1. 보일러 급수 펌프 축균열

Vibration Analysis Techniques used to Detect a Rotor Crack on a Boiler Feedwater Pump

 

석유 화학 설비에서 운전중인 급수펌프의 축 균열 검출에 필요한 정보를 진동 분석 기술로 수집하여 운전중 축 파괴로 인한 정지 가능성을 피했다.

전체 진동값, 1× 진폭 및 1× Slow Roll 진동 데이터는 축 균열을 검출하고 진단하는데 가장 유익한 정보를 제공한다. 이 예에서는 축 균열을 검출하는데 사용된 진동 분석 기술을 설명하고자 한다.

공장내에는 동일한 중간 크기의 보일러 급수 펌프 3대가 있었다. 이 펌프중 두 대( #1과 #3)는 축 손상을 경험했으며 축 손상으로 펌프의 고정 및 회전 부품에 상당한 손상을 입었다.

진동진단 회사의 MES(Mechanical Engineering Services)는 #2 펌프 상태를 조사하도록 의뢰 받았는데 그 펌프는 축 균열 현상 발생은 없었으나 고진동 이력이 있었다.

과도상태 자료를 수집하기 위해 #2 펌프를 정지 및 재 기동하기로 하고 축 균열로 수리한 실적이 있는 #3 펌프를 재기동 하였으나 기동 후 얼마 되지 않아 #3 펌프에 비정상적인 진동이 나타났다.

비정상 진동 원인을 분석하기 위해 MES는 #3 펌프를 기동, 정지 및 부하 상태에서 진동 시험을 실시했다.

세 펌프는 토출 압력 18,300 ㎪, 43 ㎥/hr의 용량을 가진 14단 보일러 급수 펌프로서 구동 전동기는 1650 HP, 3560 rpm의 직접 연결식 유도 전동기이다.

펌프는 그림 13-1에 나타낸 바와 같은 방향으로 구동단(D.E.)과 비구동단(N.D.E.)에 축 변위 Probe가 설치되어 있고 하나의 와전류 변위 Probe가 축방향 위치를 측정하기 위해 비 구동단측에 설치 되어있다.

#3 펌프의 전체 진동값이 뚜렷이 증가하는 것을 데이터에서 보여준다.

진동 분석 시험에 앞서 #3 펌프 전체 진동 데이터를 40시간 동안 기록하였으며 축의 축방향 위치 측정은 수동으로 기록했다. 그 결과(그림 13-2) 진동 감시 기간 마지막에서 진동 변화율 증가와 더불어 전체 진동치가 급격하게 증가하는 현상이 구동단에서 나타났다.

그림 13-1 축진동 Probe 설치방향을 나타내는 보일러 급수펌프 배열도

그림 13-2 급수 펌프의 진동 경향도

기동중 펌프 축의 급속한 가속 때문에 기동시의 과도상태의 1× 진폭과 위상 자료는 의미가 없어 정지시의 과도상태 자료를 기록하고 분석하였다.

그림 13-3, 13-4는 정지시 구동단과 비구동단에서의 상대 축진동의 Polar Plot이다.

그림 13-3 정지시 구동단의 Probe(1XD)에서 취한 Polar Plot

그림 13-4 정지시 비구동단의 Probe(2XD)에서 취한 Polar Plot

축이 휘고 Preload를 받고 있음을 Slow Roll 데이터에서 보여준다.

200 rpm시 구동단 X와 Y Probe에서 수집한 Slow Roll 진동값은 각각 248˚ 및 80˚에서 14.99 ㎛와 29.72 ㎛이었고, 비구동단 X와 Y Probe에서 수집된 Slow Roll 진동값은 각각 137˚ 및 295˚에서 15.62 ㎛와 9.27 ㎛이었다.

건설시 펌프에서의 전형적인 Slow Roll 벡터는 Probe가 지시하는 축 표면에서의 기계적 Runout와 축의 잔류 굽힘에 의해 약 5 ㎛ 정도이어야 한다. 그러나 측정된 진동 값은 15~20 ㎛ 이었으며 축의 기계적인 휨을 나타내는(그림 13-5) D.E.와 N.D.E.에서의 위상각은 거의 동상이었다. 또한 X와 Y Probe 방향에서의 진폭이 같지 않은 것은 Preload가 높은 것을 나타낸 것이었다.

그림 13-5 2000 rpm에서 취한 Slow Roll Vector

펌프 정지시의 자료로는 확실한 결론에 도달할 수 없음.

정지시 진동 위상각 변화는 약 500 rpm 이상에서 D.E.와 N.D.E.측 모두에서 약간 발생했다.

그림 13-6의 예에서와 같은 Cascade Spectrum Plot은 정지시 정보로부터 수집된 것이며 비구동단에서의 진동 주성분은 1× 회전 주파수이었다.

약 2000 rpm에서 2× 성분이 약간 증가하는 현상이 구동단의 X, Y Probe에서 관찰되었으나 이 정보(그림 13-6) 만으로는 확실한 결론을 이끌어 낼 수가 없었다.

더 많은 정보를 얻기 위해 펌프를 재기동 함

보다 많은 정보를 수집하기 위해 펌프를 재기동 하였으며 정상 운전 속도에서 약 40분간 운전했다. 그림 13-7, 13-8의 Orbit과 Timebase Plot은 펌프 정지 직전까지 기록 됐다.

진동 진폭은 비구동단에서 보다 구동단에서 훨씬 높았다. 구동단에서의 필터 되지 않은 Orbit은 수평축 상에서 타원형이며 Orbit의 상부는 평평하게 나타났다.

그림 13-6 Probe 1YD에서의 Cascade Spectrum Plot

그림 13-7 구동측에서의 전체 및 1× Orbit 및 Waveform  

그림 13-8 비 구동측에서의 전체 및 1× Orbit 및 Waveform

1× 진동 진폭이 높고 증가함

Slow Roll 값을 보상한 후 구동단에서 기록된 실제 1× 진동 진폭은 각각 84.7과 102.5 ㎛이었다. 이 진동치는 이전에 측정된 값보다도 높고 허용치를 초과하였기 때문에 점검을 위해 펌프를 정지하기로 결정했다. 

축 균열 진단 : 펌프 특성

대부분의 다단 펌프에서는 내측 단과 케이싱 끝 밀봉부를 통과하는 유체의 누설 때문에 댐핑이 높게 나타난다. 사실 펌프의 밀봉 장치는 축을 구속하고 지지해주는 베어링역할을 한다. 펌프 설계자는 적은 Seal 간극이라도 반드시 정상 운전중에 Rub를 일으키지 않음을 보증하기 위하여 Seal에 의한 “베어링 효과”를 고려하게된다.

긴 다단 펌프 축의 수력학적인 설계상 스핀들 직경이 제한되고 임펠러 축 방향 길이가 주어 주기 때문에 축은 아주 유연하다. 10단 이상인 펌프는 긴 탄성 축을 갖는 것이 필수적이다.

때때로 Seal은 차동기 진동을 일으키는 축의 불안정성의 원인이 될 수 있다. 이것은 Seal 내의 유체 막이 베어링 내에서와 같이 작용하기 때문에 일어날 수 있다.

1차 임계속도를 증가시키는 펌프의 Gland로부터의 전체적인 강성효과에 추가하여 임펠러 내에서 유체의 동적 영향으로 펌프 운전동안 로터의 강성을 증가시키거나 구속하려는 경향이 있다.

공기중에서 운전하는 펌프축은 운전속도 이하의 속도에서 1차 임계속도를 가지지만 지지대로 작용하는 Gland의 영향으로 1차 임계속도를 운전속도 훨씬 이상으로 증가시킨다.

그럼에도 불구하고 시스템 내의 감쇠치가 아주 높으면 1차 공진속도의 상부측이 운전 속도 범위까지 끌어올리게 된다. 달리 말하면 펌프 Gland는 상당히 낮은 속도까지 떨어트리는 펌프 축의 동역학적 특성에 중요한 영향을 준다. 그러나 시스템 내의 감쇠치가 높으면 질량 불평형 값이 적절한 경우 진동 응답이 적게 나타나게 된다 (그림13-9).

그림 13-9 운전속도 이상에서 발생하는 크게 감쇠된 임계속도를 나타내는 Bode Plot.

그러나 다단 펌프의 특성은 펌프가 구동기에 연결될 때는 변할 수 있다. 이러한 불확실한 특성은 통상적으로 펌프의 구동단에 큰 Overhung Mass에 의해 생긴다. Overhung Mass는 커플링에 큰 처짐을 주어 펌프축의 Bending Mode에 영향을 줄 수 있다. 이로 인해 Balance Sensitivity가 크게되고 구동단에서 허용될 수 없는 진동치를 갖게된다 (그림 13-10).

그림 13-10 펌프 축의 커플링 불평형 Mode

진동 가능 원인

펌프의 구동기에서 진동 문제의 원인이 될만한 가능성이 거론되었다. 그러나 이 문제는 정지중에 관측된 진폭과 위상 응답에서 어떠한 공진 응답도 나타나지 않았기 때문에 제외되었다. 정지중 3560 rpm~500 rpm에서의 위상 변화는 특히 적었다.

속도를 증가시켰을 때 D.E.와 N.D.E.단 끝에서 나타난 진동 진폭은 원심력에 대해 비공진 응답이 회전 속도의 자승에 비례하여 증가했다. 이러한 1× 진동 성분의 원인은 질량 불평형이나 축의 기계적인 휨으로 결론지었다. 앞의 2일 동안에 걸쳐 관찰한 진동의 급속한 증가(그림 13-2)는 질량 불평형의 급격한 증가가 원인이 아님을 암시했다. 대단히 크고 점진적인 진동 변화가 축에서 발생한다는 사실이 납득하기 어렵기 때문에 질량 불평형의 급격한 변화는 진동 상승의 원인에서 제외했다.

그림 13-11 1× 진동주파수를 가지는 축의 처짐의 변화를 일으키는“Shaft Crack"의 도해

관찰된 1×와 2× 성분의 진동 특성

질량 불평형을 진동 상승 원인에서 제외했기 때문에 큰 기계적 굽힘이 축에 발생하여 빠른 속도로 그 굽힘이 증가되고 있다고 결론 지었다. 관찰된 1× Slow Roll 진폭과 위상관계가 실제로 축이 휘었다는 사실을 확신시키는데 도움을 주었다 (그림 13-5).

두 대의 다른 펌프 축도 균열로 인해 이미 손상된바 있기 때문에 #3 펌프 로터는 진동 시험중에 균열이 급격하게 진전 됐다고 신속하게 결론을 내렸다. 축에서의 횡방향 및 반경 방향 균열의 영향은 비대칭 강성을 초래하여 중력을 발생시키고 축의 정적 처짐 곡선(그림 13-11)의 1회전당 1번 변화를 가져왔다. 이러한 변화는 축이 회전할 때 1× 성분을 가진시킬 수 있다. 비록 정보가 빈약하였지만 낮은 값의 2× 성분의 가진을 정지시 구동단의 Cascade Spectrum Plot(그림 13-6)에서 관찰할 수 있었다. 2× 진동 Peak 치는 2300과 1800 rpm 사이에서 발생되었음이 나타났다. 그 진폭은 2100 rpm에서 가장 높았지만 단지 10 ㎛(Peak-to-Peak)에 불과하였다.

1차 공진이 약 4400 rpm 부근에 있었고 균열에 의해 비대칭 강성 상태이었고 중력의 작용으로 축의 1차 공진이 다시 가진되어 2× 진동 성분이 더 높아졌을 가능성이 있다.

중요한 점은 2200 rpm의 실제 펌프 속도에 관련한 수력학적 강성 상태하에서는 1차 공진이 4400 rpm에서만 발생된다는 것이다. 3560 rpm의 운전 속도에서는 수력학적인 강성이 증가되어 1차 공진이 4400 rpm 훨씬 이상의 속도로 증가할 것으로 예상되었다. 정지시 비구동단에서의 Bode Plot(그림 13-12)을 살펴보면 3000과 3560 rpm 사이에서 위상 지연이 약간 증가하는 것이 나타난다. 이러한 증가는 축이 매우 높게 감쇠된 1차 공진 영역에 들어섰다는 것을 나타낸다.

축 균열 : 축 휨의 원인과 비슷함

여러 정보는 축이 확실히 휘었다는 것을 나타냈다. 횡방향 및 반경 방향 균열은 펌프 축에서의 기계적인 휨 발생과 매우 유사하다.

균열이 성장함에 따라 스핀들의 응력 감소로 스핀들이 휘게되고 균열 표면이 떨어지게 된다. 균열이 축의 정상상태 응력을 이길 만큼 충분히 크면 휨은 더욱 증가한다.

축 균열 확인

검사시 구동단 Gland 부싱(그림 13-13) 내에서 축 균열이 확인되었다. 실제로 축은 후에 제작사로 반출되는 동안 두 조각으로 깨어 졌다. 운전중 파괴되는 손상이 가까스로 면했다.

그림 13-12 정지시 비 구동측에서 Probe 2XD의 Bode Plot

그림 13-13 구동측 Labyrinth에서 축의 횡방향 및 반경방향 균열 위치

피로, Misalignment가 주된 원인

균열 성장의 메커니즘은 주기적인 응력에 의한 피로임이 분명하였다. 펌프 조립과 설계에서 몇 가지 관련된 특징이 나타났는데 펌프 Seal과 베어링의 복합적인 Misalignment와 구동축과 펌프간의 외부적인 Misalignment가 이런 문제를 일으켰음을 나타내고 있다.

그러한 환경하에서는 펌프축은 가압된 케이싱(즉 케이싱 양 끝단 Seal 사이의 로터 Span) 내에서 매우 크게 구속된다. 그러나 구동측에서 Seal을 벗어난 축은 구속되지 않으며 Misalignment에 의한 힘에 의해 휘어질 수 있다.

결과적으로 굽힘 모멘트는 구동측 Seal의 내측에 집중되어 균열이 성장할 가능성이 있다.

또한 케이싱 비틀림에 대한 몇 가지 증거가 발견되었다. 이러한 비틀림은 내부Seal간의 Misalignment의 위험을 증가시키고 펌프 케이싱 내에서 축의 Preloading을 더욱 발생시킬 것이다.

 

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