JP2010506113A - 目標角度制御式クラッチ連結方法 - Google Patents

Abstract

本発明は、クラッチによって流体機械の駆動軸を出力軸と連結させるための方法に関する。連結開始信号が投入される前に、流体機械は出力軸を基準に亜同期回転数に増速されかつこの保持回転数で保持される。
【選択図】図１１

Description

本発明は、クラッチによって流体機械の駆動軸を出力軸と連結させるための方法に関する。

複合サイクル火力発電所（ＧｕＤ発電所）ではガスタービンと蒸気タービンが駆動方式として利用可能である。ガスタービンと蒸気タービンが流体機械である。その短い始動時間によってＧｕＤ発電所は短時間のうちに大量のエネルギーを提供できる。ガスタービンと蒸気タービンとの複合体は、さまざまな一次エネルギー担体とタービン・発電機投入（ターボ投入）全体の運転特性とに関する高い柔軟性において良好な効率で電気エネルギーを発生する。

効率を高めるためにガスサイクルと蒸気サイクルが１つの系内で結合されている。ガスタービンの高温排ガスによって排熱回収ボイラ内で水蒸気が発生され、この水蒸気が蒸気タービン（３圧力プロセス）内で機械的トルクを提供する。この複合体は電気エネルギー発生時に効率を約３６％から例えば５７（％）に高める。このような設備が図１（蒸気タービンと同期発電機との間にＳＳＳクラッチを備えた一軸形ＧｕＤ設備の原理図）に例示してある。この例示的ＧｕＤ一軸形設備はガスタービン１と発電機２と励磁機３とクラッチ４と蒸気タービン５とを有する。

図１で例示的に検討した一軸形設備では、単に１つの発電機を備えたガスタービンおよび蒸気タービンが共通の軸系上にある。第２発電機とそれに付属する構成要素が省かれていることによって、投資費の約１０％を節約することができる。

ガスタービンの諸利点を最大限利用できるようにするために、蒸気タービンはまず軸系から分離される。運転温度において蒸気タービンは殆ど発電機の負荷状態にかかわりなくクラッチを介して、例えばセルフシンクロナスシフティングクラッチ（ＳＳＳシフティングクラッチ）を介して連結させることができる。

ガスタービン発電機系は同期回転数を有する。蒸気タービンがこの回転数を上まわると、蒸気タービンはねじを介して自動的に連結され、引き続き発電機に出力を伝達できる。ターボ投入の総出力は約３分の２がガスタービン、３分の１が蒸気タービンに分配される。

定常連結中の出力運転のとき、機械が５０Ｈｚで作動されるのか６０Ｈｚで作動されるのかにかかわりなく、部分軸系の相対角度位置に対する被測定軸および軸受振動の依存性が生じる。特定角度位置のとき軸受振動および軸振動の許容限界値を上まわることになる。

クラッチ前後の曲げ振動と付属する連結角度との測定は、好ましい位置と不都合な位置とを識別する基礎として利用することができる。

ガスタービンの回転数／出力調節器も、蒸気タービンの回転数／開度調節器も、ＰＩ構造を有する。図２（ガスタービンおよび蒸気タービン調節器の基本構造）に認めることができるように、中央最小値選択６を介して他の調節器７が係合される。図２では出力目標値８、開度目標値９、出力実際値１０、開度実際値１１、回転数目標値１２および回転数実際値１３が基本構造に供給され、信号１２、１３が不感帯１４に供給される。基本構造が弁位置実際値１５を発生し、静力学ｋ１、周波数変化影響ｋ２および出力目標値変化影響ｋ３が考慮される。

一軸形設備の例示的制御の概要が図３（ＧｕＤ一軸形設備の概要）に示してある。ガスタービンの定格運転時の連結過程は蒸気タービンの回転数調節器によってのみ判定される。従って、実施されたシミュレーションは残りの調節器量に殆ど左右されないので、ここでは主として蒸気タービン回転数調節器について述べる。

回転数／開度調節器の役目は、排熱回収ボイラによって発生されて蒸気タービンに流入する蒸気量を、設定された回転数および開度目標値に相応して制御することである。これは、以下の運転事例についてターボ投入の回転数および出力を調節する２量調節器である：
・蒸気タービンの始動
・ガスタービンの軸系との連結
・タービンの負荷
・負荷遮断と独立運転
・タービンの停止。

個々の開度目標値の出力信号は開度目標値形成部において互いに結合され、付属する位置制御部を駆動する。各位置制御部はサーボ弁を介して電気油圧駆動部（ＥＨＡ）を位置決めし、この駆動部自体は付属する調節弁を操作する。

さらに、調節弁もしくは調節フラップ（新鮮蒸気、捕捉蒸気、供給蒸気）ごとに駆動装置個別制御部が設けられており、この駆動装置個別制御部を介して個々の調節弁もしくは調節フラップの制限を行うことができる。

一次周波数影響とカットオフ周波数影響とを有するガスタービンの回転数／出力調節器が細部にわたってモデル化されたのに対して、ガスタービンは簡略して模擬された（図４参照；ガスタービンＶ９４．２Ａ）。蒸気タービンのモデル化のとき回転数／開度調節器（図５；蒸気タービンの回転数開度調節器）も蒸気タービン自体（図６；ＧｕＤ蒸気タービン）もごく正確に模擬された。

回転数調節器運転のとき蒸気タービンは定格回転数（ガスタービン軸系の等価実際回転数）まで駆動される。蒸気タービン回転数がガスタービン回転数を上まわったなら、両方の軸系の自動連結が起きる。制御構造は同様に回転数調節器運転から開度調節器運転に自動的に切り換わる。

始動時の回転数目標値が図７（蒸気タービン増速時の回転数過渡状態）に示してある。数百ｒｐｍの定常起動運転から出発して蒸気タービンは０．１６７Ｈｚ／ｓの過渡状態で加速される。実際値が特定の弱亜同期周波数に達したなら、一層なだらかな０．０５Ｈｚ／ｓの過渡状態が連結のための目標値として設定される。この切換の標準値は（５０Ｈｚ発電所も６０Ｈｚ発電所も）ｆ_sync−０．５Ｈｚである。

両方の部分軸系の相対回転数から、連結状態の継続処理用に信号ＫＵＰＥ（Kupplung Ein：クラッチオン）が生成される。図７は、ガスタービンもしくは出力軸の定格回転数１６を基準にこの信号の−０．０８３Ｈｚ〜＋０．３３Ｈｚもしくは−５ｒｐｍ〜＋２０ｒｐｍの窓を示す。

運転時の諸経験が示したように、窓が狭くなると信号ＫＵＰＥは測定不正確さのゆえに安定したままとはならない。クラッチの欠陥によって連結されないとき、窓の上限は回転数のさらなる上昇を妨げる。蒸気タービンが同期回転数に達する前に、以下のすべての演算に有効な信号ＫＵＰＥが既に投入されることは明らかである。しかし既に触れたように、連結過程は発電機同期回転数を上まわってはじめて始まる。

図８（ＳＳＳシフティングクラッチの原理）がクラッチの原理を示す。切換スリーブＣは同期回転数に達するまで蒸気タービンの回転数で回転し、同期回転数に達すると発電機軸Ｆの切換部の爪Ａによってしっかり保持される。同期回転数を越えるとこれはねじによって蒸気タービンの方向にスリーブの軸線方向移動を生じる。短時間後に歯Ｂの係合が起き、これらの歯を介して駆動トルクの伝達が起きる。例示したＳＳＳ切換スリーブはさらに急動ねじＤ、駆動側Ｅ（蒸気タービン）および爪歯Ｇを有する。それに加えて図８の右側に３つの小さな図が示してある。上側の図は解除状態を示し、中央の図は連結運動を示し、下側の図は連結状態を示す。

実際の制御方式を使ったシミュレーションが図９（先行技術の制御構想による連結過程）に示してある。信号ＫＵＰＥは連結過程開始や歯係合よりもかなり前に到来する。その結果、なお解除中の蒸気タービンが回転数制御下で運転中であるにもかかわらず、蒸気タービンの回転数調節器成分はその実際の値において直ちにしっかり保持され、同時に開度調節器成分が付け加えられる。

開度調節器成分は毎分１０％というごく平坦な過渡状態に従い、この過渡状態は回転数調節器の影響と比較して後続の連結過程に対し小さな影響を有するだけである。図１０（修正信号ＫＵＰＥでの連結過程）は信号ＫＵＰＥの変化後のこの過程を示す。両方の部分軸系の回転数が等しくなってはじめて、ここでＫＵＰＥが投入される。明らかに、この変化が連結に決定的に影響することはない。

例えばＧｕＤ一軸系設備では、回転する２つの部分軸系が同期回転数において互いに任意に連結される。そのことから異なる高い軸振動および軸受振動が生じ、場合によって設けられている振動警報値を上まわることがある。振動警報によりコストのかかる再バランシング作業を必要とすることがあり、ＧｕＤ設備の納入業者に対する経営者の賠償要求さえ生じることがある。

公知の再バランシング作業によって軸系全体の良好な振動挙動が達成されるであろう。しかしながら連結はこれまで未制御に、偶然原理に従って行なわれてきた。

そこで本発明の課題は、常に最小の振動値で連結され、軸系全体がバランシング可能であり、バランス状態に留まることを確保する冒頭に指摘した種類の方法を提供することである。

本発明によればこの課題は請求項１の特徴を有する方法によって解決される。その他の有利な諸構成は従属請求項に開示されている。

全体として、蒸気タービンを連結するための一般的な測定兼制御方式が本発明に係る方法によって提供され、この方式によりすべての補償過程の終了後に極く僅かな軸振動および軸受振動が得られる。

同時に、適切なプログラマブルコントローラのための理論的、制御技術的基礎が本発明で提供される。このプログラマブルコントローラは、連結前の部分軸系の振動挙動と同期信号とから、曲げ振動が極力最小の値となる所期の好ましい連結位置を確定する。
最適な連結角度の厳密な判定も好ましい位置での正確な連結も保証して、未制御で偶然な連結を行わないために、蒸気タービンの制御を相応に修正できるとの認識が本発明の根底にある。

蒸気タービンと同期発電機との間にＳＳＳクラッチを備えた一軸形ＧｕＤ設備の原理図である。 ガスタービン及び蒸気タービン調節器の基本構造を示す図である。 ＧｕＤ一軸形設備の概要を示す図である。 簡略して模擬されたガスタービン（Ｖ９４．２Ａ）の概要を示す図である。 蒸気タービンの回転数開度調節器を示す図である。 ＧｕＤ蒸気タービンを示す図である。 蒸気タービン増速時の回転数過渡状態を示す図である。 ＳＳＳシフティングクラッチの原理を示す図である。 先行技術の制御構想による連結過程を示す図である。 修正信号ＫＵＰＥでの連結過程を示す図である。 本発明に係り、目標角度制御式増速および連結時の回転数過渡状態を示す図である。 目標角度での連結過程のシミュレーション結果を示す図である。 図１２とは異なるシミュレーション結果を示す図である。 図１２とは異なるシミュレーション結果を示す図である。 ラバル回転子の部分軸系の基本モデルを示す図である。 第１実験設備における連結過程の軸振動の測定を示す図である。 軸中心点と重心が円軌道上を同期角速度ωで移動する図である。 左側に亜臨界を右側に超臨界を示し、両方の部分軸系が同じ回転方向にあることを示す図である。 両方の空間方向で分離された軸変位を示す図である。 臨界角周波数の間でのＳおよびＷの可能な推移を示す図である。 実験設備１の測定データを示す図である。 実験設備２の測定データを示す図である。 実験設備３の測定データを示す図である。 測定個所を表示するための規定を示す図である。 好ましい連結角度における正相ベクトルの位相角を示す図である。

発電機とネットワークとを含む一軸系設備の本発明で使用されるモデルは、クラッチの捩れ挙動をも考慮するＮＥＴＯＭＡＣ（登録商標）において作成された。

先行技術ではまずなによりも連結状態におけるクラッチの挙動（出力運転）が調べられた。本来の連結過程をシミュレートするために、既存のモデルが「回転数増速」モジュールだけ拡張された。

図９と図１０との間に著しい変化は認められないのではあるが、回転数調節器運転と開度調節器運転との明確な分離を保証するために好ましくは回転数差−５ｒｐｍから０ｒｐｍへと信号ＫＵＰＥがずらされる。測定不正確さによる誤りを防止するために信号ＫＵＰＡ（Kupplung Aus：クラッチオフ）は、好ましくは差−５ｒｐｍを下まわってはじめて再び投入される。

連結前の回転数調節器の過渡状態０．０５Ｈｚ／ｓは、元々発電機同期化時の諸経験から導き出されたものである。

一層滑らかな連結を保証するために有利には前記値がさらに最適化される。その際好ましくは、歯係合時の許容外の衝撃を避けるために一層平坦な過渡状態が設けられている。

好ましい連結角度を判定するためにも、目標角度に制御された連結のためにも、好ましくは既に上で触れたように実際の制御コンセプトが修正されるようになっている。

上で述べたように蒸気タービンは最低運転温度に到達後、固定した過渡状態での暖機回転数から、同期回転数を越えて自律的な連結まで増速される。

先行技術では切換スリーブの端止め時の目標角度φ_Kもしくは連結角度φ_Kはまったくの偶然である。

所定の角度に達するために蒸気タービンは、有利には弱亜同期回転数（同期回転数の少し手前）（保持回転数）に増速され、そこで保持される。回転数の目標値は図１１（目標角度制御式増速および連結時の回転数過渡状態）に従って設定することができる。有利には保持回転数１７が導入される。好ましくは、約−０．１６７Ｈｚに相当する−１０ｒｐｍにおいて保持回転数１７を導入するのが有利である。

この回転数は、目標角度（相対捩れ角度φ_K、連結角度φ_K）に依存した開始角度が駆動部と出力部との間で到達されるまで保持される。捩れ角度φ_Kが設定された開始角度に等しくなると、信号ＫＳＴＡＲＴ（Kuppeln Starten：連結開始）が投入される。この時点以降に任意の回転数過渡状態で連結される（好ましくは０．０５Ｈｚ／ｓ）。

なお指摘しておくなら、図１１には信号ＫＵＰＥの推奨変化が示してある。後続のすべてのシミュレーションもこの変化に服する。

目標角度φ_Kが既知である場合、好ましくは、開始時点から連結過程終了までに上まわらねばならない角度Δφも確定することができる。

この角度Δφの計算は、すべての動的影響を含む個々の設備の高精度モデルを必要とす
るであろう。これは実用的でない。好ましい可能性はガスタービンの負荷運転時にこの角度Δφを測定することにある。可能なすべての目標角度φ_Kについて同じである一定した
Δφが各ＧｕＤ設備について（設備固有）存在すると前提することができる。さまざまな
目標角度における連結過程のシミュレーションがそのことを裏付けた。

図１２、図１３および図１４（目標角度での連結過程）は目標角度（相対捩れ角度φ_K）０°（図１２）、９０°（図１３）および１８０°（図１４）についてのシミュレーション結果を示す。使用されたクラッチモデルではΔφが約１４５°となる。従って開始角度φ₀は次式で計算される：
φ₀＝φ_K−Δφ。
３つの事例のすべてにおいて設定目標角度φ_Kが得られる。このモデルにおいて考慮される捩れ挙動は、明らかに、連結角度もしくは目標角度（相対捩れ角度）φ_Kに決定的には依存していない。

図１１の回転数の目標値推移は、付加的に、最適連結角度（相対捩れ角度φ_K）の決定に使用することができる。

信号ＫＳＴＡＲＴの遮断によって蒸気タービンは発電機を基準に−１０ｒｐｍの保持回転数に留まる。その場合、両方の部分軸系のこの定常解除状態において軸振動が測定され比較され、こうして最適目標角度が決定される。

既存設備に連結チャートが存在し、こうして好ましい連結角度が識別されている場合、この連結角度は目標角度φ_Kとして設定することができる。その場合、好ましい角度を判定する必要はもはやない。

検討された諸問題の理解を深めるために、軸の曲げ振動挙動について幾つかの基本的検討が加えられる。このため、その挙動が基本的諸過程を記述するラバル回転子の基本モデルが各部分軸系についての代用として紹介される。

以下で使用される基礎はガッシュ、「ロトールディナミーク」（R. Gasch, Rotordynamik, Springer Verlag, Berlin, 1975）に由来しており、そこに詳しく導き出されている。所定の測定データを後に直接代入できるようにするために好ましくは、式は測定系ＡＤＲＥに合わせて僅かに変更されている。

軸系の最も単純なモデルとして考慮に値するのは、図１５（ラバル回転子の部分軸系の基本モデル）に例示したようなラバル回転子である。これは、２つの剛性軸受内の無質量軸の一部として軸貫通点Ｗから距離εだけずれた重心Ｓを有する質量を伴うディスクである。このようなラバル回転子はそれぞれ蒸気タービン（ＤＴ）と、ガスタービンおよび発電機（ＧＥ）を代表している。

数学的観点から有利であると考えられるのは、複素空間ベクトルとしてのＳおよびＷの位置についての表現である。実部はＺ座標に一致し、虚部はＹ座標に一致する：

この表現は、有利な連結角度φ_K（目標角度、相対捩れ角度）の判定用に使用される複素計算方法を使用できるという決定的利点を提供する。

減衰、重量および軸受剛性を無視すると軸貫通点について以下の運動方程式が得られる：

ω₀は軸の質量とばね剛性とから生じる臨界角周波数、εはＳとＷとの間の距離である。

これは線形微分方程式（Ｄｇｌ．）であるので、解は初期条件（例えば連結時の衝撃）に依存した同次部と軸の駆動によって強いられる特殊部とから成る。両方の解が重なり合い、それらは個別に考察することができる。減衰を考慮するとＤｇｌ．の同次解は短時間後に消滅する。図１６（連結過程時の軸振動の測定。実験設備１）は第１実験設備における連結過程の軸振動の測定を示す。ここでは連結時の振動の大きなピークを明確に認めることができ、このピークはごく迅速に消滅する。その後、振動振幅は定常値に達する。運動方程式の同次解はピーク値を決定し、これ以上は考慮されるべきでない。というのも、ここでは定常軸振動のみが検討されるからである。

それに対して特殊解は定常運転時のＳおよびＷの位置、従って補償過程終了後の軸振動の振幅をそれぞれ提供する：

軸中心点と重心は円軌道（図１７参照；軸中心点と重心が円軌道上を移動し、両方の部分軸系が同じ回転方向を有し、ωがω₀よりも小さい。）上を、回転中心Ｍの周りでの軸回転方向に、同期角速度ωで移動する。Ｍ点とＷ点とＳ点は１直線上にある。

上で行った仮定のもとでは、軸の質量とばね剛性とにそれぞれ依存して臨界角周波数ω₀があり、そこでは軸振動が無限大に大きくなる。この角周波数以下‐亜臨界運転‐では、重心が軸貫通点の外側にある。重心は臨界回転数を通過するとき位相ジャンプを行い、回転数が大きくなると‐超臨界運転時‐移動して中心に接近する。この過程は、軸振動の振幅が小さくなるので、軸の自律調心とも称される。

つまり図１７から明らかとなるように、両方の軸重心の空間ベクトルの間の角度がちょうど１８０°であるとき、２つの部分軸系は互いに連結されるべきであろう。その場合、重心はそれぞれ相反する側にあり、作用の点で少なくとも部分的に相殺し合う。その場合、連結された系の新たな重心は軸貫通点に一層接近する。

両方の軸系が超臨界回転数で作動されるとき、両方の重心は内側にある。つまりここでも空間ベクトル間の角度は１８０°に等しくなければならない。それに対して１つの軸が亜臨界で作動し、１つの軸が超臨界で作動するとき、角度は０°でなければならないであろう。というのもその場合、図１８（左側が亜臨界、右側が超臨界。両方の部分軸系が同じ回転方向。）に認めることができるように重心が対向しているからである。

軸はなかんずく自律調心効果のゆえに超臨界で作動されるのが好ましい。これは、好ましい連結角度φ_K（目標角度、相対捩れ角度）を見い出す際の簡素化を意味する。

減衰が検討される場合、臨界角周波数のとき軸振動は有限値に、但し引き続き許容外の値に限定される。ω₀を通過するとき重心は外から内へと直接に急変するのでなく、減衰係数に依存して多かれ少なかれゆっくりと内方に変わる。どの軸も定常的に臨界角周波数の近傍で運転されるのでなく、Ｓの前記移行がその近傍でのみ起きるので、上記判断は成立したままである。

殆どの場合、軸受の剛性も一緒に考慮することができ、これにより、事情によっては臨界角周波数が著しく低下する。ここではなかんずく両方の空間方向を基準にばね定数の異方性が重要である。ω₀はばね定数と質量とに依存している。すなわち、定数の値が異なるとき、一般に水平方向と垂直方向で顕著に、２つの臨界角周波数ω_z、ω_yが生じる。こうして、軸を駆動することのできるもう１つの中間臨界範囲が存在する。図１９（両方の空間方向で分離された軸変位）は角周波数ごとに異なる強さの軸変位を空間方向別に分離して示す。軸ω上に亜臨界範囲１８、中間臨界範囲１９、超臨界範囲２０が示してある。

一般に、ターボ投入において使用される軸受が垂直方向よりも水平方向で一層柔らかいと前提することができる。それゆえにここでは、角周波数軸上で水平方向ｙ臨界が常にｚ臨界の前にくると前提される。両方の値は剛性軸受の場合の臨界角周波数よりも小さい。

軸受装置の異方性に基づいて軸中心点は、軌道と称される楕円軌道上を移動する。この軌道、従って軸中心点は軸系のさまざまな個所でそのつど２つの変位検出器によって測定され、好ましい連結角度φ_K（目標角度、相対捩れ角度）の判定用に利用可能である。軸中心点に対する直接測定可能でない重心の位置は、亜臨界角周波数では基本的に外側に留まり、超臨界では内側に留まる。この個所ではなお、中間臨界値におけるその推移を検討しなければならない。

図２０（臨界角周波数の間でのＳおよびＷの可能な推移）は２つの臨界角周波数の間でのＳおよびＷの軌道を示す。両者は軸回転に対して逆の回転方向を有する。しかし重心Ｓはさらに軸と共にＷの周りを回転し、こうして回転中その相対位置を変える。重心は亜臨界空間方向に関しては外側に、超臨界空間方向に関しては内側にある。

２つの中間臨界状態の軸が互いに連結されるべきである場合、２つの軸中心点のベクトルの位相差がちょうど１８０°であるとき、重心は正確に対向する。

楕円軌道の位相の変化は円運動とは異なり１回転中一定でなく、従って両方の軌道ベクトルの位相を比較しても有益な結果をもたらさない。つまり、測定データから連結角度に依存した重心の瞬時位置を推定する別の道を発見しなければならない。

ここで使用される座標系では、単に理解し易いように軸線が水平線もしくは垂直線上にある。軌道の半長軸も、必ずしも水平線上にあるのではない。座標系の位置は自由に選択可能であり、測定箇所に位置合わせすることができる。しかし両方の部分軸系用に同じ座標系を使用しなければならない。

上記熟慮を実現するには、利用可能な測定データに複素計算方法を応用しなければならない。いまやこの方法が式として導き出され、実験設備１〜３（図２１〜図２３）の測定データへの応用が述べられる。この実験設備１は図２３に示してある。

・クラッチもしくはＳＳＳクラッチの好ましくは近傍で両方の部分軸系についてそれぞれ２回の振動測定が実行される。測定個所の好ましい表示が図２４（測定個所を表示するための規定）に規定されている。左に回転する軸では、左側検出器は左側にあり、これは虚数部（Ｉｍ）に対応し、右側検出器は右側にあって実数部（Ｒｅ）に対応する。

・回転数を判定するために両方の部分軸系について回転ごとに各１つのパルス信号が判定され、その時間差から相対捩れ角度を判定することができる。式（４）の差が相対角度ｊ_Kとして規定される：

評価のために４つの信号のそれぞれについて（それぞれ独自の回転数信号を基準に）振幅^Ａおよび位相φごとに回転周波数振動が濾波除去される。この信号は複素空間ベクトルとして表される。こうして信号は以下の形で表される：

添字ｌは左側検出器、ｒは右側検出器である。以下ではなおガスタービン側についてのみ式が立てられる。というのも、蒸気タービンの方程式では添字を交換し、φ_Kを取り去ればよいだけであるからである。

軸貫通点が移動する楕円軌道は、同じ角速度、但し異なる半径での２つの逆向きの円運動の重なりとして数学的に表現することができる。

このため式（５）に公知のオイラー方程式が応用される：

（６）を（５）に代入するとガスタービン側の軸中心点について次式が得られる：

ｅ^jω^tもしくはｅ^-jω^tを括弧の外に出し、正および負の指数別に分離することによって、以下の方程式が得られる：

^ｒ₊は軌道の正相成分と称される円軌道の半径であり、^ｒ_-は逆相成分と称される円の半径である。その際、正相成分と逆相成分は軸の回転方向に関係している。各位相角は^ｒ₊と^ｒ_-とに含まれている。測定データを使ったこのような分解が図２１〜図２３で実行されている。

図２１〜図２３の左上に部分軸系の軌道、右上に正相ベクトルの位相差、左中央に蒸気タービンの正相成分および逆相成分、右中央に発電機の正相成分および逆相成分、下に連結チャートがそれぞれ示してある。

両方の軸系において極力対向すべきである軸の重心Ｓは、同期角周波数ωで軸貫通点Ｗの周りで回転方向に移動する。

そのことからＳの軌道について［数９］が得られる：

εはＳとＷとの距離である。［数８］の代入後にｒ_S、_GTについて次式が得られる：

角度φ₀は一定値であり、減衰と角周波数とに依存している。正相成分の半径および位相のみが重心および軸中心点と異なっていることがわかる。両方の点について逆相成分は同じである。

さらに、正相ベクトルが不平衡によって判定され、逆相ベクトルが軸受の異方性反作用を表すと仮定される：

結果的に生じる不平衡のみが連結角度に依存しているとの仮定の下で、好ましい角度を発見するために好ましくは軸振動の正相成分のみが考慮される。

正相成分は、その振幅および角速度が１回転中一定している円形軌道である。両方の軸の回転数が異なる場合、位相角の比較を行うことができる。［数１０］により重
心の正相成分の振幅も一定であるので、この比較は有利なことにその状態をも説明する。

最適な連結角度φ_K（目標角度、捩れ角度）を判定するには、蒸気タービン側およびガスタービン側の正相ベクトルの位相差を判定しなければならない。このため蒸気タービンは例えば−１０ｒｐｍの亜同期で作動され、ガスタービンは同期回転数で定常的に運転される。上で述べたような振動測定の処理後、両方の部分軸系について値および位相ごとに正相ベクトルが得られる。角速度における小さな差によって相対捩れ角度φ_Kが、従って正相ベクトルの位相角も、ゆっくりと変化する。角度は同じ率で変化する。

軸が超臨界、中間臨界または亜臨界のいずれで運転されるのかに依存して、軸系の位相差は０°または１８０°でなければならず、こうして重心は可能な限りちょうど対向し、従って相互に相殺し合う。この時点で捩れ角度はちょうど好ましい連結角度に一致する。この連結角度は相応するプログラマブルコントローラによって記憶され、制御系によって目標角度として使用されねばならない。

図２５（好ましい連結角度における正相ベクトルの位相角）は、理論的基礎に基づいて好ましい連結角度を生じる正相ベクトルの位相差を示す。

各実験設備の表への組込み（図２５）は、正相成分と逆相成分への軌道分解後に行うことができる。中間臨界運転の軸系は逆相軌道を有する。これは、逆相成分の値が正相成分の値よりも大きい事例である。この検討は、図２５に認めることができるように３つの実験設備の測定データで行われた。

比較のため３つの異なる設備からの測定が行なわれ、ここで処理された軸振動は過渡回転数運転時に確定されたものである。

図２１は、ＧＵＤ実験設備２を例に好ましい連結角度を判定するためのステップを示す。左上の図に両方の部分軸系の軌道が示してある。第２列の図は正相成分および逆相成分への分解を示す。右上の図は連結角度φ_Kに対する正相ベクトルの位相差を示す。この場合、両方の軸が超臨界で作動されると前提される。すなわち、好ましい連結角度φ_Kが存在するように正相ベクトルの位相差はちょうど１８０°でなければならない。図２１のこの部分図でも、正相ベクトルの位相が連結角度φ_Kと同様に迅速に変化することを十分認めることができる。

下側の図には３つの測定された軸振動の連結チャートが示してある。ベクトルの長さはすべての補償過程の終了後の振動に一致しており、記載された角度は測定された連結角度に一致している。確定された最適連結角度φ_Kが付加的ベクトルとして書き込まれている。このベクトルの長さは意味がなく、見易くする理由から大きく選択されているにすぎない。確定された角度は、明らかに連結チャート上の小さな振動の範囲内にある。

図２２は実験設備３についての結果を示す。この場合、ガスタービンが中間臨界で運転され（逆相ベクトルが正相ベクトルよりも大きく）、蒸気タービンは超臨界で運転される。この場合、位相差０°において連結角度が確定された。この連結チャートは、この連結角度φ_Kも好ましい範囲内にあることを示している。

実験設備１（図２３）の事例において両方の部分軸系では逆相ベクトルが正相ベクトルよりも大きく、これは中間臨界運転を示唆している。この場合、最適連結角度は１８０°の位相差にある。連結チャートに認めることができるように、この設備では一層多くの測定データが利用可能であった。好ましい連結角度はここでも一層小さな振動にある。

有利には、好ましくは−１０ｒｐｍの保持回転数が導入され、そこから、設定された目標角度は任意の回転数過渡状態で達成することができる。開始角度と目標角度もしくは連結角度との間の差Δφは連結角度φ_Kに対して設備固有に一定しており、それゆえに試運
転時に測定することができる。

先行技術では、連結状態を示す信号ＫＵＰＥが過度に早く投入される。本発明に係る方法によって、この信号を本来の連結過程の一層近傍で投入するよう提案される。

回転数を確定するために１回転ごとに各１つの信号を提供するパルス信号は、駆動部（蒸気タービン側）および出力部（発電機側）の相対捩れを判定するための直接的尺度である。先行技術ではこの角度（連結角度もしくは相対捩れ角度φ_K）がまったくの偶然であり、爪歯の数に依存したあらゆる値となり得る。

軸中心点を基準に両方の部分軸系の重心が対向し、従ってそれらの作用の点で部分的に相殺し合うとき、定常運転について好ましい連結状態が存在する。

ガスタービンが定格運転中で、蒸気タービンが保持回転数にあるとき、好ましい連結角度を確定することができる。ＳＳＳクラッチ近傍の測定個所で確定された軸振動は複素計算法を頼りに正相成分と逆相成分とに分解される。両方の正相ベクトルの位相角の比較が好ましい連結角度を説明する。その場合、臨界回転数を基準に軸の定格回転数が考慮されねばならないであろう。

既存設備に連結チャートが存在する場合、この角度は目標角度として制御系に直接引き継ぐことができる。

１６ 定格回転数
１７ 保持回転数
１８ 亜臨界範囲
１９ 中間臨界範囲
２０ 超臨界範囲
ＤＴ 蒸気タービン
ＧＥ 発電機
Ｍ 回転中心
Ｓ 重心
Ｗ 軸貫通点
ε 重心と軸貫通点との間の距離

Claims (9)

1. クラッチによって流体機械の駆動軸を出力軸と連結させるための方法であって、連結開始信号が投入される前に、前記流体機械が出力軸を基準に亜同期回転数に増速されかつこの保持回転数で保持される方法。
2. 前記保持回転数が出力軸を基準に−１０ｒｐｍの値を有する請求項１記載の方法。
3. 両方の部分軸系の相対捩れ角度が判定される請求項１または２記載の方法。
4. 両方の部分軸系の重心が向き合うように両方の部分軸系の位相差がなったときに、連結開始信号が投入される請求項１から３のいずれか１つに記載の方法。
5. 連結信号が遮断され、両方の部分軸系のこの解除状態のときに両軸の軸振動が判定可能かつ比較可能である請求項１から４のいずれか１つに記載の方法。
6. 両方の部分軸系についてそれぞれ２回の振動測定が実行される請求項１から５のいずれか１つに記載の方法。
7. 回転数を判定するために両方の部分軸系について１回転ごとに各１つのパルス信号が判定される請求項１から６のいずれか１つに記載の方法。
8. 駆動軸の正相ベクトルと出力軸の正相ベクトルとの位相差が判定される請求項１から７のいずれか１つに記載の方法。
9. 相対捩れ角度がプログラマブルコントローラ内に記憶され、制御系によって使用される請求項１から８のいずれか１つに記載の方法。

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