反应堆冷却剂泵轴系振动分析

蔡 龙



反应堆冷却剂泵轴系振动分析

蔡 龙1,2

（1. 黑龙江省核主泵工程技术研究中心，哈尔滨 150066；2. 哈尔滨电气动力装备有限公司，哈尔滨150040）

本文通过300MW核电站用轴封式反应堆冷却剂泵（简称“核主泵”）的结构特点、运行条件，通过转子部件的动平衡及测点处的跳动分析，用频谱分析等测量方法，以及结合建立转子系统力学理论物理模型，通过转子动力学分析方法研究轴振动产生的主因，分析对核主泵的运行影响。

轴封式；反应堆冷却剂泵（简称“核主泵”）；轴系；振动频谱；动平衡；转子动力学

0 前言

反应堆冷却剂泵（通称“核主泵”），是压水堆核电站中核岛一回路系统中最关键的主设备之一，该设备属于高温、高压、受核辐照的压力边界的核安全1级、抗震Ⅰ类、质保Q1级设备，对可靠性要求极高[1-12]。

本文涉及到三台核主泵泵轴的振动测量和结果，结合理论分析，研究振动产生原因、解决措施和分析可运行能力。三台核主泵完成全流量试验，其中：A号核主泵试验总时间为302h。C号核主泵共经历起停机43次，共完成5次热循环试验，试验时间依次是75h、140h、12h、28h、45h，总的起停机次数为25次。

1 结构介绍

核主泵为四轴承结构[1,6,7,12]（如图1所示），与主泵电机采用挠性鼓形齿联轴器连接，核主泵与电机之间相对独立，可以单独分析。

泵轴上、下部位各有一个油润滑导轴承和水导轴承。油导轴承采用油作为润滑剂，设计成6个均匀分布的分瓣固定瓦结构，水导轴承为石墨圆柱形水润滑轴承。

图1 核主泵结构及转子布置图

2 轴振动分析

核主泵试验期间采用美国IOtech公司生产的ZONICBOOK/618E 动态信号分析系统，进行信号分析、模态分析、加速度、速度、位移、转速等信号的采集。

图2 振动采集布置

VT803-1：X方向轴振动p-p（p-p=(21/2~2) xmax）

VT803-2：Y方向轴振动p-p（p-p=(21/2~2) xmax）

V803-1：X和Y振动合成值max[13]

图3 轴运动轨迹-位移定义

下半轴联轴器大法兰外圆处（测轴振位置）相互90°的相对位置安装两个振动的测量探头，探头通过前置放大器输出电压。测量前置放大器输出的电压信号转换成4~20mA电流信号传输进DCS的输入端记录数据。

图4 探头布置

核主泵在全流量试验期间，通过上述方法进行测量泵轴振动，测量数据见表1。

表1 试验数据表

3 转子动力学分析

通过DyRoBeS软件对转子系统进行模态和瞬态理论分析，研究转子的运转特性。

在转子四阶模态振图5中一阶模态为典型的锥形刚体模态，二阶和四阶模态为典型的弯曲模态。由于有轴承阻尼的存在，在升速过程中转速在268r/min时并不会产生明显的振动，这在后面的伯德图上也能得到印证。当转速为2302r/min时，也就是产生一个弯曲模态所对应的二阶振型临界转速。

图5 模态振型图

油导轴承采用分瓣固定瓦结构，轴承的内压力分布和油膜厚度曲线如图6所示。

水导轴承采用圆柱形石墨轴承，轴承间隙较大，冷态下直径间隙为0.5mm ~0.6mm，轴承的内压力分布和油膜厚度曲线如图7所示。

在伯德图（Bode Plot）图8中看出各截面上x方向和y方向的振幅和相位随转速变化基本相同，在升速过程中并没有出现明显的波峰。

显然，泵机组在额定转速下轴系并不会发生共振。

转子在工作转速1490r/min下油导轴承处、水导轴承处和测振位置的理论轴心轨迹如图9所示，计算得知，水导轴承处的轴心轨迹偏大，最大值达到了约210mm，测点处最大值达到约80mm。

图8 油导轴承、水导轴承截面的伯德图

通过如图10和11所示的频谱图和瀑布图可知，水导轴承处和测振位置的半倍频（1/2X）振幅明显大于工作频率振幅（1X），对应的瀑布图上也可以看出。

图10 水导轴承截面频谱、瀑布图

4 核主泵真机运转时轴振分析

图12中所示选频及通频中，频率（f）是物体每秒钟内振动的循环次数（Hz），周期（T）是物体完成一个振动过程所需要的时间（s），频率与周期关系为f＝1/。

图12 选频及通频

通频振动是原始的、未经变换分解处理的，由各频率振动分量相互迭加后的总振动[14]。振动幅值通过公式（1）求得。

S=1+2+……S（选频迭加通用公式）……（1）

=1cos(1+1)+2cos(2+2)+…Kcos(ωt+φ)

式中：k——通频；

——振幅；

——角速度；

——初始相位。

（1）A号核主泵

通过测量的轴轨迹分析（如图13所示），工作频率（25Hz）处一直保持大小近54mm的振幅，在转子动平衡时测振处的摆度和不平衡相位方向为同一方向。在半倍频（12.5Hz）处振幅波动约15mm~49mm。通频的轴振动主要由半倍频和工作频率有关。

图13 A轴振轨迹图

（2）B号核主泵

通过测量的轴轨迹分析（如图14所示），工作频率（25Hz）处一直保持大小近7mm的振幅，在转子动平衡时测振处的摆度和不平衡相位方向为相反方向。在半倍频（12.5Hz）处振幅波动较大约43mm~65mm。通频的轴振动主要由半倍频和工作频率有关。

图14 B轴振轨迹图

（3）C号核主泵

通过测量的轴轨迹分析（如图15所示），工作频率（25Hz）处一直保持大小近8mm的振幅，在转子动平衡时测振处的摆度和不平衡相位方向为相反方向。在半倍频（12.5Hz）处振幅波动较大约32mm~60mm。通频的轴振动由半倍频、工作频率以及多倍频共同作用有关。

图15 C轴振轨迹图

在通频的轨迹上（如图16所示）有L字形状轨迹，同时在频谱图上也可以发现多倍频（二倍频、三倍频……）处有明显的振动。

图16 C轴振轨迹图

通过测点表面质量引起故障分析，发现由于机械偏差（测点圆周处有多处不同程度的钢印标记）引起影响振动测量。

为了验证测点表面印记对振动的影响，对下半轴联轴器外圆测点区域通过滚压的方式进行修理。重新安装进行核主泵运转，此时振动测量值明显下降，从105mm降到72mm。

通过上述三台核主泵的振动分析，在核主泵半倍频（1/2X）是引起振动波动的主要因素，在工作频率上的振动幅值，主要由于转子动平衡时质量偏心，以及转子测点处几何公差相互作用引起的。

5 结论

通过转子动力学分析的模态分析，可排除临界转速引起的振动影响。由于下导轴承的结构特性，易产生半速涡动导致转子产生较大的振动，也是该核主泵结构的固有特性。在工作频率上振动幅值，主要是由于转子动平衡时质量偏心引起约30mm的振动振幅和测点处几何偏差引起的约20mm的振动幅值，通过公式（1）获得。对于A、B和C三台核主泵来说，如果排除机械偏差引起对振动影响，该类型主泵轴振动水平差不多，振动值范围[15]为约max: 60~110mm或p-p: 100~220mm。

为了反映核主泵真实的振动水平，精确降低实际泵转子引起振动对核主泵的运行影响，采取了如下措施。

（1）提高转子各部件连接时的同轴度质量；

（2）提高转子部件整体动平衡水平；

（3）通过转子动平衡质量偏心相位和转子部件摆度相位方向调整，减少机械尺寸偏差引起的振动水平的因素；

（4）泵轴测点处表面质量提高，避免几何形状和表面质量引起的振动测量误差；

（5）提高转子轴承配合处与水导轴承安装精度，降低偏心引起的振动影响。

通过上述5种处理措施，经过部件的精心加工制造、安装，降低了泵轴振动（如图17所示）。

图17 振动优化

核主泵的振动对整个机组的安全运行的影响非常重要，其产生的原因复杂[11]，对测量的方法要求和仪器的要求也相当高，这就要求在今后的设计和生产工作中进一步提高和改进来尽量降低其振动值，而达到更高的要求。可以通过零件的精度、装配质量、动平衡水平、不平衡相位与叶轮安装位置关系等关键技术的解决，逐项做到最优的效果。

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The Shaft Vibration Analysis of Reactor Coolant Pump

CAI Long1,2

(1. Engineering Research Center of RCP Heilongjiang Province, Harbin 150066, China; 2. Harbin Electric Power Equipment Company Limited, Harbin 150040, China)

This paper analyzes the influences of shaft vibration on the operation of shaft seal type reactor coolant pump (RCP) based on the structure characteristic and operation condition of 300MW nuclear power plant, through the balancing test of rotor parts and run out analysis of measurement point, by the measurement method of FFT analysis, and with the establishment of rotor system mechanic theoretic model. And the main reason for the shaft vibration is studied through the rotor mechanics.

type of shaft sealing; reactor coolant pump(RCP); shafting; vibration spectrum; dynamic balance; rotor dynamics

TM306

A

1000-3983(2017)04-0042-06

2017-02-23

蔡龙（1975-），1999年6月毕业于中国农业大学流体机械及流体工程专业，获得学士学位，2007年5月获甘肃工业大学动力工程专业硕士学位，从事核电用泵的设计研究，现任哈尔滨电气动力装备有限公司副总设计师。