大型水轮发电机斜立筋定子机座运行特性分析

田海平，黄波，张军

(国网湖南省电力公司电力科学研究院，湖南长沙410007)

大型水轮发电机斜立筋定子机座运行特性分析

田海平，黄波，张军

(国网湖南省电力公司电力科学研究院，湖南长沙410007)

针对目前已投运的大型水轮发电机斜立筋定子机座在运行时均出现振动超标的问题。斜立筋结构定子机座在振动超标的情况下，其安全性能否得到保证成为发电企业关心的重点问题，本文对大型水轮发电机斜立筋定子机座进行运行特性分析，为该型定子机座的运行提供参考。

水轮发电机；斜立筋；定子机座；振动；安全评价

斜立筋结构定子机座一般应用于大型水轮发电机，其定子机座直径一般超过Φ10 m，国家振动标准推荐的定子机座水平振动的限值根据转速的不同一般为20～40 μm，而投运的斜立筋定子机座振动幅值一般超过100 μm，振动超标问题突出[1－3]。

斜立筋定子机座在安装完毕后结构初始应力已经形成，仅试验的方式难以获得实际运行状态下的应力状态，为此文章介绍了采用三维有限元数值计算结合现场试验的方式探讨斜立筋结构定子机座的变形和受力状态，从受力和变形的角度探讨斜立筋结构定子机座的运行特性。

1 定子机座振动现状

某电站大型斜立筋定子机座由14个斜立筋支撑，斜立筋高度5.25 m，定子机座外壳最大直径Φ17.17 m，分瓣运输，现场组装叠片。定子机座总重87.45 t，定子铁芯外径为Φ15 880 mm，内径为15 000 mm，铁芯高度为2 540 mm，铁芯及附件总重411.95 t。

通过现场试验得到该定子机座在不同工况下的水平振动幅值，结果如表1。定子机座斜立筋水平振动随转速的上升而上升，额定转速工况振动幅值为19.05μm。变励磁工况，随着励磁电压增加，定子机座振动幅值显著增大，额定励磁电压工况振动幅值达到319.90 μm，励磁电压对定子机座振动幅值有显著影响。变负荷工况，定子机座振动幅值随负荷增加有减小趋势，在额定负荷工况，定子机座振动幅值为233.70 μm。

表1 斜立筋定子机座振动试验结果

大型斜立筋结构定子机座机组转速一般小于100 r/min，按照文献〔4—5〕GB/T 8564—2003《水轮发电机组安装技术规范》、GB/T 7894—2009《水轮发电机基本技术条件》定子机座水平振动限值为40 μm。按照现行标准，该定子机座除了在额定转速工况合格外，额定励磁电压工况、带负荷工况均严重超标。

2 有限元计算

2.1 计算模型

根据定子机座实际尺寸建立三维有限元模型，由于定子结构复杂，建模时对细部结构进行了简化，对结构受力影响甚微的结构忽略，如螺栓、垫圈、附着管线、结构倒角等。对空冷器、定子铁芯等对定子机座结构受力有重要影响的部件采用等质量简化，在空冷器安装范围内将其质量均匀附着于机座外面板表面，确保质量平衡；将定子铁芯简化为均质体，忽略其间的通风沟槽、间隙等，建立的定子机座及铁芯的三维实体模型如图1所示。

图1 定子机座三维模型

2.2 静力计算

实际结构中定子机座底部固定于基础版，顶部通过螺栓与上机架连接，上机架与风罩内壁采用竖向键定位通过径向螺栓固定，计算中机座底部采用全约束。机座顶部采用切向、竖向和径向位移约束，这主要考虑上机架对定子机座的约束作用。静力计算主要考虑结构自重、电磁力和温度作用，计算获得了机组在额定负荷温升工况正常运行工况。对定子机座主受力部位斜立筋(如图2)的变形和应力进行了分析。

温度是定子机座运行时的主要荷载，对结构受力有显著影响〔6〕。温度只有在温度发生变化时才能对结构产生力的作用，实测现场环境平均温度为20℃，机组长时间运行后稳定的铁芯温度为51℃，经温度场计算获得定子机座及铁芯温升温度场如图2。

图2 机组运行定子机座及铁芯温升温度场

额定负荷温升工况计算获得斜立筋的位移及应力情况见表2，3，斜立筋结构变形及应力分布如图3。斜立筋总位移量3.828～3.984 mm，均值3.878 mm，在铁芯高度范围的斜立筋位移量沿高度方向分布均匀较均值偏差－1.28%～2.74%，斜立筋在内测铁芯温升向外膨胀后，斜立筋本身存在水平顺时针向的转动，自重、电磁力和温度各分量对位移的贡献量占比分别为2%、11%、87%。斜立筋铁芯高度范围应力幅值32.770～95.399 MPa，上下环板处应力大、中部应力小，靠铁芯内侧的应力较大，外侧偏小，自重、电磁力和温度因素引起的应力在斜立筋内侧所占比例为5%～15%、10%～18%、68%～83%。通过静力分析，温度因素是定子机座受力、变形的主要因素，起着控制作用。

图3 额定负荷温升工况斜立筋位移及应力云图

表2 额定负荷温升工况斜立筋位移情况

表3 额定负荷温升工况斜立筋应力

3 现场试验

3.1 机座变形监测

安装了电涡流传感器监测斜立筋定子机座的位移情况，测点布置情况如图4。由于电涡流要固定在相对静止的支点上，受现场条件限制电涡流传感器安装高度离基础板距离为1300 mm，由于计算表明斜立筋在铁芯部位的变形均匀，因此可以以此点的变形量来反映斜立筋铁芯部位的变形量。在现场＋X、－Y2个方向布置了4支电涡流传感器，垂直于斜立筋平面的测点称为斜立筋侧向测点，沿斜立筋平面方向的测点称为斜立筋高度向测点，斜立筋位移监测结果见表4。

变励磁工况，随励磁电压增加＋X、－Y方位斜立筋高度向间隙增加，斜立筋侧向间隙减小。变负荷工况，随负荷增加增加＋X，－Y方位斜立筋高度向间隙增加，斜立筋侧向间隙减小。

测试温度对定子机座的影响首先要排除机械、电磁作用的影响，历史监测数据表明，该斜立筋定子机座温度达到稳定状态需约3 h时间左右。为分析温度对定子机座斜立筋位移的影响对比测试了两种情况下斜立筋位移:刚达到额定负荷工况和机组在额定负荷工况连续运行3 h后斜立筋的位移状况，开机时和运行3.5 h停机后斜立筋位移情况。试验结果表明，温度作用下定子机座整体呈“外胀”趋势，斜立筋在水平向呈现出围绕机组中心线俯视顺时针向的旋转的趋势，这与计算获得的位移方向和趋势是一致的。

表4 变励磁工况斜立筋位移μm

图4 斜立筋电涡流位移测点布置示意图

3.2 机座稳态工况应力监测

3.2.1 变励磁工况

变励磁工况斜立筋各测点应力结果见表5。斜立筋－Y方位上部竖直向应变片无信号。试验结果表明，同为两个方位的斜立筋虽然结构尺寸、安放角度一致，但其受力状况存在较大差异。定子机座－Y方位斜立筋应力整体上较＋X方位斜立筋大1倍左右，各斜立筋同部位竖直向和水平向的应力大小相当。＋X向斜立筋测点位置应力以受压为主，同一励磁电压条件下斜立筋应力从上部到下部应力大小呈递减趋势，不同励磁电压条件下，同一测点应力大小相当。－Y向斜立筋上部、中部测点位置应力以受压为主，下部测点为位置应力以受拉为主，同一励磁电压条件下斜立筋应力从上部到下部应力大小呈递减趋势，同一测点应力大小随励磁电压的增加而增大。

表5 变励磁工况斜立筋应力MPa

3.2.2 变负荷工况

变负荷工况斜立筋各测点应力结果见表6。斜立筋－Y方位上部竖直向应变片无信号。试验结果表明，机组带负荷运行后斜立筋测点位置的应力均出现由压应力向拉应力转变的趋势。＋X、－Y两个方位斜立筋上、中部竖直向、水平向测点应力大小均随机组负荷增大而减小，下部应力随机组负荷增大拉应力逐渐增大趋势。

最小负荷工况斜立筋应力大小随高度的降低而减小，最高负荷工况下斜立筋下部应力最大，上部应力次之，中部应力最小。变负荷工况，同一负荷条件下，＋X向竖直向和水平应力大小相当；－Y向中部应力水平向和竖直向应力存在较大差异，水平向是竖直向的2倍左右。测试结果说明＋X方位斜立筋的受力基本上达到了采用斜立筋结构保证斜立筋受力小且均匀的目的。

表6 变负荷工况斜立筋应力结果MPa

4 斜立筋定子机座强度分析

斜立筋定子机座材料在外力作用下抵抗永久变形和断裂的能力称为强度，强度是衡量结构部件本身承载能力(即抵抗失效能力)的重要指标，是机械零部件应满足的基本要求。参照文献〔7〕，由有限元法得到的应力分析结果，局部应力值可超屈服强度的1/3，且在正常工作条件下最大应力不得超过材料屈服强度的2/3，特殊工况条件下最大应力不得超过材料的屈服强度，该定子机座斜立筋材料为Q345B，屈服强度345 MPa。

计算结果表明，在常遇正常运行温升工况，斜立筋结构大部分应力在20 MPa以内，只在上下环板、基础部位应力较大，一般小于60 MPa，小于1/3的屈服应力(115 MPa)；在局部极小区域内应力超过100 MPa，最大183 MPa，小于2/3的屈服应力(230 MPa)。现场实测的斜立筋最大的应力值为17.71 MPa，仅为斜立筋屈服强度的5.45%，表明斜立筋结构整体应力水平低，其强度满足要求。

5 结论

通过对大型斜立筋定子机座进行三维有限元数值分析和原型试验，进行了振动、受力、变形分析，得出了该型定子机座运行特性:

1)斜立筋定子机座的受力变形特点。能将铁芯径向的热变形转化为机座斜立筋的扭转位移，使基础的应力水平较低；铁芯部位的斜立筋变形均匀能保证定子的同心度和圆度，有效地防止铁芯翘曲变形。

2)定子机座斜立筋的在结构受力上较传统结构优势明显，电磁扭矩和温度对斜立筋产生的应力在正常运行中能自行相抵，使斜立筋整体处于低应力水平，实测斜立筋在正常运行工况最大应力为17.71 MPa。

3)温度对斜立筋定子机座的应力和变形起决定作用，是控制因素，额定负荷运行温升工况，计算和实测温度引起的斜立筋变形占总变形量的70%以上，对应力的贡献量超过60%。

4)斜立筋定子机座在按照现行标准其振动幅值超标，其强度指标合格并有较大的安全裕度。

〔1〕王鹏宇，孔德宁，胡镇良，等.巨型水轮发电机定子机座水平振动探讨〔J〕.水电站机电技术，2011，34(5):29-32.

〔2〕王鹏宇，马跃东.龙滩水电站700 MW全空冷水轮发电机运行分析〔J〕.水力发电，2010，36(1):77-79.

〔3〕刘文进.三峡左岸电站700 MW水轮发电机定子引进技术〔J〕.上海电气技术，2012，5(1):16-22.

〔4〕中国电力企业联合会标准化中心.水轮发电机组安装技术规范:GB/T8564—2003〔S〕.北京:中国标准出版社，2003.

〔5〕全国旋转电机标准化技术委员会发电机分技术委员会.水轮发电机基本技术条件:GB/T 7894—2009〔S〕.北京:中国标准出版社，2009.

〔6〕付敏，孔祥春.水轮发电机定子三维温度场的有限元计算〔J〕.电机与控制学报，2000，4(4):193-197.

〔7〕全国水轮机标准化技术委员会.水轮机基本技术条件:GB/ T15468—2006〔S〕.北京:中国标准出版社，2006.

Operational characteristics analysis of large hydro-generator skew rib stator frame

TIAN Haiping，HUANG Bo，ZHANG Jun
(State Grid Hunan Electric Power Corporation Research Institute，Changsha 410007，China)

At present，the skew rib stator frame of large hydro-generator under operation subjects to above the standard problems of vibration at runtime frequently，and whether its safety can be guaranteed gains the extensive attention by power generation enterprises.This paper analyzed the operational characteristics of large hydro-generator skew rib stator frame in order to provide references for the same type of stator frame at running time.

hydro-generator；skew rib；stator frame；vibration；safety evaluation

TM312

A

1008-0198(2017)01-0059-04

10.3969/j.issn.1008-0198.2017.01.015

2016-07-07 改回日期:2016-12-17