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《密封激振与汽轮机转子动力特性》是一部研究密封激振与汽轮机转子动力特性的专著，系统阐述了汽轮机密封间隙泄漏蒸汽的流动特性及其对汽轮机转子动力特性影响的分析方法，并将该方法应用于汽轮机轴系振动的耦合故障分析中。《密封激振与汽轮机转子动力特性》主要内容包括：汽轮机密封间隙泄漏蒸汽的流动特性及其形成的密封汽流激振力的计算与分析；密封激振诱导的汽轮机转子运动特性、轴系振动特性及稳定性分析；密封激振作用下汽轮机裂纹与碰摩转子动力特性分析等。
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目录前言第1章 绪论 11.1 密封激振对汽轮机工作的影响 11.2 汽轮机转子动力特性研究现状 41.2.1 密封汽流激振力研究现状 41.2.2 转子密封动力特性研究现状 51.2.3 密封-转子-轴承系统稳定性研究现状 81.3 汽轮机裂纹与碰摩转子动力特性研究现状 91.3.1 裂纹转子动力特性研究现状 91.3.2 碰摩转子动力特性研究现状 10参考文献 11第2章 汽轮机动叶栅内泄漏蒸汽的流动特性及损失分布 192.1 密封流场求解过程 192.1.1 控制方程 202.1.2 湍流模型 212.1.3 单频涡动方程 262.1.4 物理模型 312.1.5 边界条件设置 332.1.6 计算结果验证 332.2 密封间隙泄漏蒸汽的流动特性 342.2.1 泄漏蒸汽总体流动分布 342.2.2 泄漏蒸汽对叶片表面二次流分布的影响 342.2.3 泄漏蒸汽在动叶通道中的发展 352.3 密封间隙泄漏蒸汽对动叶表面流场的影响 372.3.1 各间隙下动叶前缘湍动能分布 372.3.2 各间隙下动叶吸力面静压分布 392.3.3 各间隙下动叶压力面静压分布 402.4 密封间隙泄漏流空间演化规律 422.4.1 叶顶密封内流场结构 422.4.2 叶顶密封腔室内涡核位置分析 452.4.3 转子偏心对叶顶密封内流场结构的影响 472.5 叶顶间隙区域泄漏流与主流掺混行为 482.5.1 动叶出口流场 482.5.2 动叶出口掺混行为 522.5.3 叶顶间隙区域泄漏损失 532.6 动叶通道中的损失分布 572.6.1 体熵增率沿叶片轴向分布特性 572.6.2 体熵增率在叶片端部的分布特性 582.6.3 区域损失对动叶通道总损失贡献率 602.6.4 损失对级功率和级效率的影响 602.7 本章小结 61参考文献 62第3章 汽轮机叶顶密封汽流激振力分析 643.1 叶栅内汽流激振力的理论分析 643.1.1 转子偏心时叶栅内汽流激振力计算 643.1.2 不同形式密封下叶栅内汽流激振力 693.2 叶顶密封汽流激振力的数值分析 743.2.1 转子偏心对叶顶密封横向汽流激振力的影响 753.2.2 边界涡量流分析方法简介 833.2.3 转子偏心对边界涡量流的影响 853.2.4 转子偏心对叶顶密封径向汽流激振力的影响 893.3 叶顶密封涡动诱导汽流激振力的脉动规律 913.3.1 围带面边界涡量流的非定常变化规律 913.3.2 叶顶密封横向汽流激振力的脉动规律 943.3.3 围带表面压力的非定常变化规律 953.3.4 叶顶密封径向汽流激振力的脉动规律 963.4 本章小结 98参考文献 99第4章 多频涡动下汽轮机转子的密封汽流激振力与动力特性 1004.1 多频涡动模型及动力特性系数求解 1004.1.1 多频涡动方程 1004.1.2 锥形多频涡动模型 1014.1.3 动力特性系数求解方法 1034.1.4 多频涡动及动力特性系数求解验证 1054.2 密封汽流激振力与相频特性 1064.2.1 多频涡动的密封汽流激振力 1064.2.2 力与位移的相频分析 1084.3 变负荷密封动力特性的频域分析 1114.3.1 变负荷密封动力特性系数 1114.3.2 变负荷有效阻尼分析 1144.4 运动特征参数对密封动力特性的影响 1154.4.1 压比对密封动力特性的影响 1154.4.2 偏置量对密封动力特性的影响 1184.4.3 涡动半径对密封动力特性的影响 1224.5 结构参数对密封动力特性的影响 1264.5.1 密封间隙对密封动力特性的影响 1264.5.2 密封齿厚对密封动力特性的影响 1314.5.3 密封齿长对密封动力特性的影响 1354.6 密封结构多因素影响的动力特性及优化 1404.6.1 四元二次正交试验多因素分析及优化 1404.6.2 优化密封的性能提升机理 1454.6.3 优化密封的动力特性 1474.7 耦合热载荷的密封动力特性 1484.7.1 热载荷密封齿变形计算 1484.7.2 齿变形的密封动力特性系数 1514.8 锥形涡动的密封动力特性 1544.8.1 锥形涡动动力特性系数 1544.8.2 锥形涡动有效阻尼分析 1574.9 本章小结 159参考文献 160第5章 密封汽流激振诱导的汽轮机转子运动特性 1625.1 运动微分方程及力学模型 1625.1.1 转子运动方程 1625.1.2 油膜力模型 1635.1.3 汽流激振力拟合模型 1645.1.4 运动方程求解 1675.2 密封汽流激振力下转子运动特性分析 1675.2.1 转子分岔特性 1675.2.2 转子频谱特性 1695.2.3 轴心映射特性 1705.3 密封结构影响的转子运动特性 1715.3.1 齿数对转子运动特性的影响 1715.3.2 凸台数对转子运动特性的影响 1745.3.3 齿长对转子运动特性的影响 1755.3.4 轴长对系统运动的影响 1775.3.5 质量偏心距对系统运动的影响 1805.3.6 轴承径向间隙对系统运动的影响 1835.4 转子运动的稳定性 1865.4.1 设计参数对转子稳定性的影响 1865.4.2 齿数对转子稳定性的影响 1875.4.3 凸台数对转子稳定性的影响 1885.4.4 齿长对转子稳定性的影响 1895.4.5 不同结构因素对转子-轴承系统稳定性的影响 1915.5 本章小结 193参考文献 194第6章 密封汽流激振对汽轮机转子-轴承-密封系统动力特性的影响 1956.1 物理模型及计算方法 1956.1.1 非线性密封汽流激振力模型 1956.1.2 转子-轴承-密封系统模型 1996.1.3 转子系统运动方程组求解 2006.2 密封汽流激振对系统运动特性的影响分析 2026.2.1 压比对运动特性的影响 2026.2.2 密封间隙对运动特性的影响 2056.2.3 密封齿厚对运动特性的影响 2076.2.4 非线性因素对运动特性的影响 2096.3 密封汽流激振对系统稳定性的影响分析 2116.3.1 压比对稳定性的影响 2116.3.2 密封间隙对稳定性的影响 2126.3.3 密封齿厚对稳定性的影响 2136.3.4 非线性因素对稳定性的影响 2146.4 本章小结 214参考文献 215第7章 密封汽流激振对汽轮机轴系振动特性及稳定性的影响 2177.1 物理模型及计算方法 2177.1.1 各向异性支承模型及计算方法 2177.1.2 转子模化分析及模型验证 2217.1.3 额定转速下振动特性分析 2237.2 密封汽流激振作用下轴系振动特性分析 2237.2.1 密封汽流激振动力特性系数耦合 2237.2.2 偏心距对转子振型的影响 2247.2.3 密封齿厚对转子振型的影响 2267.2.4 密封间隙对转子振型的影响 2287.3 密封汽流激振作用下轴系振动稳定性分析 2307.3.1 不同偏心距轴系稳定性分析 2317.3.2 不同密封齿厚轴系稳定性分析 2327.3.3 不同密封间隙轴系稳定性分析 2337.4 本章小结 234参考文献 235第8章 密封汽流激振作用下汽轮机裂纹与碰摩转子动力特性 2368.1 裂纹与碰摩转子数学模型 2368.1.1 密封汽流激振效应 2368.1.2 裂纹模型 2378.1.3 碰摩模型 2388.1.4 油膜力模型 2398.1.5 转子-轴承系统的数学模型 2408.1.6 转子临界转速验证 2418.2 密封汽流激振与裂纹耦合故障下转子的动力响应 2458.2.1 负荷对单裂纹转子动力响应的影响 2458.2.2 深度系数对单裂纹转子动力响应的影响 2508.2.3 深度系数对双裂纹转子动力响应的影响 2538.3 密封汽流激振与碰摩耦合故障下转子的动力响应 2578.3.1 负荷对耦合故障转子动力响应的影响 2578.3.2 碰摩间隙对耦合故障转子动力响应的影响 2608.3.3 碰摩位置个数对耦合故障转子动力响应的影响 2628.4 密封气动作用下故障转子的油膜力特性分析 2658.4.1 密封汽流激振下油膜力的变化 2658.4.2 密封汽流激振与裂纹耦合故障下油膜力的变化 2668.4.3 密封汽流激振与碰摩耦合故障下油膜力的变化 2688.5 本章小结 271参考文献 272
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第1章绪论 1.1 密封激振对汽轮机工作的影响 汽轮机作为一种体积庞大且运行参数较高的大型旋转机械，其结构与运行特性决定了必须在静子与转子之间保留一定的间隙。由于蒸汽在汽轮机中的降压膨胀做功过程受密封前后压差的影响，一部分蒸汽会从动部件和静部件之间的密封间隙中流过，且不进入叶片通道做功，从而产生密封漏汽损失[1]，该项损失约占机组内部损失的30%。当泄漏的蒸汽流过密封时，在密封内部呈环形分布，受转子的旋转携带作用，密封腔室内部的蒸汽产生周向流动，而蒸汽产生的热应力、载荷不均匀或者设计安装的误差均会使转子的位置发生偏移，导致动静间隙分布不均。当蒸汽以较高的速度流经周向不均匀的密封间隙时，蒸汽的周向运动和湍动促使密封内部压力分布不均甚至发生脉动，导致转子受力不平衡，最终扩大汽流激振的影响，引起转子失稳。截至2004年，国内外大型汽轮发电机组因轴系振动而停机的重大事故有158例，其中由汽流激振引起的事故占全部的17%，轴系振动事故率的统计如图1-1所示[2]。例如，某325MW机组在高负荷工况下发生汽流激振失稳，已采取多种措施处理了三年，但仍未能彻底解决；某种工业汽轮机在投运后发生汽流激振失稳，开缸处理无效；某电厂800MW机组和某电厂300MW汽轮机的汽流激振故障均历经多次处理才被消除。尤其是近年来，百万机组的蒸汽参数较高、转子直径较大，使得其对密封汽流激振更加敏感[3，4]，导致机组带负荷、升负荷困难，这已成为限制机组出力的主要因素。 随着能源格局的不断改变，以煤炭为主的火力发电必须以高效、清洁、安全的模式运行。因此，加快高参数大容量机组的研发、提高煤电发电效率，将是煤炭能源技术发展的主要方向。国家能源局在“十四五”电力规划工作启动会上指出，加速电力绿色转型升级的重点在于推动煤电清洁高效发展，提升机组参数是实现超超临界燃煤发电技术高效化的主要举措[3]。我国已在大容量、高参数超超临界发电技术方面开展研究并取得一定的成果，但机组转子、高温叶片、密封等关键部件的设计与运行特性仍是当前研究的难点，限制了超超临界发电技术的发展[4]。因此，发展超超临界发电技术仍面临诸多安全问题，其中高压通流部分的汽流激振诱导转子失稳问题尤为突出，汽流激振对汽轮机转子安全运行的影响成为发展超超临界发电技术需要解决的主要技术瓶颈之一。 当汽轮机转子偏心时，密封内蒸汽的不均匀分布会对转子产生较大的不平衡激振力，促使转子产生偏心的涡动，当激振力达到一定数量级，且密封系统内部阻尼无法抑制涡动时，转子发生失稳，严重情况下可能会导致事故停机[5]。这就是汽轮机内部的密封汽流激振，简称密封激振。密封激振对汽轮机来说是一个涉及安全运行的重大问题，严重制约汽轮机组的安全经济运行。随着汽轮机容量的增加、蒸汽参数的不断提升，密封激振力对转子偏心度的敏感性极大增强[6]。超超临界汽轮机具有超高的蒸汽参数和较大的转子直径，使得密封激振对转子的影响更加突出。因此，深入开展超超临界汽轮机密封激振下转子动力特性和稳定性的研究与辨识具有重要的意义。 微小的转子偏心距、密封结构、运行条件及蒸汽参数的改变均会诱发密封激振。从蒸汽流动的角度来看，蒸汽受密封前后的压差作用从密封腔体内部流过，根据密封的节流原理，蒸汽会在密封腔体内产生涡流，密封内部停留的蒸汽受转子表面的摩擦作用在周向上逐渐加速，最终以“螺旋流动”的状态流出密封。密封腔体内的涡流会引起压力在轴向上分布不均，转子的偏心和蒸汽的周向运动则会使压力在转子表面的周向上分布不均，类似一个气体动压轴承作用在转子上，在叶顶密封和隔板密封的共同作用下，最终在转子上产生密封汽流激振力。由蒸汽的流动过程可知，密封内的蒸汽主要受转子自转时表面的旋转携带作用和密封齿的节流作用。此外，当转子以涡动状态运动时，蒸汽还受转子的公转推动作用。受上述多重作用的影响，蒸汽在密封内部的流动成为一个十分复杂的非定常流动过程，具有较强的湍流特性。从密封内部蒸汽流动特征的本质出发，探究汽流激振的产生机理是研究超超临界机组密封激振对汽轮机转子稳定性影响的基础工作。 当汽轮机转子偏心时，蒸汽在密封内呈现周向不均分布，当不均匀压力增大时，密封激振作用被扩大，进而引起转子失稳。从汽流激振作用方式来看，一般研究认为汽流激振是蒸汽以压力的形式作用在转子上。汽轮机内部的高温高压蒸汽具有较强的可压缩性和黏性，同时受密封内部节流及摩擦等作用，蒸汽的状态变化和流动特性严重影响蒸汽作用在转子表面的压力，仅限于压力变化的定性分析，难以揭示汽流激振的影响程度[7]。将压力在转子周向上积分可得到汽流激振力，汽流激振力通常分为径向汽流激振力和横向汽流激振力。同样，受到蒸汽的真实属性影响和密封内部复杂的流动效应作用，汽流激振力呈现较强的非线性变化。通过常规的数值理论计算难以得到准确的汽流激振力变化规律，导致相关的汽流激振研究结果与实际相差较大，因此寻求一种切实有效的计算方法成为研究超超临界机组密封汽流激振力的重要前提。 密封激振对转子作用的结果是转子运动失稳，从转子动力学角度来看，转子失稳是一个短暂多变的过程。当密封激振以力的形式作用在转子上时，主要引起密封动力特性的变化，这与激振力及转子运动密切相关。密封系统的刚度和阻尼是展现密封激振对转子运动作用过程及运动趋势的指标。由于密封的环形特征和转子中心对称的特点，激振力的不平衡将对转子运动产生同方向和正交方向上的动力影响。用汽流激振力的时间历程变化或者数值大小的改变可以展现汽流激振的强弱，但无法以激振力为指标准确分析汽流激振对密封动力稳定性的影响规律。从系统频域角度出发，基于密封动力特性的变化，准确判断密封激振对密封动力稳定性的影响是揭示超超临界机组密封激振诱导转子失稳过程的有效途径。 密封激振诱发转子失稳的主要特征是转子发生剧烈振动甚至动静碰摩，其*直观的现象为转子运动特性的改变。然而转子运动失稳具有较强的非线性特征，同时密封汽流激振力也为非线性变化，导致该领域的相关研究存在一定的困难，缺乏理论和技术指导。此外，汽轮机转子系统是一个各向异性、多节点、多支承的复杂系统，每一级都对应叶顶和隔板密封。这也表明密封激振诱导转子轴系失稳是多载荷耦合作用的结果，与无汽流激振载荷时轴系振动响应存在较大差别。因此，从密封流场出发分析密封激振产生的机理，深入研究密封激振对转子运动失稳的作用过程，分析密封激振下转子动力特性及密封系统的稳定性，研究耦合密封激振作用对单盘转子运动及高压缸轴系的稳定性和响应，可为抑制汽流激振、机组安全运行监测提供理论基础，具有一定的理论指导和工程意义。 1.2 汽轮机转子动力特性研究现状 1.2.1 密封汽流激振力研究现状 汽流激振现象*次发现于涡轮实验，Thomas针对该现象提出了一个简单的分析模型[7]。与此同时，美国的Alford[8]提出了间隙激振力的计算公式，并指出了效率系数β的取值范围，该激振力称为Alford力。在理论研究方面，Muszynska[9]通过实验得到了Muszynska流体激振力模型。在Iwatsubo[10]考虑周向流动提出单控制体模型后，Childs和Scharrer[11]又考虑了圆周方向面积变化的情况，对模型进行了修正和完善，但是该模型始终存在与实验结果偏差较大的问题。随后，Wyssmann等[12]提出了双控制体模型，该模型经过Scharrer[13]修改完善后得到广泛应用。随着旋转机械蒸汽参数的提升，汽流激振问题越发严重。为了进一步分析转子-密封系统的非线性行为，一种基于计算流体动力学(computational fluid dynamics，CFD)软件的数值计算方法被提出[14]。Hirano等[15]为了证明该方法的计算精度，对汽轮机的隔板密封汽流激振力进行了数值模拟，将所得的结果与采用整体流动模型的DYNLAB程序的计算结果进行了对比。Li和Chen[16]利用CFD技术对气体流场进行模拟，得到了适用于Muszynska模型的经验参数。柴山等[17]以流体动力学中的动量定理为基础，推导出适用于汽轮机不同叶片类型的间隙激振力的计算公式。陈佐一和吴晓峰[18]利用振荡流体力学方法对流场进行计算，不仅得到了作用在叶片上的汽流激振力，还证明了该方法的有效性。孙丹等[19]基于实际气体参数，理论分析了迷宫密封的计算公式和流量控制方程，并对不同气体介质影响迷宫密封静动态特性展开研究，揭示了实际气体参数对迷宫密封静动态特性影响的机理。曹丽华等[20]针对汽轮机转子偏心导致的汽流激振问题，对转子的动力特性及汽流激振机理进行了研究。晏鑫等[21]和顾乾磊等[22]发现转子稳定性下降与进口预旋和转速相关，在低转速时不施加进口预旋或施加较小正预旋可提高系统稳定性。对于密封动力特性系数的计算，邓敏强和傅行军[23]利用径向基函数神经网络(radial basis function neural network，RBFNN)，提出了蒸汽密封动态特性系数的计算模型，以某660MW超超临界机组的高压轴封为研究对象，建立了轴封动态特性系数的RBFNN计算模型。曹丽华等[24]通过正交试验分析了多因素下汽流激振对转子动力特性的影响，得到了影响动力特性系数的显著因素。随后，司和勇等[25]又研究了密封结构对汽轮机转子动力特性的影响。郭勇和袁永强[26]通过对汽流激振力模型的研究提出了振动的治理思路。王佳蓉等[27]建立了微型喷嘴的迷宫密封的数值分析模型，结合微元理论，对比分析了喷嘴布置方式对密封动力特性的影响，以及喷嘴偏转角度和周向布置数目对系统稳定性的影响。代欣波等[28]采用有限元分析(finite element analysis，FEA)和CFD相结合的方法对直通型迷宫密封齿尖磨损引起的封严性能退化规律进行了研究，分析了齿尖磨损对迷宫密封泄漏量和流场结构的影响机制。王天昊等[29]基于Sobol敏感性分析方法和Bulk-Flow模型发展了迷宫密封泄漏和转子动力特性全局敏感性分析方法，并在非临界和临界工况下开展了密封性能参数对径向间隙不确定性的全局敏感性分析。 国内外学者针对密封间隙内的汽流激振现象进行了大量的实验和数值模拟研究。由于实验周期长、成本高及测量精度较差等，大部分研究采用理论计算和数值模拟。从早期的单控制体、双控制体、多控制体等模型的研究，到Muszynska非线性密封力模型的研究，学者可以求得密封汽流激振力，但是该类模型在应用时均基于不可压流体或忽略黏性剪切等假设，导致计算精度并不能反映实际情况，使得汽流激振力的计算或研究结果的应用较为困难。数值模拟方法随着计算流体动力学的发展可以在更大程度上提高密封汽流激振力的计算精度，但*要前提是必须建立合理的物理模型，应用合适的边界条件、湍流模型及求解格式等，这是目前相关研究难以得到完全符合真实情况汽流激振力的主要原因。尤其在密封-转子运动模型方面，大部分学者的研究是建立在静偏心模型基础上的分析，采用稳态求解器计算转子静偏心受力，或通过相对坐标系来实现转子涡动，即转子和静子向两个相反方向旋转。该类模型只能展现出转子在某一位置时的受力和流场特性，忽略了转子涡动对流场变化的影响，与实际的转子涡动存在一定的偏差，使得对间隙密封泄漏特性及密封汽流激振力的研究不完善，缺乏实际的理论指导意义。 1.2.2 转子密封动力特性研究现状 密封汽流激振对转子动力特性的影响较为复杂，单纯依靠汽流激振力的变化难以准确判断密封系统对转子动力稳定性的作用。同时，转子动力系统的分析涉及机械振动基础理论，因此在分析密封汽流激振对转子动力稳定性影响的研究中，学者根据密封动力特性指标，基于转子主动运动的假设，从密封汽流激振力与转子运动的关系出发，倒推出密封动力特性的变化，进而判断密封汽流激振对转子动力系统的影响。 密封汽流激振主要凸显在高参数、高转速、大尺寸的旋转机械中，同时实验研究密封动力特性需要建立整周的实验模型，因此实验周期长、投资高、危险性大
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