某型燃气_蒸汽联合循环机组轴系振动特性研究

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某型燃气-蒸汽联合循环机组轴系振动特性研究

相短路时轴系的扭振响应，并进行了轴系振动安全性分析。
关键词：联合循环；系；轴振动特性
分类号：Ｋ６Ｔ２９
文献标识码：Ａ
文章编号：０１５８（０００－１６０１０－８４２１）２１－０４
ＩｖｓｇｔｎｏｅＶｂａｉｈｒｃｒｔｓｏｅＳａｉｇｎｅｔａｏｎｔｉｒｔｎＣａａｔｉｉｆｈｈｆｎｉｉｈｏｅｓｃｔｔｆａ．ｅｍＣｍｉｅｙｌＵｉｏａＧｓｓａｏｂｎｄＣｃｎｔｒｔｅｓ
（１西安交通大学，能源与动力工程学院，西安７０４；１０９２哈尔滨汽轮机厂有限责任公司，尔滨１０４）哈５ｏ０
摘要：以某型燃气一蒸汽联合循环机组轴系为研究对象。首先对轴系各转子进行了模化，然后采用有限元方法计算了轴系的横向弯曲临界转速和不平衡量响应；同时采用连续质量的传递矩阵法计算了轴系的扭振固有频率和两
轴系在两相短路时的扭转振动响应等特性。本文针对燃气轮机拉杆转子特殊的转子结构，合考虑了多种影响因素，综
Ｑａｂ ‘ＹＡｉ，ＨＮｏｇａＬｈ－ａｇＩｉｉ，ＵＮＱＺＡＧＨｎ—ｏ，ＶＺｉｉＮ —ｎｔｑｎ
（ｃｏＥｅｙｏｅＥｇｅｒｇＸ ’ｎｉｔｇｎｅｉ，ｉａ１０９Ｃｉ；１ｈｏｏｎｒ＆Ｐｗｒｎｉｅｎ，ｉａａｏｉｒｔＸ ’ ７０４，ｈａＳｌｆｇｎｉＪｏｎＵｖｓｙｎｎ２ＨｒｉＴｒｎｏｐｙＬｉｄＨｒｎ５０６Ｃｉ）ａｎｕｉＣｍａｉｔ，ａｉ１０４，ｈａｂｂｅｎｍｅｂｎ

燃气-蒸汽联合循环热电联产机组供热特性研究

由于蒸汽参数不同会导致做功能力改变，所以供热能力也会发生改变、在抽汽总量不变时能够利用不同的抽汽分配方式，所以不同的抽汽组合可以选择分配方式非常多。在不同抽汽组合的作用下，联合循环效率相对比较稳定，而热耗率则会随着工况的变化而发生改变。因为抽汽品质有所不同，所以高压供热抽汽量达到最大时能够获得最高供热量580GJ/h，而中、低压抽汽流量取最大值时则会依次降低约10GJ/h。
在利用Ebsilon软件开展仿真计算时，可以根据压力、流量以及焓值参数来完成计算，然后根据水蒸气性质与其他热力学公式来完成对温度、功率等热力参数的计算。在设计工况以及变工况模式计算完成后，便可以利用控制器来完成对燃气流量的控制，从而降低燃气轮机负荷，软件此时便能够几何流量变化等数据来判断烟气参数[1]。除此之外，可以通过调整抽汽流量的方式来实现对不同供热特性的计算。
引言现如今，燃气、蒸汽相结合作为热电联产的一种优质选
择，在使用过程中不仅能够完成节能减排，还能优化现有的能源结构，促进我国清洁能源的有效发展。因此，有必要对燃气、蒸汽联合循环热电联产机组供热特性进行分析。
1 燃气-蒸汽联合循环热电联产机组供热特性综述我国联合循环发电供热市场非常广阔，热电联供可以在发
3.1 供热抽汽特性根据参数不同，供热抽汽特性将会发生非常明显的改变，不同质量的抽汽做工效果各不相同，能够给机组带来非常大的影响。在对抽汽量与热点联产机组之间的关系进行研究时，应该保证其中两股供热抽汽流量不发生改变。一股抽汽流量变化带动热点联产机ห้องสมุดไป่ตู้供热特性发生改变，这样能够保证计算结果的准确性。经过计算后可以发现，在供热抽汽时，余热锅炉效率与纯凝工况效率近乎相同。然而在高压抽汽流量经过稳定提升以后，汽轮机的出力将会降低，这时利用联合循环将会令

三菱M701F4型燃机联合循环机组隔天热态启动汽机轴系振动大分析和启机优化

三菱M701F4型燃机联合循环机组隔天热态启动汽机轴系振动大分析和启机优化摘要：我厂二期三菱M701F4联合循环机组在隔一天热态启动的过程中，汽轮机机都会有一定程度的振动，如果设备有缺陷或工况不正常时振动更大。

振动过大将使叶片、轮盘等应力增加，使机组动静部分如轴封、隔板气封与轴发生摩擦，部分紧固件松动，严重时会导致轴承、管道甚至机组损坏。

为保证机组安全，必须对机组的振动状态进行全面监测，并在启动过程通过运行人员的经验，必要时对启动过程中手动干预优化启机操作。

当振动超过安全范围时，发出报警信号，如继续增大并超过一定范围时，机组跳闸。

关键词：轴承；振动；隔天热态；操作优化一、M701F4机组概况及汽机轴系介绍我厂二期项目选用三套460MW F 级改进型（燃机型号为M701F4）、高效一拖一双轴热电联产燃气蒸汽联合循环机组。

每套机组包括一台低NOx 燃气轮机、一台燃机发电机、一台蒸汽轮机、一台汽机发电机、一台无补燃三压再热脱硝型余热锅炉及其相关的辅助设备。

二期汽轮机组是一台三压、再热、双缸、向下排汽抽凝供热汽轮机，具有高运行效率和高安全可靠性。

高压（HP）和中压（IP）合缸，低压缸对称分流，均为冲动式汽轮机。

汽机振动是联合循环机组主保护之一, 因为汽机的振动直接关系到汽机最昂贵的部分—轴系的安全。

若汽轮机振动大引起汽机跳闸后，若不及时手动干预操作汽机旁路阀和给水调阀会引起燃机也随之跳闸，扩大事故范围，造成电网冲击。

本厂汽轮机高中压转子、汽轮机低压转子和发电机转子分别通过刚性联轴器连接。

汽机轴系共有6个轴承，高、中、低压缸4 个，发电机2 个。

机组运行中产生轴承振动是一种必然现象，但是轴承振动必须限定在规定范围内，否则就会影响机组的安全运行。

本厂汽机机组的#1-6 瓦的振动报警值：127μm，盖振振动报警值：50μm；出现以下任一情况延时3s，汽轮机保护动作：（1）任一轴系X 向轴承振动值达到250μm或Y 向轴承振动值达到250μm；（2）任一轴系盖振大于80μm在机组实际运行中，轴承振动最大一般在100μm以内，盖振在45μm以内。

S109FA 燃气蒸汽联合循环机组轴承振动大运行分析与处理

收稿日期：２０１３— ０８— ０７改稿日期：２０１３ —１０—１２
速时，机组最大振动是在３号瓦轴振，３ｘ为０．１１
ｍｍ，并网后投人手动温度匹配。１７：３８主蒸汽参数
作者简介：郭伟康（１９７３一），男，福建上杭人，工程师，发电部经理。Ｅ — ｍａｉｌ：ｇｗｋｌｃｌ＿ｇｘｙ＠１２６．ｃｏｎｒ
郭伟康
（福建晋江天然气发电有限公司，福建
摘
晋江
３６２２５１）
要：针对Ｓ１０９ＦＡ单轴燃气一蒸汽联合循环机组在安装启动调试与生产运营期间多次发生轴承振动大以
至于跳闸的故障现象，分析其发生原因及运行操作、参数控制对其产生的影响，简述了所采取的处理措施，为
集团生产的型号为ＮＧ一１０９ＦＡ—Ｒ余热锅炉组成。
该机组的轴系见图１。这几套机组在安装工程启动
国内同型号机组曾有类似故障，对机组的轴系进行
中心复查及加平衡块处理无法取得满意效果。
电厂在实践过程中认知，当机组超过３天的停
不平衡。最初试验在点火模式下预热燃气轮机本体，因燃烧温度低约需２～３ｈ的暖机时间，此方案
Ｈ
不可取。改为全速次先导预混模式下进行并网前等待，暖机等待时间根据停役天数的不同为１５～２８

LM6000燃气轮机振动故障分析及处理

LM6000燃气轮机振动故障分析及处理摘要：由于清澜电厂#3号航改型燃气轮机在更换完高压压气机叶片后产生了严重的振动故障，文章通过现场振动试验和对振动信号的频谱分析，找到了导致产生振动故障的原因，并通过现场动平衡试验，消除了振动故障，使清澜电厂#3号燃气轮机组振动达到优秀水平，为国内现场解决航改型燃气轮机组振动问题提供了重要的参考依据。

关键词：燃气轮机；高压压气机；振动；动平衡随着我国能源结构的调整，以及燃气机组具有启停迅速、运行灵活、热效率高等特点，使燃气电厂在电力系统中得到了快速的发展。

燃气轮机组在高温、高压、高速下运行时，不可避免出现各种各样的机械故障，其中燃气轮机的振动尤其令人关注。

由于燃气轮机备件和维修费用昂贵，而较大振动可能导致燃气轮机动静部分发生碰撞，危害到燃气轮机的安全，因此电厂对燃机的振动非常重视。

1 LM6000燃气轮机概况LM6000燃气轮机是美国GE公司由航空发动机改型为轻型燃气轮机，采用双转子结构，如图1所示，主要由燃气轮机主体、减速齿轮箱、发电机、控制系统及监测系统、消音箱体、进气通风系统及其他辅助系统组成。

燃气轮机主体由5级低压压缩机（前面带有一级可调入口导叶—VIGV），VBV排气门，14级高压压缩机（前5级定子叶片可调—VSV），燃烧室，2级高压锅轮，5级低压锅轮及附件齿轮箱等构成。

其中低压压气机为5 级，压比为2.4，高压压气机为14 级，压比为12。

高压压气机采用水平可分开的上下盖结构，不需要将机组从安装的箱体中拆下，再回装，可现场打开，这种结构有利于机组的现场排故工作。

低压转子的额定转速为4 325 rpm，高压转子额定转速为10 800 rpm，通过减速箱减速到 3 000 r/min后，拖动发电机发电。

LM6000燃气轮机机组采用美国BENTLY 208P振动监测系统，监视燃机高低压转子和发电机的相关振动。

2 振动产生的原因清澜电厂于2001年将3台燃油机组改成燃气—蒸汽联合循环的LM6000PA 航空轻型燃气轮机机组，主要承担海南电网的调峰任务。

S109FA联合循环机组 #3瓦振动原因分析及处理

中图分类号：Ｋ２７Ｔ６文献标志码：Ｂ文章编号：６４—１５（００００５１７９１２１）９— ０２—０３
１振动缺陷
望亭发电厂Ｓ０Ｆ１９Ａ燃气一蒸汽联合循环发电机组在投产后的２年多内，经常发生大轴３瓦振动偏高的问题，尤其是方向的振动有时会超过报警
时转速的一半的频率点可以观察到高的振幅，
即１２分量。由图２可以看出，／系统振动的１２分／
量很小，基本都在２ｔ以下，ｍｘ没有半速涡动故障的
第９期
毛华军：１９Ａ联合循环机组３瓦振动原因分析及处理Ｓ０Ｆ
界转速的区域。在升速过程中，它从某一个较低的
１机在启动后，燃３瓦、４瓦ＸＹ向一直有低Ｉ
频振动，不过振动幅值很小，在１ｍ。在高压缸大概后３瓦、４瓦ＸＹ向相对振动同时出／
特征。
率的正弦波信号，据各个频段波形的幅度和相位根特征就可以确定振动的特点，而帮助分析振动产从
生的原因。
引起油膜振荡的原因主要有油膜涡动、子弯转曲、转子对中不好、瓦稳定性差、滑油黏度变化轴润
第３２卷第９期
２１００年９月
华宅擞术
ＨｕｄａｅｈｎｌｇａｉｎＴｃｏｏｙ
Ｖｏ．２Ｎｏ９１３．Ｓｐ．０１ｅ２０

蒸汽燃气联合循环供热机组3S离合器区域振动规律与调整方法

蒸汽燃气联合循环供热机组 3S离合器区域振动规律与调整方法摘要：有效控制汽轮机的振动对保障发电机组的安全有着重要意义，采用SSS离合器的蒸汽燃气联合循环机组汽轮机振动变化与通常汽轮机组不同。

本文结合北京高井热电厂蒸汽燃气联合循环一拖一机组运行状况，对SSS离合器区域轴系振动进行了深入剖析，得出了振动变化的特殊规律，与机组轴向推力、润滑油温、SSS离合器啮合角度、机组运行方式有密切的联系，并归纳总结出了调控方法，为同轴系类型机组的振动控制提出了有效依据。

关键词：SSS离合器振动啮合1.概述高井热电厂蒸汽燃气联合循环一拖一机组的汽轮机型号为LNCB157/75-10.30/0.500/565/565。

蒸汽轮机高中压缸和低压缸之间通过SSS离合器连接，机组具有极限供热能力。

SSS离合器位于高中压缸与低压缸之间，非供热季机组抽凝运行时SSS离合器处于啮合状态，蒸汽进入低压缸做功带负荷，供热季时SSS离合器则处于解锁状态，中压缸排气全部进入热网，低压缸不进汽，转子处于盘车状态。

由于汽轮机高中牙缸转子与低压缸转子非刚性连接，机组振动变化规律与通常汽轮机不同，在变工况运行时尤其是供热季机组负荷及供热量频繁调整的情况下SSS离合器区域轴系振动变化明显。

二、正常运行中汽轮机轴系振动的影响因素汽轮机组振动过大会使机组会使汽封间隙过大，从而导致机组的热经济性降低，同时会造成相连接的轴承、轴承座、主油泵、蜗轮、蜗杆、活动式联轴器、凝汽器及发电机冷却器的管道等发生共振，引起法兰连接螺栓振动，甚至会引起地脚螺栓断裂造成重大事故。

因此明确汽轮机振动原因有着重要意义。

对于采用SSS离合器的蒸汽燃气联合循环机组，离合器也是汽轮机轴系的一部分，因此振动状况也受轴系的影响。

振动影响因素示意图如示意图所示，正常运行中汽轮机组振动因素主要包括6个方面，汽轮机轴系振动在运行时受这些因素的影响呈现规律性变化。

2.1机组膨胀机组的膨胀是受其滑销系统制约的，当机组的暖机时间不够或者升速加负荷过快，则机组各部分的膨胀就不一样，这样一方面会产生应力，减少机组的寿命；另一方面就会引起过大的差别膨胀，从而影响机组的开机过程。

350MW燃气-蒸汽联合循环发电机组轴系扭振的仿真

摘要：针对东部电厂３０Ｍｗ燃气一汽联合循环发电机组建立了机网耦合扭振的仿真模型，短路５蒸对
故障和调峰过程引起的暂态扭矩冲击作用进行了仿真计算。结果表明，发电机近处发生三相对地短路故在障时对轴系有比较严重的暂态扭矩冲击作用，压汽轮机转子和发电机转子问的暂态扭矩最大，在日常的低而
ｔｍｐａｒｏｒｉａｌｏｍｅｗｉｈｉＬＰｕｒｎｅｏｔｒｎｄｅｎｒｔｒｏｒｓｌｒｅｔＩｔｇｅｒｌｅｏｒｙｔｓｎｍｎｔｔｎｔｂｉｒｏａｇｅａｏｒｏｔｉａｇｓ．ｎｈｅｅｎａｐｅｋａｓｖｉｇｐｏｅｓｈｅｔｓｎａｍｏｅｎｈａｎｅｓｅｌｈａｎｒｃｓ，ｔｏｒｉｌｍｔｃｇｇｎｔｙ，ａｎｉｎｔｉｐａｔａｔｏｎｏｆｔｄｓｏｔｈｅｍｃｃｉｅｍｐａｒｔｓｎｌｏｒｙｏｒｉａ
ｔｍｐａｔａｔｏｎｏｆｔｍｐａｙｔｓｎａｏｍｅｈｉｈｉｅｕｌｅｄｆｏｍｈｏｒｉｃｔｆｕｔａｅａｈａｎｇｈｅｉｃｃｉｅｏｒｒｏｒｉｌｍｎｔｗｃｓｒｓｔｒｓｔｃｒｕｉａｌｎｄｐｋｓｖｉ
ＤＥＮＧｉ— ｅｇ，ＷＡＮＧｉｔａ０ｕｈｎＸ —ｉｎ
（１．ＤｅａｔｅｔｏｆＥｌｃｒｃｌＥｎｉｅｉｇ，Ｓｎｈｉｉｏｔｎｎｖｒｉｙ，Ｓａｇａ０２０，ＣｈｉｐｒｍｎｅｔｉａｇｎｅｒｎｈａｇａａｏｇＵｉｅｓｔＪｈｎｈｉ２０４ｎａ；２．ＥａｔｒｗｅａｔｓｅｎＰｏｒＰｌｎ，ＳｅｚｅｈｎｈｎＥｎｅｇｒｕｒｙＧｏｐ，Ｓｅｚｅ１２ｈｎｈｎ５８１０，Ｃｈｉ）ｎａ

M701F4型燃气—蒸汽联合循环热态启动升负荷率优化研究与应用

·M701F4杨基发(广东粤电大亚湾综合能源有限公司,广东惠州,516000)摘要:M701F4型燃气-蒸汽联合循环分轴机组热态启动时间相对偏长,受国际天然气市场及电力市场改革等多种因素影响[1],两班制运行机组较连续运行机组经济性相对较差[2]。

文章主要概述了通过优化燃气-蒸汽联合循环热态启动升负荷速率,缩短了M701F4燃气轮机机组热态启动时间,提高了两班制运行联合循环机组的经济性,优化后每年可节省启动成本约268.3万元。

关键词:联合循环,汽轮机,启动成本,节能中图分类号:TK262文献标识码:B文章编号:1674-9987(2023)04-0076-04 Study on Load-raising Rate Optimization of M701F4Gas-steam Combined Cycle During Hot Start-up再ANG Jifa(Guangdong Yudean Dayabay Comprehensive Energy Co.,Ltd.,Huizhou Guangdong,516000)Abstract:The hot start-up time of M701F4gas-steam combined cycle unit is relatively long,which is affected by many factors such as the reform of international natural gas market and power market,the economy of two-shift operation units is relatively poor compared with continuous operation units.In this paper,by optimizing the load-raising rate of the gas-steam combined cycle,the hot start-up time of the M701F4gas turbine unit is shortened,and the economy of the two-shift combined cycle unit is improved, after optimization,the annual start-up cost can be saved about2.683million yuan.Key words:combined cycle,steam turbine,start-up cost,energy saving第一作者简介:杨基发(1991-),男,本科,工程师,毕业于中山大学,燃气轮机运行值班员技师,主要研究运行节能降耗及运行管理工作。

燃气-蒸汽联合循环机组的轴系配置分析

中图分类号：ＴＭ６１１．３１文献标志码：Ａ文章编号：１６７１ — ０８６Ｘ（２０１３）０４ — ０２３７ — ０３
ＡｎＡｎａｌｙｓｉｓｏｎＳｈａｆｔｉｎｇＣ０ｎｆｉｇｕｒａｔｉＯｎｏｆＧａｓＳｔｅａｍＣｏｍｂｉｎｅｄＣｙｃｌｅＵｎｉｔｓ
保证；而对于“ １＋１ ” 方案，具有很好的运行灵活性，可以停运一台机组，保证另一台机组高效运行。因此 “ ２＋１ ”轴系方案并不适合热电
联产的电厂。
Ｅ级燃机联合循环供热机组，对多轴“ １＋１ ” 和单
动，我国以天然气为燃料的燃气轮机（简称燃机）联合循环电厂建设进入了一个新的高潮。轴系布置方案是联合循环机组的灵魂，决定燃机电厂的结构、效率以及灵活性。笔者结合江苏某厂的
抽汽供热；当机组低负荷运行时， “ ２＋１ ” 轴系方案中的汽轮机效率降低，供热抽汽压力很难
轴轴系配置进行技术经济性分析。
１联合循环轴系配置的分类
轴系布置方案可以分为单轴和多轴：单轴是指燃机、汽轮机和发电机在同一根轴上做功和发
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ａｎｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎｉｓｂｅｉｎｇｐｒｅｓｅｎｔｅｄｔｏｔｈｅｓｉｎｇｌｅ・ａｎｄｍｕｌｔｉ — ｓｈａｆｔｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓｃｈｅｍｅｓｆｏｒｇａｓ－ｓｔｅａｍｃｏｍｂｉｎｅｄｃｙｃｌｅｕｎｉｔｓａｓｗｅｌｌａｓｔｏｔｈｅｉｒａｄｖａｎｔａｇｅｓ，ｔｏｇｅｔｈｅｒｗｉｔｈａｔｅｃｈｎｏ・ｅｃｏｎｏｍｉｃｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｃｏｎｄｕｃｔｅｄｔｏｖａｒｉｏｕｓｓｈａｆｔｉｎｇｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓｏｆｌｅｖｅｌＥｇａｓ — ｓｔｅａｍｃｏｍｂｉｎｅｄｃｙｃｌｅｕｎｉｔｓ，ａｎｄａｎａｎａｌｙｓｉｓｐｅｒｆｏｒｍｅｄｔｏｆｅａｔｕｒｅｓｏｆｓｉｎｇｌｅ —ａｎｄｍｕｌｔｉ — ｓｈａｆｔ“１＋１ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓｃｈｅｍｅｓ．Ｓｈａｆｔｉｎｇｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ

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图 3是燃机转子在轴系中的第一阶和第二阶振型, 其它振型没有一一列举。
图 3 燃机转子在轴系中的振型根据有关文献 [ 4] , Q 因子的设计允许范围如表 3所示。从表 2的计算结果可以看出, 工作转速附近临界转速对应的 Q 因子都在设计允许范围内, 因此机组可以安全稳定的运行。
图 7 轴系响应计算截面位置示意图计算得到 6号轴承轴颈处扭矩随时间的变化曲线如图 8 所示。各响应计算位置的最大扭矩及应力如表 7所示。
3 轴系扭振固有频率计算
轴系的扭振固有频率, 首先将转子分段模化, 然后采用连续质量的传递矩阵法进行计算。扭振固有频率计算结果
见表 6, 振型如图 6所示。表 6 某型联合循环轴系扭振固有频率计算结果
Q I N ai bin1, YUAN Q i1, ZHANG H ong tao2, LV Zhi q iang2
( 1 Schoo l o f Energy & P ower Eng inee ring, X i an Jiao tong U niversity, X i an 710049, Ch ina; 2 H a rbin T urb ine Company L im ited, H arb in 150046, China)
10. 0< Q < 15. 0 中等峰值响应, 可能要现场平衡
15. 0< Q < 25. 0 大的峰值响应, 需要现场平衡
Q > 25. 0
需要新的平衡技术, 或改进设计
注: 当临界转速远离工作转速时 ( 85% 工作转速 ! 临界转速 ! 115% 工作转速 ) , Q 因子大于许允 Q 因子也可以 [ 4]。
表3
Q 因子设计标准
Q 因子范围 Q < 2. 5
2. 5< Q < 5. 0
5. 0 < Q < 10. 0
预期的运行情况
检测不到峰值响应, 连续运行没有问题可检测到峰值响应, 响应不大, 转子经良好平衡后可在此转速下长期、连续运行易检测到峰值响应, 高速平衡后可在此转速下长期、连续运行
对数衰减率
0. 06 0. 63 0. 50 0. 61 0. 42 1. 91 2. 34 0. 59 2. 93
0. 97
Q 因子
50. 57 4. 99 6. 24 5. 19 7. 49 1. 64 1. 34 5. 35 1. 07
3. 25
11 38. 01 12 42. 62 13 46. 99 14 58. 03 15 63. 28 16 65. 14
第 52卷第 2 期 2010年 4 月
汽轮机技术 TURB INE TECHNOLOGY
V o.l 52 N o. 2 A p r. 2010
某型燃气 - 蒸汽联合循环机组轴系振动特性研究
祁乃斌 1, 袁奇 1, 张宏涛 2, 吕智强 2
( 1 西安交通大学, 能源与动力工程学院, 西安 710049;
功率和转速计算得到。计算得到某型联合循环机组发电机所承受的额定扭矩为。两相短路时的扭矩表达式 (标幺值 ) 为:
T = 6. 729 e- 3. 083 2t sin t - 3. 364 e- 2. 169t sin2 t + 0. 904e- 2. 788t
响应计算位置包括 8个轴颈位置、GT 转子外伸段颈部、连接轴 GT 侧颈部、连接轴 ST 侧颈部和发电机外伸段颈部, 如图 7所示。
Abstrac t: In th is paper, the v ibration character istics o f the shafting for a gas steam comb ined cy cle U n its were studied. F irst, roto rs were modeled, then the bend ing cr itical speeds and unba lance response o f the sha fting system we re ca lculated by finite e lementm ode .l The torsiona l v ibration natura l frequencies and tw o phase sho rt c ircu it response o f the sha fting w ere ca lcu la ted by transfer m a trix m e thod a t the same tim e. F inally the sha fting v ibra tion safe ty w as also analysed. K ey word s: gas steam com b in ed cycle un its; shafting system; vibration charac teristics
第 2期
祁乃斌等: 某型燃气 - 蒸汽联合循环机组轴系振动特性研究
117
图 2 某型联合循环机组轴系横振模化示意图
临界转速以及对应的振型和对数衰减率等, 临界转速计算结
果如表 2所示。
表2
轴系横振临界转速计算结果
频率 Hz
1 12. 90 2 17. 41 3 17. 46 4 18. 40 5 18. 82 6 21. 62 7 26. 63 8 28. 25 9 33. 13
该型燃气 - 蒸汽联合循环机组轴系布置如图 1所示, 轴承编号从燃气轮机端开始。
8
椭圆轴承
291. 55
临界转速的计算采用有限元法 [ 3] , 计算内容包括轴系的
收稿日期: 2009 08 26 基金项目: 本文得到国家 "863计划 " F级中低热值燃料燃气轮机关键技术与整机设计研究项目 ( 编号: 2008AA 05A 302) 资助。作者简介: 祁乃斌 ( 1983 ) , 男, 硕士研究生, 主要从事燃气轮机转子振动和强度方面的研究工作。
注: 3 000 r/m in以前振幅随转速升高而增大, 在此只列出了 3 000 r/m in 时的响应值。
根据大机组设计导则, 各轴承轴颈处的单峰值响应都应小于 25 m。从计算结果可以看出, 在燃机转子加一阶和二阶不平衡量时各轴承轴颈处的响应值都满足大机组设计导则要求。
关键词: 联合循环; 轴系; 振动特性
分类号: TK269
文献标识码: A
文章编号: 1001 5884( 2010) 02 0116 04
Investigation on the V ibration Characteristics of the Shafting for a Gas steam Com bined Cycle U nits
轮机拉杆转子特殊的转子结构, 综合考虑了多种影响因素, 对轴系各转子进行模化, 对以上内容进行了计算分析研究。
图 1 某型联合循环机组轴系布置图
轴系的计算模型采用沿轴向的一维有限元模型, 分为
458段、459个节点, 模化后的轴系结构如图 2 所示, 各轴承
0前言
该型单轴联合循环机组为某公司从美国 GE 公司引进, 轴系共由 4根转子组成, 分别是燃机转子、高中压蒸汽轮机转子、低压蒸汽轮机转子和发电机转子。该燃气轮机由 18 级轴流式压气机、18个低 NO x 燃烧器的燃烧室和 3级燃气透平等设备组成 [ 1], 该转子采用两点支承 [ 2], 燃气轮机压气机端与蒸汽轮机高中压转子连结, 轴向排气。蒸汽轮机高中压合缸、低压双排汽。为了解该机组轴系横向弯曲振动和扭转振动的振动特性, 并为以后该类机组的设计打下良好的基础, 需掌握该联合循环机组轴系弯曲和扭转振动特性, 以及轴系在两相短路时的扭转振动响应等特性。本文针对燃气
二阶不平衡量相位相差 180∀加在燃机转子跨内两侧, 所
加不平衡量都为 0. 299kg m。计算得到各轴承轴颈处的二
阶响应曲线如图 5所示, 主要数据见表 5。
2 轴系弯曲振动不平衡响应计算
根据大机组轴系振动设计导则, 一阶不平衡量等于跨内质量乘以规定的偏心矩 8 m。计算得到燃机转子的一阶不平衡量为 0. 598kg m, 响应监测点设置在 8 个轴承轴颈处。将一阶不平衡量加在燃机转子中间位置, 计算得到各轴承轴颈处的响应曲线如图 4所示。
10 33. 57
对应转速 r/m in 773. 79
1 044. 86 1 047. 82 1 103. 98 1 129. 29 1 297. 28 1 597. 82 1 695. 10 1 987. 50
2 014. 25
模态和阶次
GEN 第一阶 LP第一阶 GT 第一阶 GT 第一阶 GEN 第一阶 H IP第一阶 H IP第一阶 GEN 第二阶 H IP第二阶 H IP及外伸段第一阶
2 哈尔滨汽轮机厂有限责任公司, 哈尔滨 150040)
摘要: 以某型燃气 - 蒸汽联合循环机组轴系为研究对象。首先对轴系各转子进行了模化, 然后采用有限元方法计
算了轴系的横向弯曲临界转速和不平衡量响应; 同时采用连续质量的传递矩阵法计算了轴系的扭振固有频率和两
相短路时轴系的扭振响应, 并进行了轴系振动安全性分析。
2 280. 88 2 556. 90 2 819. 17 3 481. 72 3 797. 06 3 908. 46