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体积 2021 |文章的ID 5554914 | https://doi.org/10.1155/2021/5554914

蒋洪春,唐贵基,何玉玲,孙凯,李卫军,程伦 静转子偏心对端面绕组力和振动磨损的影响",国际旋转机械杂志 卷。2021 文章的ID5554914 14 页面 2021 https://doi.org/10.1155/2021/5554914

静转子偏心对端面绕组力和振动磨损的影响

学术编辑器:亨俊安
收到了 2021年2月22日
接受 2021年3月12日
发表 2021年3月30日

摘要

为了研究静转子偏心前后定子端面绕组的振动磨损规律和强度失效点,本文对静转子偏心前后定子端面绕组的三维电磁力及其后续力学响应进行了研究。采用电磁-结构耦合的有限元方法,计算了QFSN-600-2YHG汽轮发电机端部绕组的电磁力、应力和变形。通过实验验证了绕组的径向振动特性。结果表明,同一层的振动磨损比相邻两层之间的振动磨损更严重。对于不同的层,间相线圈比内相线圈承受更大的磨损风险。在同一相位内,最后一个线圈沿旋转方向的绝缘磨损风险最高。转子静偏心的发生会使部分线圈上的电磁力和振动振幅显著增大。靠近最小气隙点的端相线圈由于持续的超应力和加剧的变形,是最危险的线圈。

1.简介

定子绕组是实现能量转换的关键部件。随着容量的增加,发电机,特别是大型汽轮发电机的定子绕组将承受更大的电磁力。这种电磁力会使绕组振动[1并承受压力[23.].

对于端面绕组的电磁力/应力,学者们已经给予了很大的关注。Chow等人利用积分方程法确定了导体上的磁场和电磁力[4].Khan等人建立了基于图像电流分析的力分析模型[5].这两种方法的关键是基于积分性能,利用毕奥-萨伐尔定律计算末端区域的磁场。Albanese等人进一步证实了这种方法的有效性[6].该方法的优点是可以得到任意点的磁通量密度。此后,有限元法得到了迅速发展,越来越多的研究人员采用有限元法来研究电磁力。例如Kim等人基于Biot-Savart定律和三维有限元分析了端面绕组上电磁力的分布[7],而Fang等对大型注水潜水电机在稳态和瞬态工况下的端部绕组应力分布进行了计算[89].Salon等人也给出了大型汽轮发电机瞬态运行下的绕组力变化[10].除了运行条件(稳态和瞬态情况)外,还发现转速、功率因数、定子齿的饱和、磁场分布、绕组连接和凸极形状等其他因素也会影响力的大小[1112].随后,为了减小由此产生的电磁力的波动,Liang等人根据电磁力特性设计了一种新的定子绕组结构[13].另外,Bao等通过分析不同杆在不同时刻的电磁力,发现电磁力突变往往发生在渐开线的过渡部分[14].Ohtaguro等人研究了高压旋转机械中端部绕组的机械应变,并使用应变计进行了验证试验[15],发现由于电磁力引起的定子端部绕组的应变会随着机器的启动而增大。本文还对600mw汽轮发电机端面绕组力和机械响应进行了三维有限元计算,得出机头部分、根部和中间部分是最容易损坏的部位[1].

除了电磁力、应力和应变之外,还有一个关键参数,即绕组振动。Lu等人基于多物理分析计算了三种不同绕组类型的轴向磁通永磁同步电机的电磁力和振动[16].Patel和Butler利用光学位移从动器测试了大型两极发电机的端部绕组振动[17].研究发现,其公称振动幅值约为76 ~ 102必威2490μM,而在超前功率因数模式下,振动将增加到185μm.实际上,越来越多的大型发电机都安装了光电转换式传感器,如光纤加速度计,来监测端部绕组的径向振动。由于端部绕组的电磁力具有突出的二次谐波,对于大型发电机,要求端部绕组的固有频率尽量远离二次谐波频率[1].为了得到更全面的结果,Mori和Ishikawa阐明了径向电磁力、固有频率和振动速度之间的关系[18],而Yang和Chen给出了具有三相对称双层绕组的永磁同步电机(PMSM)径向力谐波的频率及相应模数的一般表达式[19].此外,Ishibashi等人对钢芯和绕组的固有频率进行了计算,发现随着环的构型越来越复杂,固有频率的数目将会增加,而固有频率的确切值将会减少[20.].

到目前为止,对末端绕组的研究大多集中在正常状态/名义运行上,对故障绕组的研究较少。研究发现,在三相短路工况下,端部绕组的电磁力会明显增大[21].同时Li等人也发现当发生同步失相时,端区磁场会发生很大的变化,大的冲击电流可能会破坏绕组绝缘[22].同时指出,短路程度和短路位置都会影响同步发电机端部绕组的电磁力和振动特性[23].作者也做了一些前期研究,发现当转子绕组匝间短路时,电磁力的奇次谐波增大,偶次谐波减小[24].此外,对转子振动的研究[25],磁通量密度[26],相电流[27],电磁转矩[28],转子振动特性[29],轴电压[2730.]下的气隙偏心也提出了。然而,在转子静偏心情况下,端部绕组力如何变化,振动响应如何变化,还没有得到研究。

随着转子偏心的发生,部分绕组的电磁力和振动会加剧,长期使用后可能发生后续绝缘磨损失效。由于转子偏心现象普遍存在于几乎所有的发电机中,因此研究其绕组力特性和振动响应具有重要意义。本文研究了一台600mw汽轮发电机端面绕组的电磁力特性及随之产生的机械响应。本文其余部分的结构如下。文中推导了静转子偏心作用下端面绕组电磁力的定性公式2,在截面中进行有限元分析和试验研究3.和部分4,分别。在理论、有限元和试验研究的基础上,最后得出了初步结论5

2.电磁力分析

转子绕组分布和连接关系如图所示1(一)而且1 (b).利用叠加原理可以得到绕组磁动势(MMF)。产生的MMF 线圈如图所示1 (c),周向位置角为的任意点处的MMF (如图所示1 (d))可以写成

在哪里 而且 是电流和匝数,分别和 的比率是 转子线圈螺距到极点螺距。转子绕组MMF及其傅里叶级数可表示为 在哪里

的因素 而且 具有相同的值 Th和(17)- 线圈,转子以角频率旋转 转子绕组MMF可降低为

MMF波形和频谱如图所示1 (e)而且1 (f),分别。结果表明,MMF是一个以奇谐波分量为主的阶梯波。

气隙内单位面积渗透率(以下简称为单位渗透率)与径向气隙长度成反比,可将径向气隙长度用幂级数展开,即为 在哪里 为法向单位渗透率, 是偏心率,和 为偏心值,如图1 (d)

气隙的磁通密度(MFD)可由MMF乘以单位渗透率得到,即:

因此定子绕组电流可表示为

在哪里 为感应电动势, 为绕组的有效轴向长度, 是线圈棒切断磁通量线的速度, 是线圈的电抗, 为每个相位的槽位号, 是每圈的匝数, 是发电机的内部功率角,和 是缠绕因子 谐波。缠绕因子可以描述为 在哪里 是两个相邻槽之间的夹角, 定子线圈螺距,和 为定子极螺距。绕组系数的谐波如图所示1 (g)

根据叠加原理也可得到定子绕组的MMF。它可以写成

根据公式(8)及(10)及数字1 (f)而且1 (g)时,定子绕组电流仅包含奇次谐波,其中1次谐波为一次谐波。因此,定子绕组产生的MMF也应该只包含奇数次谐波,并且1次谐波应该是突出的。静转子偏心一般会影响渗透率,对磁动势(MMF)影响不大[14].为了分析方便,我们忽略了高次谐波,忽略了任意点上圆周位置角为的MMF 可以写成 在哪里 而且 分别为定子和转子MMF的一阶谐波, 为复合基频MMF, 是夹角 而且 如图所示1 (h)

为了清晰起见,把上面一层的周向角 定子线圈定义为 例如,第34个线圈的位置定义为 由于在每个线圈的末端部分有许多点,我们定义了线圈的周向位置 这一点是 如图所示2(一个).考虑到端区磁场一般为漏磁场,漏磁场的磁幅值明显较小,我们设置了一个系数 用于修改。然后,忽略MMF的高次谐波,得到端面绕组的电磁力 在哪里 磁通量密度与定子电流之间的夹角是在点处吗

进一步,线圈的径向、切向和轴向电磁力分量 可以通过 在哪里 向量是点的角吗 在圆柱坐标中,和 是线圈末端绕组的曲线。

根据(12)时,端部绕组的电磁力具有直流分量和二次谐波。如果考虑到高阶MMF谐波,应该还有其他偶数谐波,如4阶、6阶和8阶。静转子偏心的出现会影响这些谐波的振幅,但不会产生新的谐波。振幅的变化取决于偏心率 和线圈位置 在这篇论文中, 结果是 因此,当转子发生静偏心时,电磁力会增加。

3.有限元分析

3.1.模型设置

本文以QFSN-600-2YHG型汽轮发电机为研究对象,采用三维瞬态求解法进行有限元分析。在计算过程中,我们建立了与参考文献相同的物理模型和外部耦合电路。[1].静转子偏心距是沿 轴,偏心率为0.03。

发电机的关键参数见表1.定子铁心的轴向长度为6300mm,在三维计算中需要大量的计算资源。为了平衡计算精度和资源,选取定子的十分之一,即630 mm进行有限元分析[1].定子铁心有42个槽,具体槽位分布如图所示2(一个).每个槽有两层线圈,每个线圈在这些槽内有一条上线和一条下线。例如,第34个线圈的上线在槽34,下线在槽9。绕组为双Y连接,A相绕组分布如图所示2 (b)


参数 价值 参数 价值

额定容量 667伏安 额定励磁电流 4128年,一个
额定电压 20000 v 每相串联的定子线圈数 7
额定转速 3000转 每个转子槽的匝数 8(1号槽位和16号槽位为6)
极对数 1 转子长度 6250毫米
定子绕组连接方式 2 y 堆栈长度 6300毫米
球场 17 定子内径 1316毫米
功率因数 0.9 定子外径 2674毫米
工作温度 75°C 转子内径 500毫米
转子分度槽 50 转子外径 1130毫米
转子实槽 32 气隙长度 93毫米
定子槽数 42 叠加因素 0.95
转子槽尺寸 定子槽尺寸

3.2.电磁力

径向磁通密度的变化如图所示3(一个).结果表明,磁通密度曲线显示为余弦函数。当偏心发生时,MFD值接近0度( 轴)会增加,而在180度附近,MFD会减少。此结果很好地符合式(7)。

MFD轴向分布如图所示3 (b),其中坐标原点设置在定子铁心中心点。由于定子长度的一半为315mm,在[0,315]处MFD值较大,而在定子铁心外,MFD幅值减小。静转子偏心的发生一般会增加定子铁心内部的MFD,即0- 315mm区域。

为了更好地分析电磁力特性,分别计算了线部受力和端部受力。首先计算了受力密度。然后通过现场计算器进行进一步的积分运算,分别得到径向力分量、切向力分量和轴向力分量。径向力和轴向力的正方向分别沿径向和轴向设置,都是从内到外。对于切向力,正方向沿正向旋转方向设置。根据上述理论结果,线圈的电磁力在(-90°,-55.7°)范围内会增大。具体来说,我们将第34个线圈(位置为-72.9°)作为具体的分析对象。

端面绕组的电磁力如图所示4.通常情况下,周向距离为180度的两个线圈通常具有相同的电磁力。例如,图中所示的第13圈和第34圈4(一)- - - - - -4 (d)有相同的力振幅。这与式(一致12)。而转子静偏心的发生会使磁通分布不再均匀,导致小气隙侧线圈受力增加。例如,第34圈有一个明显的力增量。作为验证,我们提供了详细的角度值 方程式(12),然后发现 也就是说力是正增加的。

为了更好的说明,第34圈在静转子偏心前后的力谱如图所示5.如图所示5无论转子处于正常偏心状态还是静止偏心状态,电磁力都包含明显的直流分量和二次谐波。此外,还有其他的甚至谐波,如第四次和第六次,但振幅小得多。由于恒力分量不会产生振动(周期性运动/变形),而且高阶偶次谐波很小,二次谐波力是线圈振动的主要因素。

每个线圈的二次力谐波振幅如图所示6.结果表明,径向力分量比切向力和轴向力分量有更大的力幅值。因此,线圈在径向上会有更强烈的振动。这就是为什么绑线被应用来抑制线圈的径向振动。由于端部绕组组织在两层,并构造成篮状,切向和轴向振动将导致相邻两层之间的绝缘磨损。在同一层内部,径向和轴向振动也会引起绝缘磨损。由于径向力的振幅较大,同一层的绝缘磨损比不同层的绝缘磨损更严重。

如图所示6 (d)相位末端线圈(沿相位旋转方向的最后一个线圈,如第7、14、21、28和42线圈)具有最大的电磁力,因此也有更严重的振动和绝缘磨损。另外,相间线圈(与另一相相邻的线圈,如第7和第8线圈)切向力最大,如图所示6 (c).因此,对于不同层磨损,间相线圈比内相线圈承受更大的磨损风险。

当转子静偏心发生时,部分线圈的电磁力和振动引起的绝缘磨损都会增大。其中,第27 ~ 41圈的径向力和轴向力分量有增大的趋势,而第4 ~ 23圈的切向力分量在径向力/轴向力增加的线圈后面约180度处出现增大的切向力。必威2490一般来说,第29 -42圈(包括前面提到的第32 -36圈在(-90°,-55.7°)区域)将有较大的合力。这种现象与前面的理论分析很吻合(见式()12))。

3.3.机械响应

由于电磁力的作用,线圈将承受时变的应力和变形,长时间使用极有可能引起材料疲劳和绝缘磨损。改善制造工艺是防止磨损的一个重要途径,例如在线圈危险部位表面涂上耐磨涂层。关键是要找出确切的危险区域。本文进行了多场耦合计算,得到了变形和等效应力等力学响应。电磁力从麦克斯韦三维模块导入到瞬态结构模块。具体结果如图所示7.由图可知,C相末端的第35圈应力和变形最大,因为它紧挨着最小气隙点。

为了更好地说明线圈响应的细节,选取第34个线圈作为研究对象,将其分为必威249016段,如图所示8(一个).各段的具体最大应力和变形如图所示8 (c)而且8 (d),分别。结果表明,最大应力出现在端部绕组的根部(线部与端部的连接点)O段和P段上。另外,端部绕组中间的G段和H段的应力值第二大。变形量最大的是端部绕组中段(G段),另外A ~ F段的变形量也较大。由于过大的应力或过大的变形都会导致线圈的潜在损伤,所以根部部分和接近机头的上半部分是整体上最危险的区域。这些阵地需要特别加固。

为了解释最大应力和变形波形,我们将上部渐开线简化为梁,受力载荷分析如图所示8 (b),在那里 为电磁力密度,详情见参考文献[1]. 为定子铁心提供的支撑力, 拖曳力是由底部渐开线带来的,它们可以通过 在哪里 是鼻子部分的弯矩,和 梁的长度在 方向。

由于应力与弯矩有关,我们绘制了剪力和弯矩的示意图,如图所示8 (e)而且8 (f).结果表明,中间部分弯矩最大。因此,中间部分的应力最大。这也可以用弯曲应力方程(15)。但由于根部是形状突变部位,必须面对应力集中。因此,最大应力实际上出现在根部分,如图所示8 (c) 在哪里 是弯矩,和 为弯曲截面系数。

由于弯矩的作用,会产生挠度。梁挠度的微分方程可以写成 在哪里 是弹性模量,和 是惯性矩。

通过对弯矩的二次积分性能可以得到挠度趋势,如图所示8 (g).从P点到G点,挠度一般会变大。这样的结果与图中所示的模拟变形相似8 (d).但是图中G到A的变形8 (g)与图?有些不同8 (d).这是由于挠度(径向变形,即部分变形)和变形(复合变形不仅包括径向分量,还包括其他分量)之间的差异造成的。

在工程中,由于空间的限制和强电磁场环境中的数据传输困难,线圈的应力难以检测。然而,利用光纤加速度传感器可以测试振动(振动振幅实际上是变形)。本文通过将两个加速度传感器固定在两个不同的线圈上进行振动信号采样与验证的实验研究;更多细节可在下一节中找到。

4.实验研究

4.1.方法

实验在中国可再生能源交替电力系统国家重点实验室MJF-30-6型发电机样机上进行,如图所示9(一个).发电机的主要参数见表2.用一组高精度表对气隙进行了测试,测试显示最小气隙点(静转子偏心位置)为120°,如图所示10 ().将两个加速度计固定在末端绕组上,分别标记为A和B,如图所示9 (b).传感器A在最小气隙点旁边,传感器B在相邻相位的线圈上。为了更清楚地说明,发电机的截面图如图所示10 ().特别是上述有限元计算的探头位置与实验相似,如图所示10 (b).传感器A在第34线圈上,传感器B在第41线圈上。第34线圈的中心在最小气隙位置(见图)1 (d)而且2(一个)),第41线圈在相邻相位。


参数 额定容量 额定转动 额定励磁电流 额定功率因数 双极

30 kVA 1000 r / min 1.8 0.8 3. 8

4.2.结果

振动结果(加速度信号)如图所示(11日)- - - - - -11 (d).显然,二次谐波是突出分量,与前面的理论结果有很好的一致性(见式12))。更接近最小气隙位置的传感器A的振动幅值比传感器B的振动幅值大。探头A(线圈34)和探头B(线圈41)的仿真数据也有相似的结果。这一结果也与Figure相符6 (b)因此,这是对模拟的一个很好的验证。

5.结论

本文研究了汽轮发电机定子端部绕组在转子静偏心前后的电磁力及随之产生的机械响应。通过理论分析、有限元计算和试验研究,得出了以下主要结论。(1)电磁力包含直流分量和偶次谐波。静转子偏心的发生会引起力的变化。线圈力增大的充分条件是线圈落在范围内 (2)径向力分量大于轴向和切向分量,导致径向振动更加强烈。当静态转子偏心发生时,靠近最小气隙点的线圈会增加(3)同一层线圈的绝缘磨损比相邻两层线圈之间的绝缘磨损更严重。对于不同层磨损,间相线圈比内相线圈承受更大的磨损风险。正常情况下,相端线圈(第7、14、21、28、35、42线圈)的振动幅度最大。而在转子静偏心情况下,放大的振动主要出现在第29 -42圈(4)应力过大或变形过大都会导致线圈绝缘损坏。靠近最小气隙点的端相线圈是最危险的。线圈根部和中部受力最大,靠近机头的上半部分变形最大。这两个区域在制造过程中需要特别注意和特别加固

下一步将对转子绕组的电磁力进行研究,作为对本文的补充。我们将分别对正常情况和转子偏心情况下的转子绕组进行相同的分析。

数据可用性

用于支持本研究结果的数据可根据要求从通讯作者处获得。

利益冲突

作者声明他们没有利益冲突。

致谢

国家自然科学基金(51777074)、河北省自然科学基金(E2020502032)、河北省青年拔尖人才支撑计划([2018]-27)、中央高校基本科研业务费专项资金(2017MS146、2018YQ03)资助。

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