催化劑結垢引起的煙氣輪機轉子振動特性分析

陳帥甫 王建軍 金有海

(中國石油大學(華東)化學工程學院)

催化劑結垢引起的煙氣輪機轉子振動特性分析

陳帥甫 王建軍 金有海

(中國石油大學(華東)化學工程學院)

采用ANSYS軟件對煙氣輪機轉子進行數值建模，對葉片表面結垢引起的煙氣輪機轉子振動特性進行分析。研究了模型在帶有催化劑結垢情況下的振動特性，并探索了催化劑結垢質量變化的情況下，煙氣輪機轉子振動特性的變化規律；預測不同位置和質量的結垢對煙氣輪機轉子振動特性的影響規律。結果表明：煙氣輪機葉片表面結垢的3個參數(偏心距、周向角度、質量)對轉子振動特性的影響各不相同。結垢質量大小和偏心距嚴重影響煙氣輪機轉子振動速度，質量越大、偏心距越大振動速度越大，而結垢的周向角度對轉子振動速度的大小沒有影響。

煙氣輪機 結垢 轉子 振動特性

煉油廠催化裂化裝置的能量回收系統是催化裂化裝置的重要組成部分，主要作用是以催化劑再生燒焦過程中產生的高溫煙氣為介質，通過核心設備煙氣輪機對外做功，用于發電或驅動催化裂化裝置的主風機，從而達到能量回收和降低裝置能耗的目的[1,2]。但是近年來，隨著重油、渣油等劣質原油的大量加工，高溫煙氣中催化劑顆粒在煙機動葉片和圍帶上的結垢現象日益普遍。結垢會影響催化煙機轉子的動平衡，造成催化煙機振動異常、葉片斷裂及沖蝕等故障，嚴重影響催化裂化裝置長周期安全運行，甚至導致煙氣能量回收的經濟效益無法實現[3]。同時催化裂化再生裝置運行需要風機提供大量的空氣，一旦煙氣輪機出現故障甚至停機，風機就需要電動機帶動，在故障檢修期間就需要花費數十萬的電費，除此之外，再加上檢修費、配件費等花費，一次煙氣輪機故障將造成近上百萬的損失。因此，為避免煙機振動超標導致催化裂化裝置無法長周期運行，預測不同程度結垢對煙機轉子振動特性的影響就顯得非常必要。

1 現場煙氣輪機轉子振動特性

煙氣輪機的常見故障包括葉片磨損、斷裂、粉塵堆積、動靜摩擦、動平衡破壞、同心度偏移、油膜失穩及殼體變形等，對安全生產影響較大的是轉子振動超標。除了設計、制造、裝配方面的原因外，煙機在運行過程中催化劑顆粒在動葉片表面結垢造成的轉子不平衡是煙機轉子振動的主要原因[4～6]。圖1為由于催化劑結垢引起的振動造成煙氣輪機故障的現場照片。通過對煙氣輪機轉子振動的在線監測和數據分析可見，頻譜圖顯示振動信號中一倍頻振動速度增大明顯(圖2)，時域波形圖為規則的正弦曲線，結合現場情況判斷振動增大是由催化劑在煙氣輪機轉子上結垢造成[7,8]。

圖1 現場煙氣輪機結垢圖

圖2 煙機轉子振動時域波形圖和頻譜圖

2 數值模擬計算

2.1 煙氣輪機轉子建模

通過測量得到煙氣輪機單個葉片的尺寸數據，采用Gambit軟件對葉片單獨進行建模后導入ANSYS軟件中。輪盤和軸的建模在ANSYS中進行，并設置軸線方向為x軸，與軸線垂直的水平方向為z軸，豎直方向為y軸，建模完成后的煙氣輪機轉子模型如圖3所示。

圖3 煙氣輪機轉子模型

2.2 網格劃分

模型的網格選用四面體單元，自由網格劃分。葉片、輪盤和軸的單元類型為Solid187，軸承支承采用彈簧阻尼單元Combin14進行模擬，位置在軸頸的中間對稱面處，分別將這兩個界面記為面1、2，其中面1靠近輪盤一側，面2靠近聯軸器一側。劃分網格后的模型結果如圖4所示。

2.3 加載和計算

煙機在實際運行過程中，動葉片上的結垢隨著時間的推移而逐漸增多，同時結垢在各個葉片上的分布情況也因煙氣中催化劑顆粒濃度和粒度分布、煙氣的流量、溫度及壓力等工況參數的變化而出現不均勻現象。煙機轉子的動葉片在運轉中不可避免地會出現極其微小的振動，而當圍帶上的結垢增厚導致動葉片葉頂與圍帶的間隙減小甚至局部沒有間隙時，動葉片的葉頂就會和圍帶上的結垢發生碰磨。高速旋轉的轉子即使受到輕微的碰磨也會產生較大的振動，進而導致動葉片上的結垢出現不均勻的脫落現象。上述兩種情況都會改變轉子動葉片上的結垢質量分布均勻程度。

圖4 網格劃分結果

通過將葉片上的塊狀結垢質量轉換為質心位于葉片中心處的等價質點，可以得到葉片上結垢質量簡化后的特征參數，即質量大小m，偏心距e(即該質點與輪盤中心處的距離)和周向角度α。不平衡質量對高速旋轉的轉子所產生的作用力可以用該質量的特征參數所表示的離心力進行描述[9,10]。如大小為m的不平衡質量存在于偏心距為e、周向角度為α的地方，并且轉子的轉速為ω，那么它所產生的離心力F=ω2me。

將該不平衡質量產生的離心力分解到y、z兩個方向上，可以得到在y、z兩個方向上的分力分別為：

Fy=ω2mecos(ωt-α)

Fz=ω2mesin(ωt-α)

當不平衡質量為兩個或多個時，就需要簡化不平衡質量。將每個不平衡質量分別計算出離心力之后進行矢量疊加，即可得到等效簡化之后的力，加載位置為輪盤中心處的節點。模擬對應的工況轉速為6 700r/min。

筆者以結垢質量的3個特征參數(即質量m、周向角度α和偏心距e)為變量；同時把所有數據點分為單不平衡質量和雙不平衡質量兩個大類。設立分組和有對比性的數據點，分別研究3個參考變量對轉子振動的影響和兩個不平衡質量在不同參數的情況下在疊加之后對轉子振動的影響效果。采用瞬態動力學分析方法對加載后的模型進行計算。

3 計算結果與分析

通過對模擬結果的整理，發現由不平衡質量引起的轉子振動現象，其軸心軌跡圖為圓形或者偏心度較小的橢圓形(圖5)，時域波形圖為近似正弦曲線(圖6)，頻譜圖(圖7)中一倍頻的振動速度最大。可以看出，模擬結果與現場煙機轉子振動特性曲線一致，可以采用該模型對煙機葉片結垢引起的轉子振動特性進行數值模擬。

圖5 面1的軸心軌跡圖

圖6 面1豎直方向周向角度為45°時的時域波形圖

圖7 面1豎直方向振動響應頻譜圖

3.1 單不平衡質量的結果分析

3.1.1 質量為變量

在偏心距和周向角度相同的情況下，質量的變化對轉子振動的速度產生了很大的影響。從圖8可以看出轉子振動的速度幾乎是與質量成正比的線性關系，在實際工況中，轉子上的不平衡質量越大，振動越劇烈。

圖8 振動速度隨質量變化趨勢

3.1.2 偏心距為變量

在質量和周向角度相同的情況下，偏心距的變化對轉子振動的速度產生了較大的影響。從圖9可以看出轉子振動的速度幾乎是與不平衡質量位置參數偏心距成正比的線性關系，在實際工況中，轉子上的不平衡質量位置距離輪盤中心越遠，振動越劇烈。

圖9 振動速度隨偏心距變化趨勢

3.1.3 周向角度為變量

通過分析可見，不平衡質量周向角度的改變，對轉子振動的振幅幾乎沒有影響，僅對最大幅值出現的時間(即振動響應時間)有影響，圖6、10即為面1豎直方向中周向角度分別為45、90°時的時域波形圖。

圖10 面1豎直方向周向角度為90°時的時域波形圖

3.2 雙不平衡質量的結果分析

3.2.1 質量為變量

當a、b兩不平衡質量點周向角度對稱(a點在0°位置，b點在180°位置)、偏心距都為0.43m時，a不平衡質量大小為20g固定，b不平衡質量大小分別為40、60、80、10g與a進行效果疊加，疊加效果與只有a的單不平衡質量效果進行對比。

通過對比發現，在誤差允許范圍內，加上b不平衡質量之后，疊加后造成振動速度等效于質量大小為a、b兩點質量差的單不平衡質量造成的振動速度(圖11)。由此也可以推斷當a、b兩不平衡質量點的周向角度和偏心距相同時，雙不平衡質量疊加后造成振動速度等效于質量大小為a、b兩點質量和的單不平衡質量造成的振動速度。

圖11 a、b周向角度對稱偏心距相同質量不同疊加后效果

3.2.2 偏心距為變量

當a、b兩不平衡質量點周向角度都在0°、質量都為40g時，a不平衡質量在偏心距為0.43m的位置固定，b不平衡質量分別在偏心距為0.13、0.23、0.33m的位置與a進行效果疊加，疊加效果與只有a的單不平衡質量效果進行對比，結果見表1。通過對比發現，相對于只有a不平衡質量，在加上b不平衡質量之后，振動速度明顯增強，b點距離a點越近，增強效果越明顯。

表1 雙不平衡質量兩點偏心距不同時振動速度對比

只有單不平衡質量a(質量大小為40g)時，振動速度為11.394 3μm/s，對比同周向角度的雙不平衡質量的情況，可得在同周向角度的雙不平衡質量，相對于同質量的單不平衡質量，對轉子的振動速度有加劇作用，這種加劇作用隨b點到輪盤中心的距離增大而增大，符合不平衡質量位置參數偏心距對振動速度的影響。

當a、b兩不平衡質量點周向角度對稱(a點在0°位置，b點在180°位置)、質量都為40g時，a不平衡質量在偏心距為0.43m的位置固定，b不平衡質量分別在偏心距為0.13、0.23、0.33m的位置與a進行效果疊加，疊加效果與只有a的單不平衡質量效果進行對比，結果見表2。

表2 雙不平衡質量兩點周向角度對稱質量相同偏心距不同時振動速度對比

通過對比發現，相對于只有a不平衡質量，在加上b不平衡質量之后，振動速度明顯減弱，b點距離輪盤中心越遠，減弱效果越明顯。并且當周向角度也相同時，在誤差允許范圍之內，振動效果甚至可以完全抵消。

只有單不平衡質量a(質量大小為40g)時，振動速度為11.394 3μm/s，對比對稱周向角度的雙不平衡質量的情況，可得對稱周向角度的雙不平衡質量，相對于同質量的單不平衡質量，對轉子的振動速度有減弱作用，這種減弱作用隨b點到輪盤中心的距離增大而增大，符合不平衡質量位置參數偏心距對振動速度的影響。

3.2.3 周向角度為變量

當a、b兩不平衡質量大小都為40g、偏心距都為0.43m時，a不平衡質量在周向角度為0°固定，b不平衡質量位置周向角度分別為0、30、60、90、120、150、180°與a進行效果疊加，疊加效果與只有a的單不平衡質量效果進行對比，如圖12所示。

圖12 單、雙不平衡質量時振動速度隨角度變化情況

通過對比發現，相對于只有a的單不平衡質量情況，加上b不平衡質量之后，在b周向角度從0～180°的變化中，疊加后造成振動速度會分為兩段，前段對振動速度有加劇作用，但加劇作用隨著角度的變化逐漸變小，后段對振動速度有減弱作用，減弱作用隨著角度的變化逐漸變大。對比單不平衡質量點(參數為質量m=40g，偏心距e=0.43m)時的振動速度為11.394 3μm/s，可得在本組數據點中當b點周向角度在120°左右時，會出現一個位置，其疊加后的效果等效于上述單不平衡質量點的效果。通過對其他數據模擬結果的分析發現，對于其他特定參數的雙不平衡質量點，在周向角度改變的情況下，也會出現某一個位置使得疊加后的效果等效于單不平衡質量點的效果。

4 結束語

通過對單不平衡質量和雙不平衡質量的研究，可得多不平衡質量造成轉子振動效果的合成，歸根到底是每個不平衡質量在轉子旋轉過程中對輪盤中心產生的離心力的矢量合成。如果經過合成之后的離心力合力比原單不平衡質量產生的離心力大，則合成后的振動效果就比單不平衡質量的劇烈，反之亦然。總而言之，結垢質量大小和結垢位置參數偏心距嚴重影響煙氣輪機轉子振動速度，質量越大、偏心距越大，振動速度越大，質量越小、偏心距越小，則振動速度越小；而結垢周向角度對轉子振動速度的大小沒有影響，但是會影響到振動的響應時間。

[1] 袁芳.催化裂化煙氣能量回收系統開發與研究[D].西安：西安石油大學，2008.

[2] 曹寶慶.催化裂化裝置分餾及吸收穩定系統工藝參數分析與研究[D].天津：天津大學，2005.

[3] 梁毅.催化煙機結垢分析及處理[J].中國化工貿易，2014，(2)：300.

[4] 艾克利，杜芳宏，張玉寶，等.催化裂化煙機長周期運行總結[J].中國石油和化工標準與質量，2011，31(11)：39，97.

[5] 宋天民.煉油廠動設備[M].北京：中國石化出版社，2006.

[6] 方濤.煙氣輪機機械故障的狀態監測與診斷[J].設備管理與維修，2005，(1)：32～34.

[7] 孫凌.煙氣輪機振動原因分析[J].石油化工設備技術，2009，30(6)：38～42，6.

[8] 許澤標.蠟油催化裂化裝置煙機故障原因分析及對策[J].石油化工設備技術，2012，33(1)：61～66，72.

[9] 鐘一諤.轉子動力學[M].北京：清華大學出版社，1987.

[10] 周仁睦.轉子動平衡原理、方法和標準[M].北京：化學工業出版社，1992.

VibrationCharacteristicsAnalysisofFlueGasTurbineRotorCausedbyCatalystFouling

CHEN Shuai-fu, WANG Jian-jun, JIN You-hai
(CollegeofChemicalEngineering,ChinaUniversityofPetroleum(EastChina))

Making use of ANSYS to model flue gas turbine’s rotor and to analyze the rotor’s vibration characteristics caused by the fouling on the blade surface was implemented; and the vibration characteristics of the model with catalyst fouling were investigated, including vibration characteristics’ variation at the time that mass of the catalyst fouling changes; and the influence rule of different positions and fouling masses on the rotor vibration characteristics was predicted. The results show that, the three parameters of the fouling on the blade surface like the eccentricity, circumferential angle and the mass affect the vibration characteristics of the rotor respectively; and both mass and eccentricity of the fouling seriously affects the rotor vibration velocity; the greater mass and eccentricity bring about more obvious rotor vibration velocity; and the circumferential angle of the fouling has no influence on the rotor’s vibration velocity.

flue gas turbine, fouling, rotor, vibration characteristics

山東省自然科學基金項目(ZR2015EM026)。

陳帥甫(1988-)，博士研究生，從事旋轉機械振動監測的研究，linxuan1958@163.com。

TQ051.1

A

0254-6094(2017)02-0190-06

2016-05-16，

2016-12-26)

(Continued from Page 189)

large amount of vortexes arise at the radius bars where helical ribbon and rotating cone joins and boundary layer separates; under agitation of rotating cones and inner and outer helical ribbons, the fluid turbulently circulates to form into axial, radial and tangential flow and the turbulence degree outside the rotating cone is more obvious than that inside the rotating cone. An experimental device for researching fluid velocity was set up. In the condition of full flow, through replacing the polysilicon slurry with strong brine, the distribution characteristics of axial, radial and tangential three-dimensional component velocities were investigated. The experimental results show that, the rotating cone’s speed and fluid flow’s circulation volume have little effect on the axial velocity; and the vortex formed under the action of rotating cones and helical ribbons has secondary diversion effect which drives the fluid’s periodic motion in axial and radial direction. Experimental results and the fluid simulation results, showing a good consistency, prove the rationality and validity of the design of the continuous airtight and nested double sprial dryer.

Keywordsdryer,polysilicon,design development, CFD numerical simulation, cold-modeling experiment