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(xué)，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(fù)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(fù)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(fù)荷特征，在動力系統(tǒng)中引入電容或飛輪儲能調(diào)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(yīng)快的優(yōu)點，是動力系統(tǒng)頻繁調(diào)峰的優(yōu)選儲能技術(shù)[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(fù)荷時利用內(nèi)燃機組的冗余出力帶動直流調(diào)峰電機發(fā)電給飛輪儲能電源充電，在尖峰負(fù)荷出現(xiàn)時，飛輪儲能電源放電（400 kW持續(xù)25 s），驅(qū)動直流調(diào)峰電機做電動運行，向動力系統(tǒng)提供充足的補充轉(zhuǎn)矩。分析表明，調(diào)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(zhuǎn)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(zhì)、加工、安裝等各方面原因，飛輪電機轉(zhuǎn)子在加工好之后，質(zhì)量分布不夠均勻，其中心慣性主軸偏離旋轉(zhuǎn)軸線。轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動時，轉(zhuǎn)子各微元質(zhì)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(zhuǎn)子振動的最主要激發(fā)源，在飛輪高速旋轉(zhuǎn)的時候，會引起同步不平衡振動[7-8]。而且轉(zhuǎn)子—軸承—機殼—基礎(chǔ)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(zhuǎn)動頻率，不平衡較大的旋轉(zhuǎn)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(zhuǎn)子的不平衡量。

具體的方法是在轉(zhuǎn)子上選定適當(dāng)?shù)男Ｕ矫?，在其上加上適當(dāng)?shù)男Ｕ|(zhì)量（或校正質(zhì)量組），盡量減少離心慣性力的合力和合力偶，將轉(zhuǎn)子運行時振動的幅值控制在允許范圍內(nèi)。

1 動平衡實驗裝置

飛輪電機軸系設(shè)計參數(shù)如下，充放電循環(huán)工作轉(zhuǎn)速：1800→3600→1800 r/min；飛輪電機總動能：16.3 MJ；飛輪電機軸系總質(zhì)量：1650 kg；飛輪電機軸系轉(zhuǎn)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(jié)構(gòu)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(dān)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(dān)，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(zhuǎn)速傳感器測定轉(zhuǎn)速、提供轉(zhuǎn)子振動信號的相位基準(zhǔn)。動平衡儀根據(jù)振動信號、轉(zhuǎn)速相位信號進行同頻分析，得到振動中的不平衡響應(yīng)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(zhuǎn)速選取在臨界轉(zhuǎn)速附近，測點一般選擇在軸承座上。

2 實驗結(jié)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(zhì)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(qū)動飛輪旋轉(zhuǎn)，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(zhuǎn)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(nèi)，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(dá)到理想的平衡效果。

2.2 雙面動平衡

軸系的初步結(jié)構(gòu)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(zhuǎn)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(shè)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(zhuǎn)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(zhuǎn)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(xì)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(nèi)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(diào)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(jié) 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(zhuǎn)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(zhuǎn)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。

[1]Wang Lingjin（王令金），He Guodong（賀國棟），Wan Deyu（萬德玉）. Packaging operation and maintenance of drill rig engine[J].Oil Field Equipment（石油礦場機械），2004，33（1）：50-53.，

[2]Wang Jun（王軍）. Preliminary envisage on the application of super capacitor on oil rig[J].Oil Field Equipment（石油礦場機械），2009，38（12）：97- 99.

[3]Zhang Chaoping（張超平），Sun Qingde（孫清德）. 機械鉆機負(fù)載調(diào)峰裝置：中國，201020191047.8[P]. 2011-01-12.

[4]Bolund B，Bernhoff H，Leijon M. Flywheel energy and power storage systems[J].Renewable and Sustainable Energy Reviews，2007，11（2）：235-258.

[5]Kweder J，Wildfire P，Panther C，et al. Design of a flywheel based energy storage and distribution system for rural villages in China[J].SAE International Journal of Passenger Cars-Mechanical Systems，2009，2（1）：703-712.

[6]Dai Xingjian（戴興建），Deng Zhanfeng（鄧占鋒），Liu Gang（劉剛），et al.Review on advanced flywheel energy storage system with large scale[J].Transactions of China Electrotechnical Society（電工技術(shù)學(xué)報），2011，26（7）：133-139.

[7]Wen Bangchun（聞邦椿），Gu Jialiu（顧家柳），Xia Songbo（夏松波），Wang Zheng（王正）. 高等轉(zhuǎn)子動力學(xué)-理論、技術(shù)與應(yīng)用[M].Beijing：China Machine Press，1999.

[8]Dai Xingjian（戴興建），Zhang Xiaozhang（張小章），Jiang Xinjian（姜新建），et al.Flywheel energy storage technology in Tsinghua University[J].Energy Storage Science and Technology（儲能科學(xué)與技術(shù)），2012，1（1）：64-68.