660MW級(jí)雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性優(yōu)化與驗(yàn)證

楊昔科，張 燕，賈子龍

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660MW級(jí)雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性優(yōu)化與驗(yàn)證

楊昔科，張 燕，賈子龍

（上海電氣電站設(shè)備有限公司發(fā)電機(jī)廠，上海 200240）

本文基于DyRoBeS軟件從靜態(tài)計(jì)算、軸承計(jì)算、臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算、不平衡響應(yīng)計(jì)算和扭振頻率計(jì)算等方面對(duì)660MW級(jí)雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性進(jìn)行了分析，通過設(shè)計(jì)采用穩(wěn)定軸承的轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，有效改善了初始設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的軸系動(dòng)力特性，并從轉(zhuǎn)子撓度、臨界轉(zhuǎn)速、振動(dòng)響應(yīng)等方面對(duì)改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的軸系動(dòng)力特性進(jìn)行了驗(yàn)證。

雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)；軸系轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性；DyRoBeS

0 前言

雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子采用水冷方式，相比于氫冷發(fā)電機(jī)，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，制造周期短，安裝維護(hù)方便，且由于徹底杜絕氫氣，在安全性上有優(yōu)勢(shì)。雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)由于其轉(zhuǎn)子通水的特殊性，集電環(huán)轉(zhuǎn)子與發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子需采用一體設(shè)計(jì)，且由于進(jìn)水裝置設(shè)計(jì)在集電環(huán)轉(zhuǎn)子末端。為保證進(jìn)水裝置的密封性能，對(duì)集電環(huán)轉(zhuǎn)子的振動(dòng)提出了更高的要求[1]。

在進(jìn)行660MW級(jí)雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)的初始設(shè)計(jì)時(shí)，在軸系動(dòng)力特性計(jì)算中發(fā)現(xiàn)，集電環(huán)轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速靠近3000r/min工作轉(zhuǎn)速，集電環(huán)轉(zhuǎn)子末端振動(dòng)較大，這將對(duì)進(jìn)水裝置的密封性能產(chǎn)生影響。為改善集電環(huán)轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速和振動(dòng)，考慮在集電環(huán)轉(zhuǎn)軸末端增加一個(gè)穩(wěn)定軸承支撐，以期降低集電環(huán)轉(zhuǎn)子末端的振動(dòng)。

對(duì)于軸系橫向振動(dòng)分析，連上汽輪機(jī)或燃機(jī)軸系后對(duì)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子軸系的靜態(tài)計(jì)算、軸承計(jì)算、臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算和不平衡響應(yīng)計(jì)算等影響有限，因此，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子軸系的橫振分析結(jié)果仍然具有工程意義；而對(duì)于軸系扭轉(zhuǎn)振動(dòng)分析，連上汽輪機(jī)或燃機(jī)軸系后對(duì)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子軸系的扭振頻率影響較大，因此對(duì)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子軸系的扭振分析需考慮連接汽輪機(jī)或燃機(jī)軸系。

在660MW級(jí)雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)的設(shè)計(jì)階段，對(duì)660MW雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)的關(guān)鍵部件，如轉(zhuǎn)子引水拐腳、轉(zhuǎn)子絕緣引水管的固定結(jié)構(gòu)、水系統(tǒng)、定子槽內(nèi)布置等進(jìn)行了研究[2-5]。本文采用DyRoBeS轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)商業(yè)軟件對(duì)660MW級(jí)雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)初始設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)和采用穩(wěn)定軸承的改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行了靜態(tài)計(jì)算、軸承計(jì)算、臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算、不平衡響應(yīng)計(jì)算和扭振頻率等方面的分析比較，并通過試驗(yàn)對(duì)改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)子撓度、臨界轉(zhuǎn)速和振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 轉(zhuǎn)子軸系模型

初始設(shè)計(jì)和改進(jìn)設(shè)計(jì)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)相同，差異在于集電環(huán)轉(zhuǎn)子，改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子在集電環(huán)末端比初始設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子多了一個(gè)穩(wěn)定軸承支撐。

對(duì)轉(zhuǎn)子進(jìn)行軸系建模，考慮每一軸段的長(zhǎng)度、質(zhì)量直徑、剛度直徑等參數(shù)，對(duì)于轉(zhuǎn)子上的聯(lián)軸器、風(fēng)扇、護(hù)環(huán)、線圈、軸向引線等部件，考慮為附加質(zhì)量，轉(zhuǎn)子軸系模型如圖1所示。

圖1 改進(jìn)設(shè)計(jì)的轉(zhuǎn)子軸系模型

2 軸系動(dòng)力特性計(jì)算

2.1 靜態(tài)計(jì)算

通過靜態(tài)計(jì)算可以得到轉(zhuǎn)子軸系在重力作用下的靜撓度、軸承載荷、彎應(yīng)力等參數(shù)，進(jìn)而可對(duì)轉(zhuǎn)軸的高周疲勞、軸承標(biāo)高、軸承參數(shù)等進(jìn)一步求解。將初始設(shè)計(jì)和改進(jìn)設(shè)計(jì)的轉(zhuǎn)子軸系靜態(tài)計(jì)算結(jié)果列出如表1及圖2所示，可以看出，由于發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)相同，改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子與初始設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子的靜撓度、軸承載荷、彎應(yīng)力均相當(dāng)，且彎應(yīng)力滿足高周疲勞限值要求。

通過求解3號(hào)穩(wěn)定軸承標(biāo)高及對(duì)應(yīng)的軸承載荷，可指導(dǎo)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子動(dòng)平衡試驗(yàn)時(shí)的軸承抬高量設(shè)置。

表1 靜態(tài)計(jì)算結(jié)果

2.2 軸承計(jì)算

軸承參數(shù)是軸系動(dòng)力特性計(jì)算中的重要參數(shù)，對(duì)臨界轉(zhuǎn)速及振動(dòng)響應(yīng)影響顯著。1號(hào)軸承和2號(hào)軸承為結(jié)構(gòu)相同的橢圓瓦，3號(hào)軸承選用穩(wěn)定性較好的可傾瓦，通過軸承計(jì)算得到的軸承剛度和阻尼參數(shù)見表2，其中為水平方向，為豎直方向，初始設(shè)計(jì)與改進(jìn)設(shè)計(jì)的1號(hào)軸承和2號(hào)軸承由于載荷相當(dāng)，采用相同軸承參數(shù)。

表2 3000r/min轉(zhuǎn)速下的軸承參數(shù)計(jì)算結(jié)果

2.3 臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算

分別考慮軸承水平支撐剛度和垂直支撐剛度下的無阻尼臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算，計(jì)算結(jié)果見表3。可以看出，初始設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子的集電環(huán)一階水平臨界轉(zhuǎn)速為3135r/min，靠近工作轉(zhuǎn)速，而改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子的集電環(huán)一階水平臨界轉(zhuǎn)速為3755r/min，遠(yuǎn)離工作轉(zhuǎn)速。穩(wěn)定軸承支撐對(duì)集電環(huán)臨界轉(zhuǎn)速影響顯著。

表3 無阻尼臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算結(jié)果（單位：r/min）

進(jìn)一步對(duì)考慮支撐剛度和支撐阻尼的渦動(dòng)頻率（阻尼臨界轉(zhuǎn)速）進(jìn)行計(jì)算，從Campbell圖及渦動(dòng)頻率圖中得到發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子軸系各階阻尼臨界轉(zhuǎn)速，計(jì)算結(jié)果如表4及圖3所示。從中可以看出，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子軸系的各階阻尼臨界轉(zhuǎn)速相比無阻尼臨界轉(zhuǎn)速稍有提高，但相差不大。

改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子的阻尼臨界轉(zhuǎn)速避開工作轉(zhuǎn)速3000r/min的±10%，滿足設(shè)計(jì)要求。

需要說明的是，Campbell圖中包含了發(fā)電機(jī)汽端外伸端的臨界轉(zhuǎn)速，這階臨界轉(zhuǎn)速在發(fā)電機(jī)連上汽輪機(jī)、燃機(jī)后將不存在，因此一般不關(guān)注；另外Campbell圖中也包含了發(fā)電機(jī)三階臨界轉(zhuǎn)速，但因三階發(fā)電機(jī)臨界轉(zhuǎn)速遠(yuǎn)高于發(fā)電機(jī)工作轉(zhuǎn)速，在此也不做分析。

表4 阻尼臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算結(jié)果（單位：r/min）

2.4 不平衡響應(yīng)計(jì)算

由于初始設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子集電環(huán)一階水平臨界轉(zhuǎn)速靠近3000r/min工作轉(zhuǎn)速，需進(jìn)一步對(duì)其不平衡響應(yīng)進(jìn)行計(jì)算。不平衡量的計(jì)算參考《GB/T9239.1-2006 機(jī)械振動(dòng)恒態(tài)（剛性）轉(zhuǎn)子平衡品質(zhì)要求》[6]規(guī)定的發(fā)電機(jī)平衡品質(zhì)級(jí)別G2.5確定，計(jì)算發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子及集電環(huán)轉(zhuǎn)子的各階臨界轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)的不平衡量，并分別施加于各階臨界轉(zhuǎn)速相對(duì)振幅最大的軸段位置，考核轉(zhuǎn)子各軸承位置及集電環(huán)末端進(jìn)水裝置處的不平衡響應(yīng)振動(dòng)幅值，計(jì)算結(jié)果見表5。從中可以看出，工作轉(zhuǎn)速下，初始設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子在集電環(huán)末端的振動(dòng)單峰值最大可達(dá)約0.2mm，而改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子可將振動(dòng)單峰值降至約0.01mm，說明改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子由于增加了穩(wěn)定軸承，臨界轉(zhuǎn)速避開工作轉(zhuǎn)速較遠(yuǎn)，其振動(dòng)響應(yīng)要明顯優(yōu)于初始設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子。初始設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子與改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子的軸承位置振動(dòng)單峰值均滿足小于0.05mm的設(shè)計(jì)要求。

需要說明的是，軸系計(jì)算中改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子的不平衡響應(yīng)計(jì)算考慮的是理想軸承標(biāo)高（軸系對(duì)中）的情況。實(shí)際安裝工況下，軸承標(biāo)高的偏差可能影響軸系的振動(dòng)情況。

表5 3000r/min轉(zhuǎn)速下的不平衡響應(yīng)計(jì)算結(jié)果（單位：mm，單峰值）

2.5 扭振頻率計(jì)算

將改進(jìn)設(shè)計(jì)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子軸系模型連上汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子軸系模型，進(jìn)行軸系扭振頻率計(jì)算，得到軸系各階扭振頻率見表6。從中可以看出，軸系各階扭振頻率均避開電網(wǎng)頻率50Hz的±10%及兩倍電網(wǎng)頻率100Hz的±5%，滿足設(shè)計(jì)要求。

表6 軸系扭振頻率計(jì)算結(jié)果

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 轉(zhuǎn)子靜撓度測(cè)試

將裝配完成后的改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子放置于工裝軸承上，采用激光跟蹤儀對(duì)轉(zhuǎn)子進(jìn)行三維坐標(biāo)測(cè)量，對(duì)轉(zhuǎn)子本體軸段沿軸向均布11個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別測(cè)試盤車前后，以及轉(zhuǎn)子本體磁極中心線水平和垂直的四種工況，取得平均值繪制靜撓度曲線，并繪制靜撓度計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如下圖所示。從中可以看出，靜撓度計(jì)算值與試驗(yàn)值較為一致，誤差在10%以內(nèi)，這也進(jìn)一步證明了轉(zhuǎn)子軸系模型具有一定的精度。

圖4 改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子的靜撓度計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

3.2 轉(zhuǎn)子動(dòng)平衡試驗(yàn)

對(duì)改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子進(jìn)行動(dòng)平衡試驗(yàn)，以保證振動(dòng)性能。由于3號(hào)穩(wěn)定軸承的標(biāo)高對(duì)振動(dòng)影響較大，一般通過稱重法，按照軸系計(jì)算得到的軸承載荷，對(duì)3號(hào)軸承的抬高量進(jìn)行控制。通過動(dòng)平衡試驗(yàn)的Bode圖，可以得到轉(zhuǎn)子的各階臨界轉(zhuǎn)速，以及各軸承位置的轉(zhuǎn)子振動(dòng)幅值。

試驗(yàn)得到發(fā)電機(jī)一階垂直臨界轉(zhuǎn)速和發(fā)電機(jī)二階垂直臨界轉(zhuǎn)速分別為665r/min和1975r/min，阻尼臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算值與試驗(yàn)值的誤差在5%以內(nèi)，間接驗(yàn)證了軸承參數(shù)具有較高的精度。

經(jīng)過精平衡后，發(fā)電機(jī)三個(gè)軸承的振動(dòng)單峰值都控制在0.025mm以內(nèi)，且集電環(huán)末端振動(dòng)單峰值在0.06mm左右，振動(dòng)良好。

4 總結(jié)

本文基于DyRoBeS軟件對(duì)660MW級(jí)雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子和初始設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子的軸系動(dòng)力特性進(jìn)行了對(duì)比分析，改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)的振動(dòng)響應(yīng)優(yōu)于初始設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子，并通過靜撓度測(cè)試和動(dòng)平衡試驗(yàn)驗(yàn)證了改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子軸系模型和軸承參數(shù)具有較高的精度，也驗(yàn)證了改進(jìn)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子具有較好的軸系動(dòng)力特性。

[1] 張燕, 王庭山, 吳新亞, 等. 660MW級(jí)雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)關(guān)鍵機(jī)械問題的解決[J]. 電機(jī)技術(shù), 2017(6): 6-10.

[2] 吳新亞, 張燕. 660MW級(jí)雙水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子引水拐腳強(qiáng)度分析[J]. 電機(jī)技術(shù), 2017(2): 1-5.

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[6] GB/T9239.1-2006 機(jī)械振動(dòng)恒態(tài)（剛性）轉(zhuǎn)子平衡品質(zhì)要求[S].

Rotor Dynamics Optimization and Validation on 660MW Class Double Water Cooled Generator

YANG Xike, ZHANG Yan, JIA Zilong

(Shanghai Electric Power Generation Equipment Co., Ltd., Shanghai 200240, China)

The static calculation, bearing calculation, critical speed calculation, unbalanced response calculation and torsional frequency calculation of 660MW class double water cooled generator rotor dynamics are analyzed based on DyRoBeS software. A stable bearing structure is designed to improve the rotor dynamic characteristics of the original design structure, and the rotor deflection, critical speed and vibration response of improved generator rotor structure are validated.

double water cooledgenerator; shaft rotor dynamics; DyRoBeS

TM301.4+1

A

1000-3983(2018)06-0053-04

2017-12-22

楊昔科（1985-），2008年畢業(yè)于天津大學(xué)工程力學(xué)專業(yè)，2015年取得上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院工程碩士學(xué)位，現(xiàn)任職于上海電氣電站設(shè)備有限公司上海發(fā)電機(jī)廠，從事發(fā)電機(jī)機(jī)械試驗(yàn)及仿真工作。