定的影響。

支撐特性對(duì)軸系振動(dòng)響應(yīng)特性的影響不可忽略[1-3]，論文首先根據(jù)某實(shí)際機(jī)組軸系的尺寸建立ANSYS模型，然后模擬研究發(fā)電機(jī)兩端支撐特性相近和差別顯著時(shí)發(fā)電機(jī)兩端振動(dòng)響應(yīng)規(guī)律，最后根據(jù)研究結(jié)果指導(dǎo)某發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子的振動(dòng)故障診斷及處理，同時(shí)現(xiàn)場(chǎng)故障診斷與處理也進(jìn)一步驗(yàn)證了研究成果的可靠性。

1 某機(jī)組軸系建模

1.1 有限元建模及模態(tài)分析

根據(jù)某1000MW機(jī)組建立軸系有限元模型，軸系由高壓、四個(gè)低壓、發(fā)電機(jī)和勵(lì)磁機(jī)轉(zhuǎn)子組成，為減小計(jì)算工作量，只分析低壓、發(fā)電機(jī)和勵(lì)磁機(jī)連成的軸系，且這與利用整個(gè)軸系計(jì)算的結(jié)果相比誤差很小。軸系有限元模型如圖1所示。

若支撐系統(tǒng)的基礎(chǔ)及軸承座剛性較好，則基礎(chǔ)及軸承座可簡(jiǎn)化為質(zhì)量-彈簧-阻尼器模型。在臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算中，可用在感興趣的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的平均值來代替，即視為常數(shù)，一般由此引起的誤差也較小。根據(jù)該機(jī)組軸承型式、結(jié)構(gòu)尺寸和載荷等，取發(fā)電機(jī)兩端水平、垂直支撐剛度分別為0.8×109N/m、1.3×109N/m，水平、垂直支撐阻尼分別為0.23×107N/（m/s）、1×107N/（m/s），忽略對(duì)軸系動(dòng)力特性影響很小的交叉剛度和交叉阻尼。模態(tài)分析得該軸系發(fā)電機(jī)一階臨界為830r/min，二階臨界為2160r/min，與實(shí)測(cè)值785r/min、2060r/min相比誤差分別為5.7%、4.9%，模型較為合理。

圖1 軸系有限元模型Fig.1 Finite element model of shaft system

1.2 支撐相近情況下不平衡響應(yīng)計(jì)算

當(dāng)發(fā)電機(jī)兩端瓦附近（節(jié)點(diǎn)N378、N406處）分別存在1.5kg∠260°的不平衡，對(duì)軸系進(jìn)行諧響應(yīng)分析，得各瓦處振動(dòng)波德圖。發(fā)電機(jī)兩端#11、#12處在發(fā)電機(jī)一階臨界轉(zhuǎn)速下振動(dòng)最大，且兩端振幅相近，經(jīng)分解兩端振動(dòng)主要成同相。

圖2 支撐相近時(shí)發(fā)電機(jī)一階不平衡下各瓦波德圖Fig.2 Bode diagrams when the support characteristic were similar and there was a first order imbalance

1.3 支撐差別顯著情況下不平衡響應(yīng)計(jì)算

將發(fā)電機(jī)前瓦支撐剛度降低為原來的1/10，當(dāng)發(fā)電機(jī)存在一階不平衡時(shí)，經(jīng)諧響應(yīng)分析計(jì)算得出如圖3所示的伯德圖。#11瓦支撐剛度較低，在同樣大小激勵(lì)力下，支撐剛度越低振幅越大，在過發(fā)電機(jī)一階臨界時(shí)#11處有振動(dòng)峰值。

圖3 支撐差別顯著時(shí)發(fā)電機(jī)一階不平衡下各瓦波德圖Fig.3 Bode diagrams when the support characteristic were strikingly different and there was a first order imbalance

圖4 支撐差別顯著時(shí)發(fā)電機(jī)一階不平衡下振動(dòng)分解Fig.4 Decomposition of vibration when the support characteristic were strikingly different and there was a first order imbalance

將不平衡激起的振動(dòng)按諧分量法進(jìn)行分解，得到兩端同相、反相分量隨轉(zhuǎn)速變化曲線，如圖4所示。發(fā)電機(jī)兩端支撐特性差別較大時(shí)，發(fā)電機(jī)一階不平衡引起發(fā)電機(jī)兩端同相振動(dòng)同時(shí)，也引起一定的反相振動(dòng)，且在發(fā)電機(jī)一階臨界下二者皆達(dá)到峰值。

2 某發(fā)電機(jī)振動(dòng)診斷及處理

2.1 啟動(dòng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)

某機(jī)組軸系由汽輪機(jī)、發(fā)電機(jī)及四個(gè)徑向軸承組成，從汽輪機(jī)前端到發(fā)電機(jī)勵(lì)磁端軸承分布依次為#1、#2、#3、#4軸承，且皆為橢圓軸承。汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子通過一副半撓性波型聯(lián)軸器與發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子相連。

機(jī)組經(jīng)多次啟動(dòng)到1500r/min附近時(shí)#3軸承座瓦振都較大（50um左右），且仍有繼續(xù)發(fā)散的趨勢(shì)，機(jī)組立即降速。最后一次過發(fā)電機(jī)臨界轉(zhuǎn)速1550-1750r/min區(qū)間時(shí)，升速率設(shè)定為600r/min/min，且解除振動(dòng)保護(hù)，方可通過臨界轉(zhuǎn)速區(qū)。

升速過程中，機(jī)組轉(zhuǎn)速為1558r/min、1769r/min、3000r/min時(shí)，發(fā)電機(jī)兩端軸承座振動(dòng)分別見表1，由于汽輪機(jī)兩端軸瓦#1、#2瓦振動(dòng)很小，振動(dòng)問題表現(xiàn)在發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子上，此次重點(diǎn)監(jiān)測(cè)發(fā)電機(jī)的振動(dòng)。

表1 不同轉(zhuǎn)速下#3、#4軸瓦振動(dòng)Tab.1 Vibration of#3 and#4 at different speeds通頻/工頻/相位（um/um/°）

發(fā)電機(jī)#3瓦振升速伯德圖如圖5所示，過臨界時(shí)發(fā)電機(jī)#3瓦振頻譜圖如圖6所示。

2.2 振動(dòng)診斷

經(jīng)啟動(dòng)監(jiān)測(cè)，發(fā)電機(jī)兩端軸瓦以#3瓦過發(fā)電機(jī)一階臨界（1550-1750r/min）時(shí)振動(dòng)最大，本次監(jiān)測(cè)過臨界時(shí)#3瓦振達(dá)77um，接近機(jī)組跳機(jī)保護(hù)動(dòng)作值（80um），而#4瓦過臨界振動(dòng)僅為24um。

圖5 動(dòng)平衡前#3軸承升速伯德圖Fig.5 Bode diagram before dynamic balance of#3 bearing

圖6 動(dòng)平衡前#3軸承瓦振過臨界時(shí)頻譜Fig.6 The spectrum at the critical speeding before dynamic balance of#3 bearing

（1）機(jī)組振動(dòng)問題僅突顯在#3瓦振上，近距離內(nèi)有軸承，即汽輪機(jī)電端#2軸承，且振動(dòng)不明顯（過發(fā)電機(jī)臨界轉(zhuǎn)速時(shí)該最大值不到30um），導(dǎo)致該現(xiàn)象的原因有兩個(gè)，汽輪機(jī)與發(fā)電機(jī)間采用半撓性波形聯(lián)軸器，起到一定“減振”作用，而更主要的原因?yàn)楣收显丛诎l(fā)電機(jī)側(cè)。

（2）振動(dòng)問題表現(xiàn)在#3瓦振過臨界1550-1750 r/min轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)振動(dòng)明顯，此區(qū)間瓦振接近機(jī)組振動(dòng)保護(hù)動(dòng)作值（保護(hù)值80um），根據(jù)頻譜分析，如圖6所示，為一倍頻，為普通強(qiáng)迫振動(dòng)，導(dǎo)致該#3瓦振過臨界振動(dòng)大原因有兩個(gè)，一是在臨界區(qū)間激振力與轉(zhuǎn)速同步發(fā)生一定程度共振，二是轉(zhuǎn)子存在一定的質(zhì)量不平衡。#3瓦共振峰值轉(zhuǎn)速區(qū)較寬，其共振放大因子Q較小，發(fā)電機(jī)存在的不平衡振動(dòng)可通過現(xiàn)場(chǎng)高速動(dòng)平衡得以減小。

（3）由于3000r/min空轉(zhuǎn)及帶負(fù)荷下該機(jī)組振動(dòng)水平優(yōu)秀，皆在15um以下，僅僅在發(fā)電機(jī)臨界轉(zhuǎn)速下振動(dòng)大，且#3瓦振最大為77um，而#4過臨界瓦振較小僅為24um，造成如此差距的原因可能有兩個(gè)：其一，該發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子既存在一階不平衡也存在二階不平衡，且表現(xiàn)在#3瓦振上一階和二階重合，使其振動(dòng)較大，而#4瓦振上一階和二階反相，使其振動(dòng)相互抵消一部分，振動(dòng)較??；其二，發(fā)電機(jī)兩端軸承支撐特性差距較大，即后端采用落地式軸承，支撐剛度較大，前端軸承坐落在低壓排汽缸上，支撐剛度相對(duì)落地軸承支撐剛度小，導(dǎo)致兩端支撐剛度差別較大，根據(jù)轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)振動(dòng)響應(yīng)特性，在同等激振力情況下，支撐剛度較小的軸承振幅相對(duì)較大，且該情況下若發(fā)電機(jī)存在一階不平衡，不僅產(chǎn)生同相振動(dòng)也會(huì)產(chǎn)生反相振動(dòng)。由于發(fā)電機(jī)在過一階臨界時(shí)振動(dòng)大，且兩端軸瓦過一階時(shí)同相振動(dòng)較反相振動(dòng)大，則可通過一階平衡進(jìn)行處理。

2.3 振動(dòng)處理

經(jīng)診斷，擬進(jìn)行發(fā)電機(jī)臨界轉(zhuǎn)速下動(dòng)平衡。根據(jù)表1發(fā)電機(jī)兩端軸瓦振動(dòng)幅值和相位數(shù)據(jù)，試在發(fā)電機(jī)兩端分別加重250g，加重方位在反光條方位。

加重后機(jī)組啟動(dòng)，過發(fā)電機(jī)一階臨界時(shí)，#3瓦最大振幅由平衡前的77um降為26um，#4瓦由原來的24um變?yōu)?7um，且機(jī)組帶負(fù)荷運(yùn)行中，#3、#4振動(dòng)皆較小（不超過20um）。一次加重取得較好效果。

圖7 動(dòng)平衡后#3軸承升速伯德圖Fig.7 Bode diagram after dynamic balance of#3 bearing

圖8 動(dòng)平衡后#3軸承瓦振過臨界時(shí)頻譜Fig.8 The spectrum at the critical speeding after dynamic balance of#3 bearing

3 結(jié)語(yǔ)

論文模擬研究了發(fā)電機(jī)兩端不同支撐特性對(duì)發(fā)電機(jī)兩端軸承振動(dòng)的影響，ANSYS模擬發(fā)電機(jī)兩端支撐特性相近時(shí)，發(fā)電機(jī)一階不平衡主要引起發(fā)電機(jī)一階臨界轉(zhuǎn)速下的同相振動(dòng)；而當(dāng)發(fā)電機(jī)兩端支撐差別顯著時(shí)，發(fā)電機(jī)一階不平衡在發(fā)電機(jī)一階臨界轉(zhuǎn)速下激起較大的同相振動(dòng)，同時(shí)也激起較大的反相分量，避開臨界后振幅大幅下降。

根據(jù)ANSYS模擬結(jié)論，結(jié)合某機(jī)組現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際的振動(dòng)問題，對(duì)該發(fā)電機(jī)振動(dòng)進(jìn)行診斷，判斷為引起發(fā)電機(jī)一階臨界轉(zhuǎn)速下較大的同相、反相分量是由發(fā)電機(jī)一階不平衡激起的，并通過一階臨界轉(zhuǎn)速下的現(xiàn)場(chǎng)動(dòng)平衡將臨界轉(zhuǎn)速下振動(dòng)降到合理范圍，取得較好效果，對(duì)今后類似故障的診斷與處理有一定工程借鑒意義。

[1]J C Nicholas，L E Barret．The effect of support flexibility on criticalspeed prediction[J].ASLE Transactions，1986，29(3)：329-338

[2]P G Morton.Measurement of the dynamic characteristics of a large sleeve bearing[J].Journal of Lubrication Technology，1971，32（1）：143-155

[3]Erik Swanson， Chris D Powell．A Practical Review of Rotating Machinery Critical Speedsand Modes[J]．SOUND AND VIBRATION，2005，24（2）：10-17.

Research and Analysis of the Influence of Generator Support Characteristics on Vibration Response and Its Application

ZENG Qingmeng，LIU Zhimin
（Huadian Electric Power Research Institute，Hangzhou 310030，China）

The paper established a finite element modeling of a 1000 MW unit.The model was used to study the vibration response characteristics of the shafts at both ends of the generator.The simulation results showed that the first-order imbalance of the generator first caused the in-phase vibration at the first-order critical speed of the generator when the two ends of the generator support similar characteristics.When the difference in support characteristics between the two ends of the generator was large,the first-order unbalance of the generator provoked a large inphase vibration at the first-order critical speed of the generator,and also provoked a large reverse component.Finally,the reliability of the conclusion was verified by combining the abnormal vibration diagnosis and processing cases of a generator.

turbo-generator； supporting characteristic；vibration

TM621.3

B

2095-3429（2017）05-0055-04

10.3969/J.ISSN.2095-3429.2017.05.013

2017-08-10

曾慶猛（1988-），男，安徽泗縣人，碩士，工程師，主要從事旋轉(zhuǎn)機(jī)械振動(dòng)故障診斷及處理工作；

劉志敏（1988-），男，江蘇南通人，學(xué)士，工程師。