基于溫度場變化的發(fā)電機定子端部繞組振動主動控制

劉石，萬文軍，高慶水，楊毅，張征平，夏鮮良，甘超齊，楊群發(fā)，張楚，黃正

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基于溫度場變化的發(fā)電機定子端部繞組振動主動控制

劉石1,2，萬文軍1,2，高慶水1,2，楊毅1,2，張征平1,2，夏鮮良3，甘超齊4，楊群發(fā)5，張楚1,2，黃正1

（1．廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，廣東省 廣州市 510080；2．廣東電科院能源技術(shù)有限責(zé)任公司，廣東省 廣州市 510080；3．上海電氣電站設(shè)備有限公司發(fā)電機廠，上海市 閔行區(qū) 201100；4．廣東國華粵電臺山發(fā)電有限公司，廣東省 臺山市 529200； 5．廣東珠海金灣發(fā)電有限公司，廣東省 珠海市 519000）

針對引進型大型發(fā)電機定子繞組端部振動超標(biāo)問題，提出一種基于溫度場變化的定子繞組端部振動主動調(diào)頻控制方法。采用兩端固定-鉸支直梁，研究溫度場變化對結(jié)構(gòu)固有頻率的影響機制。據(jù)此設(shè)計試驗方案，結(jié)果表明，通過調(diào)整定子冷卻水、冷氫溫度，達到定子繞組端部固有頻率遠離電磁激振頻率的目的，避開了共振區(qū)，從而有效地降低了定子繞組端部的振動。最后，開發(fā)了基于溫度場熱應(yīng)力主動調(diào)頻控制邏輯模塊，為控制汽輪發(fā)電機定子繞組端部的振動提供一種新方法。

汽輪發(fā)電機；定子繞組端部；溫度場；振動控制；主動調(diào)頻；自適應(yīng)控制

0 引言

發(fā)電機定子繞組端部在運行時承受著交變電磁力作用，隨著發(fā)電機單機容量的增大，繞組端部所受的電磁力隨之增大，其振動因而越來越突出。大量的發(fā)電機事故統(tǒng)計分析表明，長期過大的振動會造成發(fā)電機定子繞組端部緊固結(jié)構(gòu)件松動、線棒絕緣磨損，還可能致使股線因機械疲勞而斷裂，嚴重時還會引發(fā)定子接地或相間短路故障。

雖然現(xiàn)代發(fā)電機的設(shè)計水平和制造質(zhì)量大大提高，安裝和檢修工藝也不斷改進，但運行實踐和檢修經(jīng)驗表明，即使是安裝和檢修合格的發(fā)電機，其繞組端部的振動狀態(tài)也可能隨著運行時間的增長而惡化。在交變電磁力和熱應(yīng)力的長期作用下，可能因絕緣的微縮作用及磨損或緊固件的局部松動，導(dǎo)致繞組端部模態(tài)參數(shù)發(fā)生變化，投運時完全合格的發(fā)電機在經(jīng)長期運行后，其固有頻率可能落入在電磁力諧振范圍內(nèi)，造成振動狀態(tài)逐步或突然惡化。因此，為了保證發(fā)電機長期安全運行，及時發(fā)現(xiàn)故障隱患，避免破壞性事故的發(fā)生，深入分析繞組端部動力學(xué)特性并進行主動控制非常有必要。

目前，研究多集中在定子繞組端部建模與仿真、動力學(xué)特性研究[1-4]、定子繞組端部振動情況在線監(jiān)測與診斷[5-8]等方面。然而，定子繞組端部振動控制相關(guān)研究較少。文獻[9]提出大型二極汽輪發(fā)電機定子繞組端部共振的二重點理論，該理論指出，當(dāng)發(fā)電機定子繞組端部發(fā)生共振時，可以調(diào)整繞組端部的固有頻率使其避開100 Hz。為了控制二極汽輪發(fā)電機定子繞組端部產(chǎn)生的強迫振動，文獻[10]提出加裝磁流變阻尼器進行減振，使繞組端部的徑向、軸向動應(yīng)力幅值分別降低17.3%和55.9%，結(jié)果表明采用磁流變阻尼器是控制發(fā)電機繞組端部振動的一種有效方法。文獻[11]指出密封瓦和軸頸損壞引起的氫氣純度降低會導(dǎo)致發(fā)電機轉(zhuǎn)子在高負荷運行時發(fā)生熱彎曲，從而使發(fā)電機軸瓦振動過大。文獻[12]通過試驗證明調(diào)節(jié)定子冷卻水溫能改變端部固有頻率，使其避開50Hz，從而降低定子繞組端部的振動幅值。

本文分析了調(diào)整溫度場對改變定子繞組端部固有頻率的機制。試驗表明，調(diào)整定子冷卻水溫度、冷氫溫度均可有效降低定子繞組端部的二倍頻振動，使其遠離電磁激振頻率，避開共振區(qū)，實現(xiàn)降低繞組端部振動的目的。在此基礎(chǔ)上，提出了“溫度場熱應(yīng)力主動調(diào)頻方法”，通過主動調(diào)整定子繞組端部的溫度場改變結(jié)構(gòu)內(nèi)部的膨脹壓力，從而改變繞組端部的固有頻率，為控制發(fā)電機繞組端部振動提供一種新方法。

1 測試現(xiàn)象分析

某電廠6號機組是水氫冷1000MW汽輪發(fā)電機組，其發(fā)電機型號為THDF125/67。在冷態(tài)下進行出廠試驗，測得汽端定子繞組端部整體固有頻率為109.16Hz，勵端定子繞組端部整體固有頻率為100.8Hz，振型均為橢圓形。測試結(jié)果不符合國家標(biāo)準GB/T 20140—2006《透平型發(fā)電機定子繞組端部動態(tài)特性和振動試驗方法及評定》中的“定子繞組端部整體的橢圓固有頻率應(yīng)避開95~110 Hz的范圍”的規(guī)定，試驗結(jié)果不合格。

鑒于無法對定子繞組端部進行改造，決定加裝TN8000-FOA型發(fā)電機端部振動在線監(jiān)測分析系統(tǒng)對定子繞組端部的振動情況進行在線監(jiān)測。該監(jiān)測分析系統(tǒng)由光纖加速度傳感器、智能數(shù)據(jù)采集箱和系統(tǒng)軟件組成，其中光纖加速度傳感器采用加拿大VibroSystM公司生產(chǎn)的FOA-100E光纖加速度傳感器，每臺機組配置12個FOA-100E光纖加速度傳感器，汽、勵端各6個。光纖測振傳感器安裝在汽、勵端每個極相組的第2槽上層線棒鼻端側(cè)面，用0.1′25無堿玻璃絲帶將傳感器綁扎在上層線棒水盒支撐板上，共包裹5層，邊包邊刷環(huán)氧樹脂E44-200，具體安裝位置見圖1所示。

在線監(jiān)測裝置安裝后，對該裝置測點進行了現(xiàn)場比對試驗，試驗中采用Bently208采集FOA-100E光纖加速度傳感器的輸出信號，與TN8000-FOA型發(fā)電機端部振動在線監(jiān)測分析系統(tǒng)的輸出進行比對，結(jié)果一致，表明TN8000-FOA測試系統(tǒng)能真實反映繞組端部的振動特征。

利用已校驗的TN8000-FOA測試系統(tǒng)對端部振動開展測試分析，發(fā)現(xiàn)以下特征。

1）在汽、勵兩端共12個測點中，有3個點的振動超過了GB/T 20140—2006的要求，超標(biāo)測點分別是：汽側(cè)A相徑向振動(12點鐘)、汽側(cè)B相徑向振動(10點鐘)、汽側(cè)A相徑向振動(6點鐘)。

圖1 繞組端部振動光纖傳感器測點圖

2）振動的主要頻率成分為100Hz倍頻分量，與出廠時端部頻率測試不達標(biāo)的結(jié)果相符，除勵側(cè)A相徑向振動(7點鐘)外，其余繞組端部測點的50Hz頻率成分比例較低。

3）在測試的420MW至1007MW有功負荷段，大部分測點，特別是振動超標(biāo)測點呈現(xiàn)隨負荷增加振動逐步降低的趨勢，隨負荷變化的主要頻率分量也是100Hz倍頻，如測點汽側(cè)B相徑向振動(10點鐘)高負荷時最低值為47μm，低負荷時最大值為276μm，變化了229μm。相對于 100Hz的振動變化量，50Hz頻率成分隨負荷變化量較小。

該現(xiàn)象與隨負荷增加二倍頻電磁力不斷增加的基本概念相違背，而在測量該電廠3號發(fā)電機(600MW)定子繞組端部的試驗中，其二倍頻分量與有功功率呈現(xiàn)完全的正相關(guān)性。

在調(diào)閱機組的運行參數(shù)后，發(fā)現(xiàn)在帶負荷過程中，定子冷卻水入口溫度一直保持在44~46℃，隨著負荷的增加定子冷卻水出口溫度從48℃增加至60℃，相應(yīng)的線棒層間溫度、鐵心溫度均有10~15℃的增加。帶負荷過程中定子溫度場的不斷變化，導(dǎo)致定子繞組端部在熱態(tài)下的模態(tài)特性發(fā)生改變，其影響超過了二倍頻電磁力變化對繞組端部振動的影響，初步推斷這是造成6號發(fā)電機定子繞組端部二倍頻振動異常的主要原因。為了揭示這一現(xiàn)象，本文考慮溫度場對結(jié)構(gòu)模態(tài)頻率的影響。

2 溫度場對結(jié)構(gòu)模態(tài)頻率的影響

分析溫度場對結(jié)構(gòu)模態(tài)頻率的影響，主要源于以下3個方面。

1）溫度變化引起材料彈性模量發(fā)生變化，結(jié)構(gòu)的模態(tài)頻率與彈性模量成比例，因此結(jié)構(gòu)模態(tài)頻率也會發(fā)生相應(yīng)的變化。

2）溫度變化引起結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)及幾何形狀發(fā)生變化，進而引起模態(tài)頻率變化。

3）溫度變化引起基礎(chǔ)邊界條件的變化，也必然引起結(jié)構(gòu)模態(tài)頻率變化。

在發(fā)電機正常帶負荷運行狀態(tài)下(50%負荷至100%負荷)，溫度場的變化通常在20℃以內(nèi)，可以認為端部結(jié)構(gòu)主要是銅材的彈性模量基本不變。當(dāng)不計基礎(chǔ)邊界條件影響時，結(jié)構(gòu)模態(tài)頻率發(fā)生改變主要由結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)及幾何形狀發(fā)生改變所致。當(dāng)溫度升高，銅材受熱膨脹，受到邊界條件的約束不能釋放，結(jié)構(gòu)將受到邊界的壓力；當(dāng)溫度降低，銅材冷卻收縮，受到邊界條件的約束，結(jié)構(gòu)將受到邊界的拉力。

考慮如圖2所示的兩端固定鉸支的各向同性等截面直梁，當(dāng)溫度增加/降低，結(jié)構(gòu)膨脹/收縮，受邊界條件約束，結(jié)構(gòu)將受到壓力/拉力()，分析梁在軸力()作用下的彎曲固有振動。假設(shè)初始變形為0，為梁長，為彎曲橫向位移，為梁的抗彎剛度，為梁的密度，為梁的截面積，為彎矩，為剪力，為梁的截面轉(zhuǎn)角。

根據(jù)牛頓第二定律，梁在d微段的橫向運動滿足：

忽略高階微分的影響，式(1)簡寫為

代入用撓度表示的轉(zhuǎn)角和剪力，考慮受定常軸向力作用的等截面均質(zhì)直梁，()和抗彎剛度為常數(shù)，得到梁的彎曲自由振動微分方程：

令()為振動基本函數(shù)，為第階自振圓頻率，則式(3)解的一種形式為

將式(4)代入式(3)，化簡后得：

對于簡支梁，()可以表示為

式中為常數(shù)。

將式(6)代入式(5)化簡后得

求解式(7)得到：

3 溫度場熱應(yīng)力主動調(diào)頻方法

從6號發(fā)電機測試結(jié)果可知，在定子冷卻水入口溫度不變的情況下，隨著機組負荷的不斷增加，發(fā)電機定子冷卻水出口溫度、定子線棒的層間溫度、定子鐵心溫度均不斷增加，當(dāng)1000MW發(fā)電機負荷從500MW升至1000MW時，整個發(fā)電機定子的溫度場平均增加在10~12℃。

6號機組在負荷從500MW升至1000MW時，以汽側(cè)B相徑向振動(10點鐘)為例，其二倍頻100Hz振動從226μm降至69μm，如果僅從二倍頻的電磁激振力分析，這一現(xiàn)象與隨負荷增加二倍頻激振力不斷增加的原理相矛盾，唯一可以解釋的是溫度場的變化改變整個定子繞組端部的固有頻率，而出廠測試也證明該型機組帶負荷運行中繞組端部將處于結(jié)構(gòu)共振的狀態(tài)。隨著負荷的增加，繞組端部溫度場的平均溫度將不斷增加，當(dāng)溫度增加產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)膨脹受到約束時，結(jié)構(gòu)的固有頻率將下降，這意味著負荷越高，結(jié)構(gòu)的固有頻率將越來越偏離冷態(tài)下的固有頻率，即越來越遠離100Hz的電磁激振力頻率，結(jié)構(gòu)的動態(tài)剛度將不斷增加遠離共振狀態(tài)，因此振動隨負荷增加而下降。

圖3(a)為冷態(tài)下固有頻率c0?100Hz，振動處于共振峰值，因此當(dāng)機組勵磁升壓后，繞組端部的振動迅速升高，隨著負荷的增加繞組端部的溫度也不斷增加，其固有頻率開始降低，逐步偏離100Hz，如果二倍頻電磁力保持不變，振動將逐步下降，但由于電磁力也隨負荷增加，二者對振動的主要貢獻交替呈現(xiàn)，在500MW負荷下，雖然固有頻率已下降偏離100Hz，但由于電磁力的增加(圖3(b))，振動仍然較大；當(dāng)負荷繼續(xù)增加，特別是達到700MW負荷以上，繞組端部的固有頻率持續(xù)偏離100Hz，即使電磁力在不斷增加，仍不能阻止振動的不斷下降(圖3(c))。6號機組在振動處理前，其發(fā)電機定子繞組端部實測振動趨勢如圖4所示。

由上述分析，如果在振動大的運行負荷段主動提高定子繞組端部溫度場的整體溫度，增加繞組端部結(jié)構(gòu)膨脹受阻壓力，必然會降低該結(jié)構(gòu)的固有頻率，使其遠離發(fā)電機工作倍頻，從而降低振動?？紤]到超臨界1000MW機組不投油最低穩(wěn)燃負荷在400MW，機組在500~1000MW負荷段運行時間較長，且500~600MW附近振動最為劇烈，設(shè)計的驗證試驗在該負荷段下進行，通過改變定子冷卻水入口溫度和冷氫溫度來改變發(fā)電機定子繞組端部的溫度場。

3.1 試驗方案

1）保持機組有功功率(511MW)、無功功率(136MV×A)，維持冷氫溫度41℃。定子冷卻水溫度調(diào)整過程：保持定子冷卻水進水溫度45℃，測量記錄數(shù)據(jù)；升高定子冷卻水進水溫度，23min后溫度達到51℃，測量記錄數(shù)據(jù)；保持定子冷卻水進水溫度51℃，30min后測量記錄數(shù)據(jù)。

圖3 隨負荷增加固有頻率及振幅變化示意圖

圖4 6號發(fā)電機線圈端部倍頻振動趨勢

2）保持機組有功功率(511MW)、無功功率(136MV×A)，維持定子冷卻水進水溫度51℃。冷氫溫度調(diào)整過程：保持冷氫溫度41℃，測量記錄數(shù)據(jù)；升高冷氫溫度，20min后溫度達到45℃，測量記錄數(shù)據(jù)；保持冷氫溫度45℃，15min后測量記錄數(shù)據(jù)。

3.2 試驗結(jié)果分析

采用上述試驗方案，在6號發(fā)電機上進行試驗，數(shù)據(jù)經(jīng)整理后，將定子冷卻水溫度改變前后定子繞組端部測點的徑向振動列在表1中，將冷氫溫度改變前后定子繞組端部測點的徑向振動列在表2中。

分析表1和表2數(shù)據(jù)，得到以下結(jié)論。

1）當(dāng)定子冷卻水進水溫度從45℃提升至 51℃時，二倍頻振動較大的幾個測點的振動值均有大幅度下降(表1)，如汽側(cè)C相2點鐘測點倍頻振動下降56μm，說明定子冷卻水進水溫度對端部振動影響較為明顯。當(dāng)定子冷卻水進水溫度保持不變時，端部振動基本穩(wěn)定。

2）當(dāng)調(diào)整冷氫溫度從41℃升到45℃時，二倍頻振動較大的幾個測點振動值均有所下降(表2)，如汽側(cè)A相12點鐘測點倍頻振動下降18μm。說明冷氫溫度對端部振動有一定的影響，但較定子冷卻水進水溫度的影響弱。

上述試驗結(jié)果說明，在端部振動較大的負荷段，通過改變定子冷卻水入口溫度和冷氫溫度，主動調(diào)整定子繞組端部的溫度場從而改變結(jié)構(gòu)內(nèi)部的膨脹壓力，進而改變繞組端部的固有頻率，使其遠離電磁激振頻率，避開共振區(qū)，實現(xiàn)降低繞組端部振動的目的，該方法稱之為“溫度場熱應(yīng)力主動調(diào)頻方法”。某6號發(fā)電機僅通過該方法，就將運行在全負荷段的繞組端部振動控制在150mm以下，確保了機組的安全運行。

表1 定子冷卻水溫度改變前后定子繞組端部測點徑向振動

3.3 自適應(yīng)溫度控制邏輯

為實現(xiàn)根據(jù)發(fā)電機繞組端部振動自動調(diào)整定子冷卻水溫度、冷氫溫度，避免運行人員持續(xù)手動操作不斷尋找最佳運行參數(shù)點，在多臺機組試驗獲得成功經(jīng)驗的基礎(chǔ)上[12]，本文提出基于調(diào)整定子冷卻水溫度、冷氫溫度的發(fā)電機繞組端部振動自適應(yīng)調(diào)整控制邏輯，如圖5所示，PID表示比例積分微分，PV表示檢測值，SP表示設(shè)定值。為了使得端部振動達到最佳理想值，引入了串級控制方案。外回路檢測端部振動，并通過閉環(huán)PID調(diào)節(jié)，其輸出分別進入定子冷卻水溫與氫溫調(diào)節(jié)回路。最終使得發(fā)電機的端部振動能夠保證在最佳值附近運行。

表2 冷氫溫度改變前后定子繞組端部測點徑向振動

圖5 溫度自適應(yīng)調(diào)整控制邏輯

4 結(jié)論

針對引進型大型發(fā)電機定子繞組端部振動超標(biāo)問題，現(xiàn)場測試發(fā)現(xiàn)溫度場變化可以降低定子繞組端部振動。通過兩端固定-鉸支直梁的例子，分析得到溫度場變化對結(jié)構(gòu)固有頻率的影響機制。通過調(diào)整定子冷卻水溫度、冷氫溫度改變定子繞組端部的固有頻率，使其遠離電磁激振頻率，避開共振區(qū)，成功將定子繞組端部的振動控制在安全范圍內(nèi)。同時提出了基于溫度場熱應(yīng)力的定子繞組端部振動控制方法，并設(shè)計主動調(diào)頻控制邏輯，對于大型汽輪發(fā)電機的振動控制優(yōu)化設(shè)計具有較大的參考意義和實用價值。

致 謝

本文試驗工作是在上海電氣電站設(shè)備有限公司發(fā)電機廠、廣東國華粵電臺山發(fā)電有限公司、廣東珠海金灣發(fā)電有限公司等單位工作人員的大力支持下完成的，在此向他(她)們表示衷心的感謝。

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(責(zé)任編輯 車德競)

Active Frequency Modulation Control of Turbo-Generator Winding End Vibration Based on Temperature Field Variation

LIU Shi1,2, WAN Wenjun1,2, GAO Qingshui1,2, YANG Yi1,2, ZHANG Zhengping1,2, XIA Xianliang3, GAN Chaoqi4, YANG Qunfa5, ZHANG Chu1,2, HUANG Zheng1

(1. Electric Power Research Institute of Guangdong Power Grid Co., Ltd., Guangzhou 510080, Guangdong Province, China; 2. Guangdong Diankeyuan Energy Technology Co., Ltd., Guangzhou 510080, Guangdong Province, China; 3. Shanghai Electric Power Station Equipment Co., Ltd., Generator Factory, Minhang District, Shanghai 201100, China; 4. Guangdong Guohua Yuedian Taishan Power Generation Co., Ltd., Taishan 529200, Guangdong Province, China; 5. Guangdong Zhuhai Jinwan Power Generation Co., Ltd., Zhuhai 519000, Guangdong Province, China)

Aiming at the problem of excessive vibration of the stator end winding of the imported large turbo-generators, an active frequency modulation control method of the stator end winding vibration based on the change of temperature field was proposed. Taking the fixed-hinged straight beam as an example, the influence mechanism of temperature field on natural frequency of structure was studied, and a test plan was designed. The results show that by adjusting the temperature of the stator cooling water and cold hydrogen, the natural frequency of the stator end winding is far away from the electromagnetic excitation frequency and the resonance region is avoided, thereby effectively reducing the vibration of the stator end winding. Finally, the active frequency modulation control logic module based on temperature field thermal stress was developed, which provides a new method for controlling the vibration of the stator end winding of turbo-generator.

turbo-generators; stator end winding; temperature field; vibration control; active frequency modulation; adaptive control

2017-12-01。

劉石(1974)，男，博士，首席技術(shù)專家，研究方向為電力設(shè)備振動控制與故障診斷13925041516@139.com。

10.12096/j.2096-4528.pgt.2018.004