抽水蓄能機組推力軸承徑向移位研究

武中德，張 宏，吳軍令，霍新新，孫 凱

（1.水力發電設備國家重點實驗室，黑龍江省哈爾濱市 150040；2.哈爾濱大電機研究所，黑龍江省哈爾濱市150040）

0 引言

大型發電電動機推力軸承一般采用巴氏合金瓦，并配有高壓油頂起系統，支撐結構也有多種，如彈性盤、小彈簧和單波紋彈性油箱等。雖然中心支撐的雙向推力軸承的承載能力相對較低，但蓄能機組的轉速較高，其推力軸承均具有較好的運行性能[1-2]。

大型發電電動機推力軸承陸續出現推力瓦徑向移位的問題，也就是在某一過程中產生了向內的徑向力，造成徑向限位塊或銷塑性變形甚至斷裂，導致推力瓦徑向向內移位的情況出現。瑯琊山、桐柏、仙游和溧陽等抽水蓄能電站推力軸承均出現了這樣的問題[3-4]。這說明蓄能機組雙向推力軸承推力瓦均會存在向內的徑向力的問題，這個問題需要及時解決，否則會影響機組的正常運行。

本文通過理論分析和試驗，研究了推力軸承瓦徑向移位的問題。

1 推力瓦的徑向移位

彈性盤支撐的瑯琊山和桐柏抽水蓄能電站推力軸承、小彈簧支撐的仙游抽水蓄能電站推力軸承均出現了這樣的問題，單波紋彈性油箱支撐的溧陽抽水蓄能電站推力軸承也出現了這樣的問題。

瑯琊山、桐柏抽水蓄能電站[3-4]發電電動機推力軸承采用彈性盤支撐結構，鏡板泵外循環冷卻系統。機組運行過程中，發生推力軸承徑向移位現象，彈性盤固定夾有彎曲變形，推力軸瓦背面和彈性托盤接觸部位存在相對位移、刮擦痕跡，彈性托盤底部和支柱之間也存在相對位移和刮擦痕跡。

仙游抽水蓄能電站小彈簧支撐推力瓦內擋塊變形，把合螺栓斷裂。

溧陽抽水蓄能電站單波紋彈性油箱支撐推力軸承擋塊變形，推力瓦內移達40mm。

溧陽抽水蓄能電站2號機組在D級檢修過程中發現有10塊（推力軸承共設置12塊推力瓦）推力瓦裝配中薄瓦和托瓦在徑向方向存在相對位移。所有位移均為薄瓦向內側移動，最大移動量達到40mm，內側擋塊變形嚴重，見圖1、圖2。

圖1 徑向位移40mmFigure 1 Radial displacement 40mm

圖2 擋塊變形Figure 2 Block deformation

2 原因分析

彈性盤、小彈簧和單波紋彈性油箱支撐的雙向推力軸承[5-6]在試驗研究過程中均未發現推力瓦徑向移位的問題，可能與運行時間短有關。

機組停機后，由于推力軸承溫度逐漸降低，推力頭及鏡板向軸心方向冷縮，而推力瓦與鏡板間的油膜將在載荷（轉動部分重量）作用下被擠出，在推力瓦面產生一定的真空效應，且巴氏合金對鋼的摩擦系數大于鋼對鋼的摩擦系數，推力瓦等隨鏡板冷縮而向軸心方向移動或推力瓦受向內的徑向力。

托盤支撐結構的就引起彈性托盤和支柱之間產生位移，軸瓦內側的定位銷受向內的徑向力，開機過程中恢復正常。這就是推力瓦面出現徑向劃痕、推力瓦背面與托盤之間和彈性托盤與固定支架之間產生劃痕的原因，以及徑向限位銷（塊）產生變形的原因。

小彈簧支撐的推力瓦，同樣由于熱脹冷縮和真空效應等因素，產生徑向移位問題，使內擋塊嚴重變形或螺釘斷裂。

單波紋彈性油箱支撐的推力瓦，同樣由于熱脹冷縮和真空效應等因素，產生徑向移位問題，由于托瓦的徑向限位的強度較大，移位就發生在推力瓦上，使推力瓦徑向限位擋塊嚴重變形或螺釘斷裂。

3 推力瓦徑向力計算

計算溧陽、敦化和陽江等抽水蓄能機組推力瓦的徑向力，以及溧陽抽水蓄能電站推力瓦擋板螺釘斷裂所需的徑向力。

3.1 螺釘斷裂所受力

溧陽抽水蓄能電站推力瓦發生徑向位移，其限位螺釘M10、8.8級，圖3中F為推力瓦受徑向力，F1和F2分別為限位擋塊把合螺栓受力。引起螺栓斷裂的最大載荷為31.7kN。

圖3 擋塊載荷Figure 3 Block load

3.2 徑向力計算

巴氏合金對鋼的摩擦系數0.2，鋼對鋼的摩擦系數0.15。

溧陽抽水蓄能電站推力軸承單瓦面積2685cm2，機組轉動部分重量525t，推力瓦所受徑向力最大為45.6kN。

敦化抽水蓄能電站推力軸承單瓦面積2811cm2，機組轉動部分重量480t，推力瓦所受徑向力最大為40.2kN。

陽江抽水蓄能電站推力軸承單瓦面積2811cm2，機組轉動部分重量600t，推力瓦所受的最大徑向力為49.7kN。

4 徑向力試驗測量

為了從機理上分析徑向力產生的原因，并為解決此類問題提出技術依據，在高速推力軸承試驗臺上，根據推力瓦結構形式，對敦化抽水蓄能電站試驗推力軸承進行了徑向力相關試驗。每塊推力瓦的外徑側均裝設2個測力傳感器（見圖4），傳感器把合到座上，通過螺栓與推力瓦相連，而傳感器座把合到托瓦上。兩個傳感器測力相加即為推力瓦所受徑向力，以確定推力瓦在開機、運行、停機的過程中所受徑向力以及停機狀態推力瓦和鏡板推力頭的溫度降低到環境溫度，推力瓦所受徑向力（如圖4中箭頭所示）。

敦化抽水蓄能電站試驗推力軸承，試驗過程為額定工況運行穩定、停機。停機后推力軸承仍然承受機組轉動部分的重量。

推力軸承在起動、運行過程中，推力瓦所受徑向力小于1.5kN。

自然散熱情況下，停機后瓦面油膜厚度約為0.01mm，停機2h后，油膜厚度約為0.005mm，瓦溫降低20K，最高油溫比停機時的油溫高2K，推力瓦所受最大徑向力2kN。

圖4 徑向力測量Figure 4 Radial force measurement

油外循環并水冷卻，加速降溫。瓦溫再降20K，油溫降22K，推力瓦所受最大徑向力12.7kN（7號瓦）。

軸承載荷480t迅速降到45t，徑向力猛增到26kN（7號瓦），再回落，起動高壓油頂起系統后，推力瓦所受徑向力迅速降低。

加載軸承支架溫度降低緩慢，阻礙了鏡板推力頭的徑向收縮，在載荷降低的情況下，鏡板推力頭正常收縮，推力瓦所受徑向力突然增加。即機架、推力軸承和鏡板推力頭等的溫度均降到環境溫度，推力瓦所受徑向力最大為26kN。

重復試驗，7號瓦所受徑向力24kN（見圖5），6號瓦所受徑向力26 kN（圖6）。圖5、圖6所示均為每塊瓦上的2個傳感器受力曲線，二者之和即為本瓦受力。

圖5 7號瓦所受徑向力Figure 5 Radial force on 7 pad

圖6 6號瓦所受徑向力Figure 6 Radial force on 6 pad

停機后，采用加速冷卻的辦法，外循環泵繼續運行，2h內油溫降低20K，所以每10min起動一次高壓油頂起系統，推力瓦所受徑向力小于7.5kN。這一過程可模擬機組停機后每隔1～2h運行30s高壓油頂起系統，有效減小推力瓦所受的徑向力。（注：試驗停機后部分力傳感器回不到初始狀態。）

由于高速推力軸承試驗臺鏡板推力頭與機組的鏡板推力頭結構不同，在機組停機溫度降低的過程中，推力瓦所受的徑向力的變化規律可能有所不同。

從敦化抽水蓄能電站推力軸承模型試驗的結果中可以看出：徑向力明顯變大的時機出現在停機2h以后。此時由于推力軸承溫度逐漸降低，推力頭及鏡板向軸心方向冷縮，而推力瓦與鏡板間的油膜將在載荷（轉動部分重量）長時間作用下被擠出，推力瓦與鏡板之間的由油膜潤滑漸變成無油潤滑，摩擦系數逐步上升（最高0.2），而推力瓦與托瓦之間的摩擦系數在0.15左右，這樣鏡板就帶動推力瓦等一起向軸心方向移動或給推力瓦施加向內的徑向力。

5 改進措施

根據推力瓦發生徑向位移的問題，進行推力瓦徑向限位的方案技術改進。根據計算的最大徑向力對徑向限位進行核算，對限位強度不足的采取加強措施，加裝固定塊，限位銷直徑加大，或厚薄瓦間連接板把合螺栓加大等。

（1）溧陽抽水蓄能電站采用增強內側原擋板，外側原托瓦與鍵固定板加長至推力瓦上M16位置，并用M16螺栓把合；并在外側增加兩處固定板，利用原推力瓦與托瓦的M16工藝孔固定。

（2）深圳抽水蓄能電站推力瓦處理，1～4號機組僅采用在外側增加兩處固定板，利用原推力瓦與托瓦的M16工藝孔固定的方案。或待機組檢修時檢查推力瓦位移情況并加裝固定板。

6 預防措施

推力瓦徑向限位的強度要滿足使用要求。

對于推力軸承設計，從結構上要對徑向限位強度作為一項核算指標。而對于雙層瓦，還要核算厚薄瓦連接板的強度。

某一推力軸承，推力瓦所受的最大徑向力為49.7kN，核算托瓦的徑向限位強度和厚薄瓦連接板的強度。對推力瓦內、外側加強徑向約束，內側擋板與外側兩處固定板厚度足夠，并用M16螺栓把合固定。

7 結論

（1）推力瓦在停機后存在較大的徑向力。

（2）推力瓦的徑向限位應有足夠的強度，此項核算應作為設計的核算指標。

（3）推力瓦的徑向力最大約為單瓦最小受力的0.11倍。

（4）停機2h內，瓦面油膜厚度約0.01mm降到約0.005mm，推力瓦所受徑向力變化不明顯。

（5）對于正在運行的機組，停機后定時起動高壓油頂起系統，有助于減小推力瓦所受的徑向力。

溧陽、深圳、敦化、豐寧、荒溝、周寧、文登以及陽江等抽水蓄能電站推力軸承均按照技術改進方案實施，避免出現推力瓦徑向移位問題。