局部預負荷對可傾瓦軸承性能的影響

2018-07-25 10:51:28祝劍虹許永利

動力工程學報 2018年7期

祝劍虹，許永利

(1．浙江大學能源工程學院，杭州 310037；2．浙江申發軸瓦股份有限公司，浙江諸暨 311800)

可傾瓦軸承具有良好的穩定性和抗振性能，被廣泛應用于高速旋轉機械中。國內外研究者對可傾瓦軸承進行了大量研究，但基本都是基于傳統軸承預負荷系數的概念[1-5]，即假定各瓦塊的預負荷系數是相同的。在可傾瓦軸承設計及安裝中牽涉到軸承預負荷系數的調整時，國內各企業都要求各瓦塊預負荷系數進行同步、等量變化。目前，國內外知名軸承軟件廠商開發的軸承性能計算軟件也只能支持此類分析功能。近年來，國內開始出現關于可傾瓦軸承局部預負荷系數調整的應用，也取得了一定的效果，但還缺少系統深入的理論研究。袁小陽等[6]提出了一種新型的可傾瓦、固定瓦混合軸承，可通過上部9塊可控可傾瓦塊預負荷系數的調整來改變軸承的性能。郭勇[7]提出了一種具有單瓦塊可傾的組合軸承，軸承基體為固定瓦圓軸承，在水平位置布置了一個可傾瓦塊，通過增加該可傾瓦塊的預負荷系數，提高了軸承水平方向的剛度，解決了某水電站電機轉子水平臨界過低的問題。

高速中小型燃氣輪機廣泛應用于熱電聯產分布式能源系統中，燃氣輪機軸承的穩定性關系到整個能源系統的安全可靠運行。筆者以某高速燃氣輪機用五瓦可傾瓦軸承為研究對象，以熱彈流動力潤滑理論為基礎[8-9]，采用有限差分法建立了一種可以考慮局部預負荷變化的可傾瓦軸承性能計算模型，研究了局部預負荷系數對可傾瓦軸承性能的影響，為可傾瓦軸承的設計和應用提供了一定的理論依據。

1 局部預負荷系數的定義

1.1 傳統預負荷系數

假設各瓦塊支點位于同一個支點圓上，軸承預負荷系數m可表示為

(1)

式中：c′為瓦塊安裝半徑間隙，即支點圓半徑與軸頸半徑之差；c為瓦弧半徑間隙，即瓦塊內弧半徑與軸頸半徑之差。

傳統預負荷系數的定義表明，可傾瓦軸承各瓦塊具有相同的預負荷系數，該定義在目前工程上應用最廣，但其也有很大的局限性。

1.2 局部預負荷系數

當各瓦塊支點不在同一個支點圓上時，式(1)的表達具有局限性，因此需要引入局部預負荷系數的概念，對于每個瓦塊，定義局部預負荷系數mi為

(2)

2 基本方程

所建立的可傾瓦軸承性能計算模型以熱彈流動

圖1 局部預負荷系數示意圖Fig.1 Physical meaning of the local preload factor

力潤滑理論為基礎,即考慮了軸承溫度和瓦塊熱彈性變形對軸承性能的影響。

2.1 廣義雷諾方程

潤滑介質為層流不可壓縮等密度流體，其廣義Reynolds方程[10]的直角坐標形式見式(3)，方程中考慮了壓力沿瓦塊周向和軸向的變化。

(3)

2.2 能量方程

潤滑介質為不可壓縮流體，不考慮熱輻射的影響，定常工況下的能量方程在直角坐標系下的形式見式(4)，計算及試驗研究表明，軸承溫度場沿軸向的變化可以忽略不計，因此此處考慮了軸承周向和徑向的溫度變化。

(4)

式中：ρ為潤滑介質密度，kg/m3；c0為潤滑介質比熱容，J/(kg·K)；κo為潤滑介質熱傳導系數，W/(m·K)；u、v、w分別為流體x、y和z向的流速，m/s；T為溫度，℃。

2.3 熱傳導方程

當無內熱源、穩定狀態且瓦體的物性為常物性時，可傾瓦塊熱傳導方程的圓柱坐標形式如下：

(5)

式中：φ為從角起線到瓦塊上某點的角度，°。

2.4 瓦塊熱彈變形方程

瓦塊熱彈變形方程如下：

(6)

式中：R為瓦塊內弧半徑，m；M為瓦塊所受彎矩，N·m；q為瓦塊軸向中分面受力分布，N/m；H為瓦塊厚度，m；α為瓦塊熱膨脹系數，1/K；Δ為瓦塊熱彈變形量，m，E為拉壓彈性模量，MPa；I為截面慣性矩，m4；G為剪切彈性模量，MPa；A為截面面積，m2。

2.5 油膜厚度方程

油膜厚度的表達式如下：

hi=c[1-micos(βi-φ)+εcos(φ-θ)+

δisin(βi-φ)/Ψ]+Δ

(7)

式中：hi為瓦塊油膜厚度，m；βi為瓦塊支點角，°；ε為偏心率；θ為偏位角,°；Ψ為間隙比；δi為瓦塊擺角，rad。

局部預負荷系數包含在油膜厚度方程中，其變化將直接影響瓦塊的油膜厚度分布，進而影響瓦塊的壓力、溫度分布及其熱彈性變形量，而這些壓力、溫度和熱彈性變形又反過來影響瓦塊的油膜厚度分布。因此，要求解局部預負荷系數對軸承性能的影響，需要聯立式(1)～式(7)進行迭代求解。

3 數值分析

通過改變瓦塊的安裝間隙，對可傾瓦軸承單個瓦塊的預負荷系數進行調整，即將瓦塊支點沿著支點和軸承幾何中心連線方向正向或者反向移動。以某高速燃氣輪機支撐軸承為例進行計算分析，研究瓦塊局部預負荷系數對可傾瓦軸承性能的影響規律。

3.1 軸承結構及參數

圖2為某可傾瓦軸承結構示意圖。表1給出了該軸承的主要設計參數，該軸承原始設計的軸承預負荷系數為0.3。選取非承載的1號瓦塊及承載的3號瓦塊為研究對象，研究瓦塊局部預負荷系數改變對軸承靜、動特性的影響規律。

圖2 可傾瓦軸承結構示意圖Fig.2 Structural diagram of the tilting pad bearing表1 軸承主要設計參數Tab.1 Main design parameters of the bearing

參數數值額定轉速/(r·min-1) 5 500瓦塊內徑/mm 180軸瓦寬度/mm 80瓦塊厚度/mm 40瓦塊包角/(°) 60支點系數 0.6間隙比 0.003載荷/kg 1 170進油溫度/℃40

3.2 對軸承剛度、阻尼的影響

對于傳統預負荷系數而言，預負荷系數增大，相當于每個瓦塊都增加了一定的預載荷，因此每個瓦塊剛度、阻尼的變化率較為均勻(瓦塊坐標系下)，而局部瓦塊預負荷系數的變化將引起每個瓦塊的剛度、阻尼不均勻變化(瓦塊坐標系下)，轉換到全局坐標系下，一般也會表現出水平和垂直向剛度、阻尼的不均勻變化。

圖3給出了1號、3號瓦塊預負荷系數單獨變化對軸承剛度K、阻尼系數C的影響曲線，其中下標XX、YY分別表示水平和垂直向，為便于分析，剛度、阻尼系數均采用無量綱形式。由圖3可知，隨著瓦塊預負荷系數的增大，軸承水平、垂直向的剛度和阻尼系數均單調增大；預負荷系數越大，曲線斜率越大，即此時剛度、阻尼系數增大越快。可傾瓦軸承的剛度、阻尼系數是由各瓦塊坐標系下的剛度、阻尼系數通過瓦塊支點角和擺角轉換到全局坐標系下疊加而來的，由于各瓦塊支點角和擺角不同，即使各瓦塊在各自局部坐標系下的局部剛度和阻尼系數變化量相同，轉換到軸承全局坐標系下的變化量也會不同，這也導致各瓦塊預負荷系數對軸承剛度、阻尼系數的影響程度不同。

圖3中，1號瓦塊預負荷系數從0.1增大到0.6時，軸承水平向剛度、阻尼系數分別增大了11.8%和7.7%，而垂直向剛度、阻尼系數分別增大了34.6%和31.3%；3號瓦塊的預負荷系數也從0.1增大到0.6時，軸承水平向剛度、阻尼系數分別增大了30.4%和25.5%，而垂直向剛度、阻尼系數則分別增大了25.6%和22.6%。因此，3號瓦塊預負荷系數變化所引起的軸承水平和垂直向剛度、阻尼系數的變化幅度比較接近。理論上，通過調整瓦塊的周向支點位置和局部預負荷系數，就可以滿足水平和垂直向剛度、阻尼系數不同的比例關系要求，從而精確調整2個方向上的臨界轉速，改善所支撐轉子的穩定性。

(a)1號瓦塊

(b)3號瓦塊圖3 1號、3號瓦塊預負荷系數對軸承剛度和阻尼系數的影響Fig.3 Effects of preload factor on stiffness and damping of pads No.1 and No.3

3.3 對靜平衡位置的影響

偏心率和偏位角組成了軸承工作的靜平衡位置。圖4給出了1號、3號瓦塊預負荷系數變化對軸承靜平衡位置的影響，軌跡線上的6個點分別對應瓦塊預負荷系數0.1～0.6(步長為0.1)的軸承靜平衡位置，軌跡線旁的箭頭代表了瓦塊預負荷系數增大時靜平衡位置變化的方向(2號、4號和5號瓦塊預負荷系數單獨變化對軸承靜平衡位置的影響規律及靜平衡位置隨瓦塊預負荷系數變化的軌跡線形狀均與3號瓦塊相同，為簡化起見只分析1號、3號瓦塊)。由圖4可知，當所有瓦塊的預負荷系數都是0.3的基準值時，靜平衡位置處于垂直中心線附近，對于1號瓦塊，其預負荷系數在0.3的基礎上變化時，靜平衡位置軌跡接近于直線；對于3號瓦塊，當其預負荷系數在0.3的基礎上變化時，靜平衡位置的軌跡接近于拋物線，這主要是因為1號瓦塊支點剛好位于載荷線上(載荷線通過軸承幾何中心垂直向下)，而其他瓦塊支點與載荷線均有一定的夾角。不論哪個瓦塊，它們都有一個共同的特點，即當該瓦塊預負荷系數增大時，靜平衡位置向遠離該瓦面方向移動；當該瓦塊預負荷系數減小時，靜平衡位置向靠近該瓦面的方向移動，總體效果相當于給軸心施加或者減小一個方向載荷。

圖4 局部預負荷系數對靜平衡位置的影響Fig.4 Effects of local preload on static equilibrium position

3.4 對軸承溫度的影響

由第3.3節分析可見，瓦塊預負荷系數變化相當于給軸承施加或者減小了一個方向的載荷，這會導致該方向上的相關瓦塊溫度(以下簡稱“瓦溫”)發生較大變化，變化趨勢為：預負荷系數增大則瓦溫升高，預負荷系數減小則瓦溫降低，而其他方向上的瓦溫可能升高也可能降低，但變化幅度均較小。這個規律從圖5也能看出來。圖5(a)為1號瓦塊預負荷系數對瓦溫的影響，當1號瓦塊預負荷系數從0.1增大到0.6時，1號～5號瓦塊的最高瓦溫增幅分別為15.5%、0.5%、3.7%、3.6%和-0.6%。圖5(b)為3號瓦塊預負荷系數對瓦溫的影響，當其預負荷系數從0.1增大到0.6時, 1號～5號瓦塊的最高瓦溫增幅分別為9.4%、-5.6%、10.0%、-6.9%和17.0%。

3.5 對瓦面壓力及油膜厚度的影響

局部瓦塊預負荷系數變化時，軸承的裝配間隙也將發生變化,最小裝配間隙將由部分瓦塊來決定，以1號瓦塊為例，當1號瓦塊預負荷系數大于0.3時，最小間隙由1號、3號和4號瓦塊來決定，而當1號瓦塊預負荷系數小于0.3時，則最小裝配間隙將由其余4塊瓦塊來決定。最小裝配間隙變小，則壓力升高，油膜厚度減小，反之則壓力降低，油膜厚度增大。對于預負荷系數變化方向上的相關瓦塊，壓力和油膜厚度的變化幅度相對較大，其余瓦塊變化幅度較小，且變化方向相反。圖6和圖7給出了1號瓦塊(其余各瓦塊規律相同)預負荷系數對瓦面最高壓力和最小油膜厚度的影響。由圖6可知，隨著瓦塊預負荷系數從0.1增大到0.6，1號、3號和4號瓦塊瓦面最高壓力逐漸升高，1號、3號和4號瓦塊最高壓力分別升高了155.4%、15.9%和14.6%，2號、5號瓦塊瓦面最高壓力逐漸降低，降低幅度分別為6.4%和4.6%。最小油膜厚度的變化趨勢與瓦面最高壓力剛好相反，當1號瓦塊預負荷系數從0.1增大到0.6，1號、3號和4號瓦塊最小油膜厚度減小幅度分別為40.3%、8.7%和8.2%，2號、5號瓦塊最小油膜厚度增大幅度分別為1.9%和2.3%。

(a) 1號瓦塊的影響

(b) 3號瓦塊的影響圖5 1號、3號瓦塊預負荷系數對瓦溫的影響Fig.5 Effects of preload factor on babbit temperature of pads No.1 and No.3

圖6 1號瓦塊預負荷系數對瓦面最高壓力的影響Fig.6 Effects of No.1 pad's preload on the maximum pad pressure

3.6 對流量系數、阻力系數的影響

流量系數主要與油膜厚度有關，當有局部瓦塊預負荷系數增大時，各瓦塊平均油膜厚度將減小(見圖7)，導致軸承流量減小(見圖8(a))。

阻力系數主要跟軸承壓力分布、油膜黏度(溫度)及油膜厚度等因素有關，當局部瓦塊預負荷系數變化時，將引起以上參數的變化，從綜合影響來看，瓦塊預負荷系數增大將使得軸承阻力系數增大，即功耗增大(見圖8(b))。

圖7 1號瓦塊預負荷系數對最小油膜厚度的影響Fig.7 Effects of No.1 pad's preload on the minimum thickness of oil film

(a)流量系數(b)阻力系數

圖8 1號瓦塊預負荷系數對流量系數和阻力系數的影響

Fig.8 Effects of No.1 pad's preload on oil flow and

friction coefficients

4 案例分析

某電廠N330-16.7/537/537型沖動凝氣式雙缸雙排汽汽輪機在性能改造后首次啟動，當負荷運行至300 MW左右時1號、2號軸承發生振動突變，當負荷降低時振動又立即恢復正常(最大振幅見表2檢修前值)，從振動頻譜看主要為半頻分量，可以判斷1號、2號軸承發生了由汽流擾動引起的失穩。

1號和2號軸承均為五瓦可傾瓦軸承，瓦塊的布置方式同圖2。經分析，造成振動突變的主要原因是軸瓦本身的穩定性差，因此抗汽流擾動的的能力也較差。從表3可以看出，機組檢修前1號、2號軸承下部左側和右側的溫度極不均勻，說明軸瓦對轉子的約束能力較差，轉子嚴重偏向左側。利用停機檢修的機會通過調整1號和5號瓦塊(序號見圖2)背部的調整墊片，將這2個瓦塊的預負荷系數由0.35增大到0.65，檢修后重新啟動，1號、2號軸承左右側溫度比較均勻(見表3中機組檢修后瓦溫值)，同樣工況下轉子的中心向右側偏移，這個與前文局部預負荷系數對軸承靜平衡位置及瓦溫影響的分析結論一致。通過對1號和2號軸承局部預負荷系數的調整，機組振動得到了較大改善，負荷在300 MW時1號和2號軸承振動見表2中的機組檢修后振動值，雖然負荷再繼續帶高至320 MW以上時仍會發生振動突變，但通過此次軸瓦預負荷系數的調整還是有效果的，要徹底解決該機組的振動問題還得結合其他減小汽流擾動的措施。