張 楚，高慶水，鄧小文

(廣東電網(wǎng)公司 電力科學(xué)研究院，廣州 510080)

滑動(dòng)軸承是大型旋轉(zhuǎn)機(jī)械重要部件。與固定式軸承相比，可傾軸承通過瓦塊自適應(yīng)擺動(dòng)減小了切向力，提高了系統(tǒng)穩(wěn)定性，在現(xiàn)代大型汽輪發(fā)電機(jī)組上得到廣泛應(yīng)用。

可傾軸承穩(wěn)定性雖然較高，但也并非完全穩(wěn)定。近年來，一些機(jī)組上陸續(xù)發(fā)生了可傾軸承油膜失穩(wěn)故障[1-4]。這類故障大多發(fā)生在承載較輕軸承上。和固定式軸承一樣，抬高軸承標(biāo)高、減小軸承間隙可以較為有效地消除這類故障，國內(nèi)外就此開展了大量研究[5-6]。然而，還有一些機(jī)組可傾軸承上所出現(xiàn)的不穩(wěn)定振動(dòng)，其特征和油膜失穩(wěn)很相似，但是卻很難用傳統(tǒng)油膜失穩(wěn)理論來解釋。例如，油膜失穩(wěn)故障容易導(dǎo)致軸承下瓦塊疲勞損傷[2]，而這類故障卻很容易導(dǎo)致軸承上瓦塊疲勞損傷。由于兩種故障特征很相似，工程上往往將其混為一談，直接影響了故障治理效果。

初步研究表明，這種現(xiàn)象是由瓦塊顫振所引起的。瓦塊顫振是一種可傾瓦塊繞著支點(diǎn)作周期性擺動(dòng)的現(xiàn)象。Zeidan等[7]指出瓦塊顫振將會(huì)導(dǎo)致軸承上瓦塊損壞，減小瓦塊弧度以及采用彈性支撐可以抑制顫振。Adams等[8]分析了支點(diǎn)位置等因素對(duì)可傾瓦顫振的影響，指出可傾瓦塊顫振時(shí)將會(huì)出現(xiàn)比較嚴(yán)重的次同步振動(dòng)。Hargreaves等[9]等分析了進(jìn)油邊處收斂油楔形狀對(duì)瓦塊顫振的影響。Yang等[10]等通過分析作用在可傾瓦塊上的力矩特性研究了瓦塊顫振機(jī)理，提出了一種改進(jìn)型可傾軸承型式。其實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果表明[11]，瓦塊顫振頻率近似等于0.5x旋轉(zhuǎn)頻率，幅值隨著轉(zhuǎn)速升高而增大。文獻(xiàn)[12]應(yīng)用聲發(fā)射技術(shù)監(jiān)測了可傾軸承瓦塊顫振擺動(dòng)現(xiàn)象。文獻(xiàn)[13]通過測試可傾軸承瓦塊內(nèi)油膜厚度分布研究了瓦塊擺動(dòng)規(guī)律。文獻(xiàn)[14]研究了可傾軸承瓦塊擺動(dòng)特性，分析了間隙和偏心率等因素對(duì)瓦塊擺角的影響。

本文建立了可傾瓦塊—潤滑油膜流固耦合動(dòng)力學(xué)模型，分析了可傾瓦塊顫振現(xiàn)象，研究了預(yù)載荷、轉(zhuǎn)速等因素對(duì)顫振的影響，解釋了實(shí)際機(jī)組上發(fā)生的瓦塊顫振現(xiàn)象。

1 可傾瓦塊流固耦合動(dòng)力學(xué)模型

1.1 瓦塊動(dòng)力學(xué)方程

圖1給出了可傾瓦塊動(dòng)力學(xué)分析模型。以瓦背支點(diǎn)到軸頸中心連線為y軸正方向，將瓦塊視為一個(gè)兩自由度系統(tǒng)，考慮瓦塊上下運(yùn)動(dòng)以及繞支點(diǎn)擺動(dòng)，不考慮瓦塊變形。瓦塊動(dòng)力學(xué)方程為：

圖1 可傾瓦塊動(dòng)力學(xué)分析模型

(1)

式中，y,δ分別為瓦塊位移和擺角，F(xiàn)2為限位彈簧反作用力，γ為瓦背彈簧到支點(diǎn)角度，F(xiàn)0,M0為油膜力作用在瓦塊上的合力與合力矩，c1,c2為阻尼系數(shù)，R2為瓦背半徑，m,I為瓦塊質(zhì)量和轉(zhuǎn)動(dòng)慣量。

(2)

式中，ρ為瓦塊密度，R1,L分別為瓦塊內(nèi)徑和長度，β和α分別為瓦塊張角和進(jìn)油邊到支點(diǎn)角度。

制動(dòng)彈簧反作用力F2計(jì)算公式為：

(3)

式中，k和c0分別為制動(dòng)彈簧剛度和間隙。工作時(shí)，上瓦塊不可能與軸頸接觸，也不可能超出支點(diǎn)之外，計(jì)算中取

(4)

式中，cs為瓦塊工作間隙。

1.2 油膜力計(jì)算

圖2給出了油膜力求解區(qū)域。采用差分法求解Reynolds方程得到軸承內(nèi)壓力分布：

(5)

求解時(shí)邊界條件為：AB邊、CD邊和BC邊：p=0；軸承中部AD邊：?p/?z=0。

求出油膜壓力分布p(z,θ)后，作用在瓦塊上的油膜力和力矩通過積分方式求得：

圖2 油膜力求解區(qū)域

(6)

1.3 可傾瓦塊流固耦合計(jì)算

設(shè)瓦塊初始位移、速度、擺角和擺角速度為0，取步長為10-7s，可傾瓦塊流固耦合計(jì)算步驟如下：

(1)由瓦塊位移和擺角計(jì)算油膜厚度分布；

(2)計(jì)算瓦塊間隙內(nèi)油膜壓力分布；

(3)計(jì)算作用在瓦塊上的合力與力矩；

(4)計(jì)算制動(dòng)彈簧施加的反作用力；

(5)計(jì)算下一時(shí)刻瓦塊位移和擺角。

(6)重復(fù)步驟1～步驟5。

2 可傾瓦塊顫振引起的失穩(wěn)振動(dòng)分析

2.1 計(jì)算參數(shù)

Yang等[11]通過檢測瓦塊加速度信號(hào)對(duì)某6瓦塊可傾軸承顫振開展了試驗(yàn)研究。為了具有可比性，計(jì)算時(shí)采用該試驗(yàn)軸承，參數(shù)如表1所示。

表1 可傾軸承參數(shù)

2.2 瓦塊工作間隙對(duì)顫振的影響分析

圖3給出了3組工作間隙下(0.3 mm、0.6 mm和0.8 mm)瓦塊位移、擺角動(dòng)態(tài)響應(yīng)情況，轉(zhuǎn)速為3 000 r/min。這3組工作間隙分別代表工作間隙小于、稍大于和遠(yuǎn)大于軸承半徑間隙?？梢钥闯觯邏K工作間隙對(duì)顫振的影響很大：

圖3 3組典型工作間隙下瓦塊動(dòng)態(tài)響應(yīng)

(1)0.3 mm工作間隙。擾動(dòng)結(jié)束后，瓦塊位移為0，擺角趨于定值0.52×10-3°。瓦塊支撐在背部支點(diǎn)上，沒有出現(xiàn)顫振。

(2)0.6 mm工作間隙。瓦塊位移波動(dòng)幅度為0～0.3 mm，擺角波動(dòng)幅度為±0.75×10-3°，瓦塊出現(xiàn)了顫振。波動(dòng)過程中，瓦塊沒有固定支點(diǎn)，最小油膜厚度一直為正，瓦塊和軸頸之間沒有接觸。瓦塊顫振頻率為26.08 Hz，近似等于轉(zhuǎn)速的0.5倍。

(3)0.8 mm工作間隙。瓦塊位移波動(dòng)幅度0～0.8 mm，接近瓦塊工作間隙。擺角波動(dòng)幅度-3.5×10-3°～2.1×10-3°，頻率為26.08 Hz。波動(dòng)過程中油膜厚度有時(shí)達(dá)到0，說明瓦塊與軸頸之間發(fā)生了碰撞。碰撞時(shí)瓦塊擺角為負(fù)，說明進(jìn)油邊出現(xiàn)了碰撞。這很好地解釋了可傾軸承顫振后上瓦進(jìn)油側(cè)烏金疲勞損壞現(xiàn)象。

2.3 轉(zhuǎn)速對(duì)顫振的影響分析

圖4給出了升速過程中擺角響應(yīng)頻譜變化情況，上下2個(gè)圖分別代表試驗(yàn)結(jié)果[11]和計(jì)算結(jié)果。兩個(gè)圖上所表現(xiàn)出來的顫振特征相似。低速下幾乎沒有顫振現(xiàn)象。隨著轉(zhuǎn)速的升高，開始出現(xiàn)顫振，顫振幅值越來越大，顫振頻率基本保持為0.5 x轉(zhuǎn)速頻率。

圖4 瓦塊擺角響應(yīng)頻譜隨轉(zhuǎn)速變化情況

3 瓦塊顫振過程的細(xì)化分析

圖5給出了顫振過程中瓦塊擺角和位移響應(yīng)曲線。圖中數(shù)字1～4代表瓦塊4種典型工作狀態(tài)。假設(shè)初始時(shí)位移和擺角都為0，瓦塊中心位于軸頸中心上方。瓦塊顫振過程細(xì)化分析如下：

(1)狀態(tài)1～狀態(tài)2。收斂油楔位于瓦塊下游，在油膜力作用下瓦塊向負(fù)方向擺動(dòng)。因間隙大、油膜力小，在重力作用下瓦塊向下運(yùn)動(dòng)。下移過程中，收斂油楔逐漸向進(jìn)游側(cè)移動(dòng)，瓦塊負(fù)角度擺動(dòng)趨勢(shì)變緩，直到擺角達(dá)到負(fù)值最大。

(2)狀態(tài)2～狀態(tài)3。重力作用下瓦塊繼續(xù)下移，收斂油楔進(jìn)一步向上游側(cè)移動(dòng)。在油壓作用下，瓦塊擺角逐漸由負(fù)恢復(fù)到0。因油壓越來越大，瓦塊下移趨勢(shì)逐漸變緩，直至下移量達(dá)到最大為止。

(3)狀態(tài)3～狀態(tài)4。此時(shí)瓦塊間隙較小，油膜力大于重力，瓦塊開始向上移動(dòng)，位移逐漸減小。瓦塊擺角在油膜力作用下進(jìn)一步增大。但是受瓦塊上移、收斂油楔向下游移動(dòng)影響，瓦塊擺角增大趨勢(shì)逐漸變緩，直到達(dá)到最大值為止。

(4)狀態(tài)4～狀態(tài)1。在油膜力作用下，瓦塊進(jìn)一步上移，直到碰到支點(diǎn)為止。收斂油楔進(jìn)一步向下游移動(dòng)，瓦塊擺角逐漸減小，直到0為止，回到初始狀態(tài)1。

圖5 瓦塊擺角和位移響應(yīng)過程

4 瓦塊顫振機(jī)理分析

瓦塊工作間隙較小時(shí)，油膜力較大。在油膜力作用下，瓦塊有一個(gè)固定支點(diǎn)，瓦塊可以簡化為一個(gè)單自由度系統(tǒng)，擺動(dòng)過程中能很快找到平衡位置而穩(wěn)定下來。瓦塊工作間隙較大時(shí)，油膜力較小不足以支撐瓦塊，瓦塊會(huì)下移，下移趨勢(shì)因油膜力逐漸增大而變緩。油膜力進(jìn)一步增大超過重力后，瓦塊又會(huì)向上移動(dòng)。整個(gè)過程中瓦塊沒有一個(gè)固定支點(diǎn)。這是瓦塊顫振的根本原因。

5 瓦塊顫振和油膜失穩(wěn)之間的區(qū)別

瓦塊顫振和油膜失穩(wěn)都會(huì)誘發(fā)低頻振動(dòng)，都是當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到一定值后才會(huì)發(fā)生，兩者故障特征很相似。但是兩者之間也有較明顯的差別，主要表現(xiàn)在：

(1)油膜失穩(wěn)大多發(fā)生在輕載軸承上，顫振大多發(fā)生在重載軸承上。

(2)油膜失穩(wěn)容易導(dǎo)致軸承下瓦塊損壞，顫振容易導(dǎo)致上瓦塊進(jìn)游側(cè)烏金疲勞損壞。

(3)油膜失穩(wěn)發(fā)生后轉(zhuǎn)軸將產(chǎn)生大幅振動(dòng)，顫振發(fā)生后有可能瓦塊振動(dòng)而轉(zhuǎn)軸不振。

兩種低頻振動(dòng)故障機(jī)理不完全相同，治理措施也不同，辨別兩種低頻振動(dòng)故障特征差異很重要。

6 結(jié) 論

所建立的流固耦合模型較好地分析了可傾軸承顫振機(jī)理，指出顫振實(shí)際上是由于瓦塊運(yùn)動(dòng)過程中缺少固定支點(diǎn)所引起的。

顫振和油膜失穩(wěn)所導(dǎo)致的振動(dòng)現(xiàn)象相似性很強(qiáng)，但機(jī)理不同，治理方法不同，需要明確區(qū)分。

在瓦塊出油邊安裝制動(dòng)彈簧是目前普遍采用的方法。這種方法可以防止瓦塊與軸頸之間的接觸碰撞，但是無法真正消除顫振。工程上已經(jīng)發(fā)生過多起因顫振而導(dǎo)致制動(dòng)彈簧斷裂故障。

瓦塊工作間隙對(duì)顫振影響很大。預(yù)負(fù)荷系數(shù)Δ決定了工作間隙。由軸承理論可知，預(yù)負(fù)荷系數(shù)通常選值0.3～0.7。Δ=0.5時(shí)，靜態(tài)下上瓦塊處Cs=C，轉(zhuǎn)動(dòng)狀態(tài)下軸頸上抬后CsC而顫振。為了消除顫振，預(yù)負(fù)荷系數(shù)越大越好。預(yù)負(fù)荷系數(shù)太大容易導(dǎo)致軸承瓦溫過高，有一定限制。

在上瓦進(jìn)油側(cè)設(shè)置收斂油楔，可以讓瓦塊一直處于擠壓承載狀態(tài)，是一個(gè)有效的顫振抑制措施。油楔形狀、深度和角度等需要優(yōu)化設(shè)計(jì)。

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