端部结构

端部结构（精选7篇）

端部结构 篇1

连续配置的钢筋提高了裂缝处的传荷能力, 新加铺的连续配筋混凝土路面通过纵向钢筋及裂缝两侧不平整接触面的啮合作用传递车辆荷载, 大大减小了旧水泥混凝土板接缝处的弯沉差, 改善了板角与板边的工作状态, 减少了交通荷载振动冲击对板的破坏作用, 增加了路面的整体性, 因而具有更高的承载能力:由于CRCP不设置接缝, 减少了雨水 (雪水) 渗入基层及路基, 避免基层的冲刷而引起的唧泥、脱空及路基的浸润湿软, 接缝类病害比普通混凝土路面大大减少, 且无需灌缝处理。

连续配筋混凝土 (CRCP) 加铺层不设胀缩缝, 路面受温度变化影响会产生较大的变形, 尤其是在路面端部, 年温度变化条件下的端部自由位移有可能超过10cm, 从而对CRCP端部附近的其他构造物或路面结构形成推挤。因此, 在桥头或CRCP加铺层与其它类型路面相接处, 要采取设锚固端等结构措施以限制其变形, 目前CRCP端部结构主要采用凸形锚固地梁, 构造如图1.0.1所示, 凸形锚固地梁数目一般3～4个。锚固设施一般无法完全限制CRCP的端部变形, 所以在与CRCP连接的路面一定范围内, 还需设置几条胀缝以消除残余变形。

1 计算模型

有限元计算模型见图1.1, 分析时引入如下假定:路面板与旧水泥混凝土板或半刚性补强层之间光滑接触;地基采用E地基;混凝土、基层及土基材料都具有线弹性性质, 以E、表示。计算模型中, 端部结构左端截面作用有均布的锚固力。由于高等级公路路面宽度较大, 而端墙高度一般在1.5m以下, 且温度应力又是均匀地作用在路面横断面上, 所以可将端部锚固计算归结为平面应变问题, 单元采用平面四边形单元。经过收敛性分析, 地基深度取8m, 结构左侧土体宽度取5m, 结构右侧土体宽度取10m, 同时合理地确定网格划分密度。为了防止墙后的土体对墙产生拉应力, 在墙与土体之间设了一种界面单元——压力间隙元, 这种单元只能随压力而不能随拉力。间隙元的弹性模量按抗压刚度相等的原则换算。由于基层的厚度相对于墙深较小, 且通常只有碎石稳定类的刚度与土基相差较大, 分析时为有限元建模方便, 将CRCP板下地基按一种材料考虑。

2 锚固端墙的应力、位移分析与参数确定

在分析中主要考察下面三个指标:端部位移、路面板最大拉应力和端墙最大拉应力。位移指图2.1中A处的位移, 路面板最大拉应力指E处的应力。由于左侧端墙位移略大于右侧端墙位移, 在基础前后均匀的情况下位移越大, 端墙应力就越大, 所以取左侧端墙的最大拉应力 (即C处应力) 作为端墙最大拉应力。

参数敏感性分析中主要考虑端部锚固力F, 路面厚度hc, 端墙宽度bw, 端墙高度Hw, 端墙间距Lw, 混凝土模量Ec, 基础模量Es和端墙个数n等, 根据变化规律给出主要参数的确定方法。分析中基本参数为:F=1000KN, hc=0.22m, bw=0.5m, Hw=1.5m, Lw=5m, Ec=2.85×104MPa, Es=100MPa。

2.1 端墙高度影响与确定

当墙高Hw取不同值时所得结果见表2-1-1和图2.2。计算表明, 随着墙高的增加, 端墙顶端位移、路面板最大拉应力和端墙最大拉应力都先增大, 然后又逐渐减小, 而端墙底端位移则减小。其原因在于顶端位移由两部分组成;端墙底部的位移 (可认为是端墙的平移) 和端墙的转动。随墙高的增大端墙的平移减小, 而转动增大。如果转动的影响大于平移的影响, 则顶端位移增加。

CRCP端墙所能承受的锚固力是与墙高有关系的, 墙越高能随承受的力越大。由于在端部锚固力作用下, 路面及端墙会产生移动, 端墙背侧会受到土抗力, 抗力最大可达被运土压力, 记为P′a。端墙前侧土体有可能也对端墙作用土压力, 此土压力最小可降至主动土压力, 记为P′a。当端墙对土体的作用力大于P′p-P′a时, 土体滑动。根据朗金理论, 被动土压力为:

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当墙高Hw≥tg (45+φ/2) 时, 主动土压力P′a为:

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式中ρ为土体密度;c为土的粘聚力;φ为土的内摩阻角。

设端墙锚固力F, 拟设n个端部, 则由后面分析规律可知, 每个端墙所承受的力约为F/n, 则

F/n=P′a (Hw) -P′a (Hw) (2-1-2-3)

根据上面公式即可求出端墙高度。

2.2 端墙间距的影响与确定

端墙间距的确定与墙高有关。当Es=100MPa, H分别为0.5m, 1.0m, 1.5m, 2.0m时, 端墙位移、端墙降板最大拉应力随端墙间距的变化情况分别见表2-2-1、2-2-2与表2-2-3, 易见随着端墙设置间距的逐渐逐加, CRCP端部位移、板内最大应力和端墙内最大应力逐渐减小, 一般在Lw小时减小的幅度较大, 而当Lw在4m～6m左右时就逐渐趋于稳定。当然, 土基模量不同时对计算结果也有影响, 分析表明土基模量增大后计算结果随Lw收敛速度加快, 同时考虑到端墙间距太大时施工不方便, 故端墙间距一般可取为4～6m。

2.3 墙宽影响与确定

墙宽变化主要对墙体抗弯刚度有影响, 进而影响墙内应力, 分析易知墙宽的平方和端墙应力近似成反比, 一般在bw=0.5m时墙内应力有很大程度的减小。表2-3-1给出了bw取不同值时的计算结果。从表中可以看出, 当墙宽变化时, 位移基本不变, 路面板最大拉应力也基本不变。端墙最大拉应力随墙宽增加而减小, 可减少配筋, 但增加了混凝土用量;反之当墙宽度减小时, 墙内应力增加, 虽然减少了混凝土的数量, 但需要多配筋, 故可从经济性上确定墙宽。另外, 由于端墙既承受来自路面的推力, 也可能承受来自路面的拉力, 所以端墙宽度还要满足双面布筋所需要宽度的要求。综合以上原因, 初拟墙宽建议取为0.4～0.6m。

2.4 土基模量

Es对计算结果影响见图2.4.1与图2.4.2。从图中可见, 随着土基弹性模量的增加, 位移、路面板最大拉应力和端墙最大拉应力均减小, 故CRCP端部范围的土基宜使用刚度较大的材料, 并在施工中注意充分压实。

2.5 端墙个数

表2-5-1给出了不同端部锚固力与端墙个数的计算结果, 易见在每端墙承受的力相等的条件下, 如果锚固力随端个数的增加而成正比比例增加, 则位移和端墙最大拉应力均增大, 路面板最大拉应力基本不变。表2-5-2是端墙个数变化对位移的影响。由于墙高以及其它参数对位移的影响很小, 所以仅考虑土基弹性模量变化。从表中结果可以看出, 位移相对误差随端墙个数的增加而增加, 随土基弹性模量的增大而减小。综上所述, 当端部锚固结构由三、四个端墙组成时, 可按每端墙承受的力相等的原则转化为两个端墙进行计算。

2.6 计算诺谟图

为了便于生产设计应用, 取下列参数进行计算。

bw=0.5m, Ec=28500MPa, F=1000KN, n=2, 路面厚hc=22, 26, 30cm;

由于端墙间距Lw=5.0m, 端墙高度Hw=0.5, 1.0, 1.5, 2.0m;

土基模量;Es=20, 50, 100, 150, 200, 250, 300MPa

将端部最大位移, 路面板最大拉应力和端墙最大拉应力等有限元分析结果绘制成计算诺谟图。当实际设计时所用参数不为上述各值时, 可按上述各值查得结果, 然后内插或外插得最后结果。

3 结束语

由于CRCP耐久性好, 行车舒适平顺, 养护量小, 虽然初期修建投资高, 但在其整个使用期内具有良好的经济性, 在高速公路, 机场道面, 城市道路和交通公路都有这广泛的应用。本文使用有限元法研究了凸型锚固地梁的应力和位移, 基于参数敏感性分析结果, 给出了锚固端墙的主要设计参数建议值及位移、路面板设计弯矩和端墙设计弯矩诺谟图。后期的养护维修费用较低;消除了横向接缝, 极大地提高了混凝土路面的平整度, 改善了行车舒适性:使用寿命长, 且养护费用少, 因此从长远来看是经济合理的。

参考文献

[1]连续配筋混凝土路面端部研究, 长沙理工大学学报.

[2]钢筋混凝土结构的裂缝控制, 海洋出版社.

端部结构 篇2

硬绕组复形模端部材质及形状的改进。硬绕组电机定子成型线圈在制造中,有一个关键的工序就是:张形后的复形工序。硬绕组电机定子线圈复形的主要作用是:把线圈端部的形状校准到正确的形状,以保证嵌线后定子线圈端部尺寸的正确与整齐。

2 复形是在专门的复形模上进行的

早期传统的线圈复形模的端部是用硬木制造的,是木工师傅在一块方木上按成型线圈端部形状制造的。制造起来很麻烦且与复形模直线部分是用螺钉连接在一起的,使用时间长了就会松动连接起来时较困难。其整体结构如下图所示:

端部结构如下图所示:

这种复形模的端部制造周期长,制造困难,影响成型线圈的制造工期,进而影响电机的生产效率。

3 经改进后的线圈

现在经改进后的线圈复形模的端部用的材质是常用的普通碳素钢Q235-A;其结构是按照成型线圈端部弧度的形状加工出两付弧板,再根据成型线圈的尺寸要求计算出弧板的弧度、长度及角度。然后,把两付弧板按照要求与直线部分的角铁焊接起来并进行圆滑过渡。为增加弧板强度,在弧板底下与支板底脚之间焊接两根支撑肋,直线部分的角铁焊接在两侧支板上,两支板用两个侧板进行连接并焊接起来。值得注意的是端部弧板与直线部分角铁采用焊接技术连接,连接好后将直线角铁与端部弧板连接处修整平滑,光洁、圆滑过渡;表面粗糙度要达到要求时即可使用。这样能够使线圈在复形时不至破损影响线圈性能。复形模的所有零件加工起来很方便。连接起来很容易并且牢固耐用。整个复形模操作简单、实用、制造容易,而且能够满足批量生产的需要。成型线圈复形时,把拉好形的线圈放到复形模内,先矫正线圈直线部分,矫正好后把直线部分用复形模上胎压紧并夹紧,然后矫正线圈的端接部分,把线圈端部按复形模弧板的形状进行矫正。经过复形后,线圈的形状基本上可达到要求。线圈的几何形状基本一致。其整体结构如下图:

端部结构如下图:

4 结束语

经改进后的复形模端部制造起来容易。用这种复形模制造出来的成型线圈的形状、尺寸及几何形状能达到要求,缩短了电机成型线圈的制造工期,提高了电机的生产效率。

摘要：本文分析了硬绕组电机端部复形所需工艺装备复形模。介绍了复形模的工作原理并对其进行改进。改进后的模具提高工作效率。

关键词：硬绕组,复形模

参考文献

[1]章顺勤,胡夏夏等.超声波电机定子支撑部分的结构优化分析.机电工程,2008(9):45-47.

发电机绕组端部磨损分析 篇3

我公司装备有2台汽轮发电机, 发电机端部绕组采用多层0.18×25的F级环氧粉云母带、0.1×25无碱玻璃丝带、环氧树脂、F级绝缘漆、F级环氧腻子等材料构成端部定子线圈主绝缘。定子线圈端部绕组采用玻璃布板做为支撑板、使用涤玻绳绑扎固定, 线圈支架使用3240玻璃布板。两台发电机自投运约一年后, 检查发电机定子端部绕组有较为严重的磨黄粉现象, 且随着运行时间的增长有加重趋势。

1 原因分析

2009年10月我公司1号机组进行大修, 发电机端盖打开后将磨出的黄粉进行了取样分析, 化验结果与我们之前的判断一致, 黄粉的主要成份为环氧树脂粉末、云母粉末等绝缘材料和支持件材料。磨黄粉的部位主要集中在端部绕组与线圈支撑板之间的结合面处, 线圈绑线处有较轻微的磨黄粉现象。仔细排查端部绕组与线圈支撑板之间的结合面, 发现两者之间有细微的间隙, 在线圈绑线处出现磨损现象的地方, 绑线有松动, 说明端部绕组出现磨黄粉现象与线圈与支撑板之间有间隙以及绑线松动有很大关系。两台机组自投运以来, 振动值在3.4丝以下, 发电机正常运行时的轻微振动引起松动部位有相对运动, 有相对运动就有磨损, 机组经过长期运行, 磨损造成的间隙越来越大, 磨损现象越来越严重。

2 处理工艺和达到的效果

2.1 处理工艺介绍

经与厂家技术服务处专家和大修单位技术人员反复进行分析, 确认发电机磨黄粉的原因为发电机在制造厂端部工艺不良, 线圈绑扎工艺不过关, 并制定处理方案, 主体方案为将发电机定子线圈端部清洗干净后, 更换松动的绑线, 对定子线圈固定部位进行环氧树脂喷涂。

发电机清洗材料采用带电清洗剂, 使用压缩空气、喷枪进行清洗, 清洗质量控制标准为定子线圈表层污垢全部清理干净, 防止污垢清理不彻底而被残留在将要喷涂的环氧树脂内形成新的隐患。端部绕组彻底清理干净后对松动的绑线进行更换, 使用直径为5毫米的涤玻绳进行绑扎处理, 绑扎工艺为首先将环氧树脂和650按1:1比例配比, 使用二甲苯稀释, 稀释到可流动状态, 再将涤玻绳放入浸泡, 当涤玻绳内吸入溶剂即可使用, 绑线绑扎工艺按原制造厂工艺执行, 绑线绑扎完毕后再在涤玻绳附近刷上环氧树脂固化。端部绕组进行喷涂环氧树脂时, 首先用二甲苯稀释环氧树脂和650的混合剂, 直到溶剂稀释到可从喷枪喷出不堵喷枪状态 (5:1:1) , 使用压缩空气将溶液喷到端部绕组上, 重点关注部位为线圈与支撑板的结合部位、线圈绑线部位, 尽量将溶液渗入到结合部处, 填充原有间隙, 待第一遍喷上的溶液已基本干燥后, 再次对已确认易磨黄粉的重点部位喷一次溶液。待溶液干燥后开始对磨黄粉的部位涂刷一次溶液, 此时溶液配制时二甲苯加入量要少 (2:1:1) , 要求有一定的流动性即可, 但不能过稀, 此次要有针对性的涂刷溶液填充至支撑板与线圈之间的间隙, 将线棒与支撑板之间紧密结合起来, 另外对部分绑线进行涂刷一遍, 固定绑线, 防止出现新的松动。

2.2 处理后达到的效果

处理后的发电机经过1年时间运行考验, 达到了预期的目标, 通过人孔门检查, 端部定子线圈的磨黄粉现象已得到消除。

3 结束语

针对较为严重的磨黄粉现象, 采用加强固定部件结构的处理工艺能够有效的缓解, 提高发电机组运行的安全性能。但若机组产生非常严重的磨黄粉现象, 则需有针对性的开展发电机端部绕组固有频率 (自振频率) 的测试分析, 检测端部绕组自振频率是否在100Hz附近, 导致端部线圈与发电机产生共振, 并用频谱分析设备采集它的自振静频率幅值, 是否有部分端部线圈很易激振, 若有上述两个条件同时满足, 则应考虑对该发电机定子绕组端部结构进行改动, 进行调频。

摘要：以我公司发电机组为研究对象, 针对发电机端部绕组固定不良、自振频率与发电机电磁频率产生共振, 造成发电机定子线圈端部绕组出现磨黄粉现象, 本文介绍处理方法, 最后指出了需进一步开展的工作。

关键词：发电机,黄粉,原因,处理

参考文献

端部结构 篇4

为了优化解决原有旧型自翻车倾翻机构结构复杂、自重较大, 以及重车倾翻作业时双侧开门、维修成本高、安全性较差等问题, 同时提高运能, HG公司组织设计并批量生产了端部四连杆机构60t自翻车, 因其转向架为标准路用转K6型转向架, 而车体结构较为复杂, 因此设计及制造难度较大。

2 结构特点

如图1, 端部四连杆机构自翻车主要由车箱组成、底梁组成、转向架、倾翻装置、空气制动装置、车钩缓冲装置等几部分组成。车箱组成由侧门组成、端壁组成、车箱底架组成等三大部件组成, 并在车箱底架上部焊接地板。在车箱倾翻时, 借助端部四连杆机构自动打开一侧侧门, 将车箱内货物卸出。底梁组成为全钢焊接的箱型结构。由箱型结构的焊接中梁、枕梁以及端梁、气缸架等组成。中梁和枕梁均由上、下盖板及两块腹板组成, 在底梁上装有倾翻气缸、倾翻管路、空气制动机、车钩缓冲装置等。两端装有上心盘及上旁承。该车倾翻装置由倾翻管路系统、倾翻气缸、端部四连杆机构三部分组成。空气管路和各种阀门构成了倾翻管路系统, 它是车辆倾翻的操作系统, 通过该系统向倾翻气缸充压缩空气, 经过四连杆机构控制车箱向两侧倾翻和侧门开闭动作。倾翻气缸采用两级活塞式, 在活塞杆外部和外活塞内部增设复位弹簧, 在车辆卸货后可借助弹簧的弹力来辅助车箱顺利复位。端部四连杆机构由2根连杆和1个三角杠杆组成, 主要优点是自重轻、结构简单、倾翻平稳、无双侧开门现象。

1.车箱组成2.底梁组成3.转向架4.空气制动装置5.倾翻气缸6.车钩缓冲装置7.倾翻管路8.倾翻机构

3 制造工艺流程

(1) 底梁、底梁组成部分流程:底梁腹板组成1、2制备 (各隔板、筋板下料;前后从板座准备;心盘座组成准备;牵引梁补强板准备) →底梁正位组对→腹板与下盖板内焊缝→内部翻转焊接→内部涂装底漆→上盖板组装及外侧焊缝焊接→腹板与下盖板外侧焊缝焊接→钻孔铆钉→底架组对 (组装冲击座、气缸架等) →正位焊接→侧位焊接→反位焊接→底架组成→安装气缸、风管路制动装置等。

(2) 车箱底架工艺流程:底架反位组对→底架正位调整→底架翻转焊接→预涂底漆→地板铺装→地板正位焊接→地板反位焊接→整体矫正→车箱底架组成完毕。

(3) 端壁组成工艺流程:端壁组对 (不组装外立柱及防护板) →正位焊接→反位焊接→侧位焊接→端壁组成。

(4) 侧门组成工艺流程:侧门组对→正位焊接→反位焊接→侧位焊接→侧门矫正→侧门组成。

(5) 端壁与车箱底架组成工艺流程:正位组装→正位焊接→端壁与车箱底架组成。

(6) 总组装工艺流程:将端壁与车箱底架组成落在底梁上→安装侧门→安装四连杆机构→调整→钢结构交检→油漆标记 (底架部分在倾翻的状态下油漆) →油漆标记交检。

4 制造工艺难点分析及对策

4.1 底梁、车箱底架各件组对精度控制

控制好车箱底架各件组对精度, 折页座孔同轴度, 各转动座的同轴度及位置度为制造难点之一。组对装置的精度会直接影响底梁、车箱底架各件组对精度, 需要控制底梁组成中两心盘中心距、两从板座间距、枕梁间挠度、旁弯、牵引梁下垂等;控制底架组装中横梁组装间隙、横梁及纵梁组装直线度、底架组装三梁不平度、大横梁组装间距、侧梁上翼面平行度、中侧梁旁弯、型钢现车切割质量、折页座对装精度 (同一组折页轴承孔同心度) 。

4.2 侧门与地板间隙控制

侧门组装后与地板间隙控制、侧门与车箱底架挠度匹配问题也是关键点之一。关键是解决侧门与车箱底架的挠度匹配、地板圆弧成型弧度均匀。为此, 改造地板圆弧压型胎, 增加调整垫板保证地板圆弧 (R85) 成型质量。

4.3 倾翻系统管路气密性控制

倾翻系统管路气密性主要是由起升软管尺寸及质量、操作阀及其润滑油质量、试验风压等因素决定。为此, 需要严格检查、检验操作阀等各外购件质量, 操作阀装车前动作不灵活不得使用;按规定压力试验时严格检查气密性;对起升软管尺寸及质量严格检查把关。

4.4 侧门及车箱底架焊接变形控制

侧门及车箱底架焊接变形控制问题也十分关键。侧门及车箱底架采用焊接结构, 在焊接过程中容易产生焊接变形, 对焊接变形的控制为该车制造工艺难点。制造时, 侧门及底架上各长大梁组装前调直, 确保组装质量;焊接时预置挠度, 通过记录数据, 并分析后调整焊接反变形量, 保证焊后质量。

4.5 倾翻机构组装质量控制

四连杆机构组装精度直接影响倾翻质量。倾翻机构组装要求较高, 组装存在一定难度。如图2, 组装时先将连杆3组装, 再组装连杆2, 通过连杆2配装底梁拉杆座, 确保各连接点在同一平面内, 转动灵活。最后组装连杆1, 通过配装侧门拉杆座组成, 调整拉杆座组成垫板, 确保侧门与端壁间隙, 完成组装。

5 底梁制造工艺

5.1 底梁组焊工艺

以下盖板为基准, 底梁在胎型上采用正位组成。组装顺序为: (1) 吊装下盖板至底梁组装胎上, 对正, 靠严并夹紧; (2) 组焊一位腹板、隔板、心盘座, 将后从板座划线点焊接在腹板上; (3) 吊装二位腹板, 后从板座对正, 点焊, 两侧腹板与下盖板压严, 腹板长度与宽度方向应与定位块靠严并夹紧; (4) 隔板与腹板焊缝翻转平焊位置施焊后, 焊接下盖板与腹板内长大焊缝; (5) 组装上盖板。分别焊接腹板与下盖板和上盖板的长焊缝。底梁焊接应在船型位置焊接, 焊前应将焊缝处油污、铁锈处理干净。腹板与盖板4道焊缝应连续施焊, 中间直段可采用埋弧焊, 牵引梁斜坡可采用手工焊。

5.2 底梁挠度保证与控制

(1) 腹板做预挠, 在腹板接长组对时, 用胎型定位; (2) 控制焊接顺序使底梁产生2~12mm均匀的上挠量, 即先焊接腹板与下盖板双面焊缝, 再焊接腹板与上盖板的外面焊缝; (3) 底梁组焊后, 底梁挠度应控制在2~12mm, 全长旁弯不得超过8mm, 每米旁弯不得超过3mm。

如图3, 以心盘为支点, 在支点高度不变化的情况下, 腹板最低点应该与原来的状态相比高出h, 这样才能符合设计要求。假设腹板为平直状态, 则挠度的变化直接体现为中部向上凸起h。

从图3可以看出腹板拼接后的形态应符合一条二次曲线的变化y=ax2+bx+c。将腹板中心作为y轴, 支点连线作为x轴。

5.3 底梁钻孔、铆钉及检测、调整

(1) 腹板与前后从板的铆钉孔采用配钻一次成孔; (2) 采用电加热炉加热铆钉; (3) 检测心盘的平面度及扭曲度, 平面水平差及相对扭曲不得超过1mm, 底梁组装时, 组装间隙不大于2mm, 底梁内侧应刷防锈油漆。

5.4 底梁部分的底架配件组焊

(1) 对装枕梁, 找正, 用样杆或平尺测量; (2) 气缸架组装以气缸支撑面为基准找正, 气缸架与腹板、上下盖板间隙不大于2mm。同侧气缸架组装后, 气缸支撑面水平差不大于3mm。

6 车箱制造工艺

6.1 车箱底架组焊

(1) 采用反位组装, 组装后, 正位对车箱底架上平面进行检测调整; (2) 底架铺地板时, 将车箱底架做出55mm上挠; (3) 底架地板正位焊时, 将车箱底架做出55mm上挠; (4) 底架地板反位焊时, 将车箱底架做出40mm下挠。

6.2 侧门组焊

(1) 在侧门组装胎上进行; (2) 侧门组装折页组成须有销轴定位, 同时折页与侧门板须压紧; (3) 侧门正位焊接时须做30mm反变形, 预防焊接变形; (4) 侧门组对时做17mm向上的预挠, 保证侧门焊后挠度与车厢底架挠度匹配。

7 今后自翻车制造工艺改进及创新方向

(1) 对底梁应力大的焊缝, 探讨采用豪克能或机械振动时效法消除有害的残余应力; (2) 对重点部位及人工不便的位置采用机器人进行焊接, 保证重点部位的焊接质量; (3) 采用液压铆钉装置进行铆接, 减少噪音、提高效率; (4) 设计多功能转胎, 即柔性工艺装备, 以满足全位置施焊的需要; (5) 采用多功能激光测量仪对自翻车各部工序尺寸实时进行监测。

参考文献

[1]刘晓林, 等.大型凹底平车大底架结构与稳定性分析[J].铁道车辆, 1997 (11) :33-38.

[2]陈祝年.焊接工程师手册[M].北京:机械工业出版社, 2002.

[3]陈雷.推进设计工艺有效结合, 实施精益制造模式, 全面提升铁路货车制造技术水平[C]//铁路货车制造工艺学术研讨会论文集.北京:中国铁道出版社, 2007.

端部结构 篇5

关键词：大型汽轮,发电机定子,端部绕组,振动

1 概述

随着科学技术不断进步, 汽轮制造工业水平有了明显提升, 其主要表现就是在发电机容量上逐渐增加, 大型发电机的研究与使用, 促进了大型汽轮制造业全面发展。然而, 随着大功率电机的大批量使用, 也带来了汽轮发电机定子端部绕端部振动导致各类问题, 成为了社会讨论的热点话题。因此, 我们在追求大容量电机在大型汽轮制造应用的同时, 也要给予其电机定子绕组端部振动问题高度重视, 本文对大型汽轮发电机定子端部绕组的振动问题进行研究, 这是一次很有远见的研究, 从中能够获取一些意想不到的收获。由于电机定子绕组端部振动影响因素有很多, 研究过程会很困难, 所以我们要合理的划分其研究内容, 这样才能使得研究极具条理性。

2 对发电机定子绕组端部振动问题探究

定子铁心处于气隙磁场中, 它很容易受到场内范围电磁力影响, 其影响程度与气隙磁场大小有直接关系。通常为了研究方便, 需要将电磁力划分为切向与径向两个分量, 切向分量作用在电枢齿上会与点此距产生的反作用力相互抵消, 在其交叉区域内会产生更大的电磁振动, 而径向分量使得铁心作椭圆型振动。绕组在不承载条件下, 虽然电流流量不大, 但是还会引起线棒振动明显, 这部分振动是因铁心导致的。绕组在槽内某些载流导体会因垂直于槽壁的横向磁场作用形成径向作用力, 因为主磁场大部分要流经磁阻相对不大的齿, 槽内径向磁场也不大, 所以槽内线棒形成的切向作用力也不会太大。与电机其他构件相比, 绕组端部会凸显在磁场外部, 它的形状不规则、内部磁场分布物规律, 想要对绕组端部受力情况分析难度较大。概括的说, 发电机定子绕组端部除了需要承受地磁力作用外, 还需承受槽内部分与定子铁心振动影响, 而产生振动的关键原因就是径向力和切向力存在。

如果槽内线棒设置稳定, 就算是受到电磁力影响其振动效果也不会很明显, 通过对电机定子绕组端部分析, 在渐开线起始位置固定比较容易, 当鼻端固定时难度加大, 其刚性不好, 通常情况下, 在此处振动表现明显, 为此鼻端更要做好振动保护措施。如果在端部绕组加上特定频率为100Hz时, 会产生共振现象, 此状态如果时间持续较长, 那么增大定子端部构件间摩擦力, 加大构件磨损率, 减少使用寿命。值得注意的是, 在电机定子安装过程中, 一定要提高注意力, 很多电机定子端部故都是由于安装过程中人员粗心所致, 比如螺母拧不紧, 就会导致端部绕组绝缘面破坏, 致使绕组构件件相连而出现电路短路, 造成重大事故。

3 固有频率发生变化的原因分析

3.1 温度差异导致端部模态变化

当发电机处于工作状态时, 其自身的温度会会远远超出周围环境温度, 并会受负荷变化不断发生变化。发电机在工作条件下, 机内温度会持续上升, 其内部各构件在温度较高条件下, 端部整体的刚度有所下降, 模态频率也会逐渐下降, 所以电流频率是会受到温度会受温度影响而发生变化。通过对多次试验数据研究得知, 通常情况下温度对不用范围内频率影响程度相差较大。机组结构形式差异对其影响也会很明显, 比如利用氢气冷却的发电机, 它的端部绕组是处于氢气制冷条件下, 冷却效果明显高于普通制冷方式。所以电机端部绕组固有模态频率基本保持不变。

3.2 绝缘老化度引起模态变化

对于长期使用的大型汽轮发电机损耗严重, 如果不对其进行定期检修, 难免导致其绝缘皮老化程度加剧, 导致机器内部构件间不能充分连接, 机械强度降低、整体性能达不到要求, 模态指标呈逐渐减弱趋势, 并且随着发电机使用年限继续增加, 端部模太频率下降趋势表现更加明显, 此外, 振幅会逐渐增大, 因此, 在对大型汽轮发电机检修时, 要对各个工序都要给予高度重视, 确保各部分零件都能够得到妥善养护。

3.3 引线问题引发模态发生变化

大型汽轮发电机定子绕组的引线通常是六根, 且全部由励磁机侧引出。汽侧的端部绕组在结构上通常是呈轴对称, 而励侧是定子绕组引线处, 所以结构相对较复杂, 过渡引线通常为半圆型, 固定于绝缘支架背面上, 它达到了强化整个端部固定性的目的。由于汽励两侧的端部绕组结构上存在差异, 导致其模态也会有所不同, 而引线处正好为相带重合处, 端部的汽励两侧分别为相同线棒的两个末端, 彼此间关联紧密, 所以汽励两侧的模态会相互制约。

4 大型汽轮发电机定子绕组端部振动改进策略

4.1 对机组进行定期维护

对机组进行及时合理的维护, 这是大型汽轮发电机定子绕组端部正常运行的前提。在汽轮发电机定子绕组端部要采取特殊的保护措施, 例如增设支撑板与绝缘支撑结构等, 这样能够确保定子运转摩擦力减少, 有更好的性能, 对其绝缘性材料选择要遵循不断裂、不走形、耐腐等原则。

4.2 重视辅助工作

有些辅助工作往往是造成大型汽轮发电机定子绕组端部振动的主要原因, 例如引线太长、支撑点不够等结构, 常常被人们所忽视。为了保证大型汽轮发电机稳定运转, 在对机组进行大修时, 要适当设置一些支撑梁等设施, 对于轴线位置偏离的定子, 要进行及时的纠正或采取加固措施。

4.3 合理确定工作频率

汽轮发电机定子绕组端部一定要避开固有频率, 电机厂也对每一次电机振动模态测试结果准确记录, 并及时将相关信息转交给发电厂, 为后期上级检查节省时间;对于根据实际要求调整过的发点机组要对其特殊部位进行反复检查, 将机组附加不同的测试条件, 对其振幅与频率测量后结构必须符合规范要求。

4.4 改进引线手包的成型工艺

改进引线手包的成型工艺可以有效减少发电机定子内部短路造成的事故。要提高手包绝缘段的完整性与结合性, 对机组建立工作要严格执行, 确保机组高质量, 对重要的工序要拍专业人士管理, 对不规范施工行为要进行严格处理。

4.5 优化发电机内部工艺

发电机“弓”形连接线应选取绝缘夹板固定方式与其它合理措施来固定;发电机定子绕组槽口垫块和定子绕组端部处, 一定需用涤玻绳加固, 缺少该项措施的要及时改进。

结语

综上所述, 随着我国社会主义不断进步, 对大型汽轮发电机的使用量会呈上升趋势, 而受各种条件影响, 大型汽轮发电机定子绕组端部振动问题严重, 也由此而引发了很多事故发生, 从某种程度上说, 这给我们指明了大型汽轮发电机未来的研究方向, 要通过对其不断的理论研究与实践相结合, 探索出一条最佳的解决此问题途径, 这样就能够为我国型汽轮发电机长远的发展打下坚实的基础, 相信在党的英明指导下, 再加上相关研究人员的不懈努力, 我们一定会迎来大型汽轮发电机更加美好的明天。

参考文献

[1]陈伟梁, 徐博侯, 黄磊.大型汽轮发电机定子绕组端部的振动分析[J].浙江大学学报 (工学版) , 2010, 9 (8) :123-125.

端部结构 篇6

直流耐压试验虽然在发电机定子端部上分布电压较高, 但泄漏电流是由体积绝缘和表面绝缘电阻的大小而决定的, 而表面绝缘电阻又与其对铁芯的距离成正比。因此, 当定子端部某点 (如端部绝缘盒) 或出线部分远离铁芯处发生体积绝缘缺陷, 甚至严重的导体裸露时, 直流耐压和交流耐压试验均很难有效发现缺陷。

国产200MW、300MW水—氢—氢冷却方式的汽轮发电机定子绕组端部手包绝缘部位, 常因包扎不良、绝缘填料不实、整体性能差等原因, 在运行条件较差情况下 (如机内有脏物、氢气湿度大等) , 该部位易出现火花放电、绝缘损坏, 甚至造成发电机损坏事故。

为保证发电机的安全运行, 除不断改善运行条件外, 还应按照原国电公司下达的《防止电力生产重大事故的二十五项重点要求》 (简称《二十五项反措》) 要求, “防止发电机损坏事故”加强对发电机端部手包绝缘引线接头, 引水管锥体绝缘和过渡引线绝缘潜伏性故障查找, 即端部电位测量。对定子绕组施加一定的直流电压, 在手包绝缘处的表面测量其对地电位和该点的泄漏电流, 是检查端部手包绝缘状况较为有效的测试手段, 可以发现直流和交流耐压所不能发现的绝缘隐患, 且现场测量简单易行。

1. 测试原理

绕组端部接头 (包括引水管锥体绝缘) 及手包绝缘引线绝缘等值电路, 见图1。R1、R2分别为手包绝缘体积和绝缘表面对铁芯距离的等效电阻, A点为测量部位。

绝缘正常情况下R1>>R2, 当体积绝缘有缺陷时, R1减小。R1上的电压降也减小, A点对地电位升高, 泄漏电流增大。当R1无穷大时, A点对地电位应趋近于零, 泄漏电流等于零。当R1为零时, 即导线已裸露, A点对地电位等于施加电压值。因此可以通过测量某处绝缘对地电位的高低和泄漏电流的大小来判断该部位绝缘状况。

2. 测量方法

根据加压部位不同, 可分为反加压法和正加压法测量, 图2为反加压测量法。

反加压测量是在手包绝缘表面加一直流电压, 将定子出线A、B、C三相短路接入测量回路。该方法由于测量点较多, 需多次变更加压位置才能完成对所有点的测量, 同时发电机汇水管的绝缘状况对测量精度有一定的影响。在现场一般不采用反加压测量, 而采用正加压测量, 即在定子线圈上加压, 在绝缘表面部位测量, 可以一次加压完成对多点处测量。也可在发电机线棒带水情况下进行测量, 以便查出水电接头处有渗、漏现象, 线路见图3。

正加压即将出线A、B、C三相短路加一电压, 将测量回路接入绝缘表面, 测量对地电位和泄漏电流。测量前将各测量点用铝箔纸或导电布包好, 在定子绕组施加直流电压后, 移动测量杆测量并分别记录各点的对地电位和泄漏电流值。

3. 测量注意事项

(1) 测量绝缘杆如图4所示, 电阻R是由多个电阻串联组成, 总电阻值为100MΩ。每个电阻应按1～2W容量选择。由于绝缘电阻杆使用在高电压上测量, 测量背应有一定的长度, 手柄应有可靠的绝缘强度。

(2) 试验前应对定子端部表面进行清理, 以消除由于表面脏污的影响使表面电阻低造成测量误差;将铝箔纸 (或导电布) 裁剪成合适大小, 分别缠绕在需要测试的发电机端部及出线的手包绝缘部位, 注意要缠绕紧密、伏贴。

(3) 测量时必须执行高压带电作业安全措施, 测量人员必须穿绝缘靴、戴绝缘手套, 并设专人对操作人员进行监护。

(4) 测试完毕断开电源后, 不但要将被加压点对地短路放电, 而且还要将所测量各点对地短路放电。

4. 测试标准

根据《电力设备预防性试验规程》DL/596-1996规定, 定子绕组端部手包绝缘施加直流电压测量其对地电位和泄漏电流试验, 适用于200MW及以上的国产水—氢—氢汽轮发电机, 可在通水条件下进行试验, 以发现定子接头漏水缺陷, 并尽量安排在投产前进行, 其具体标准如下。

(1) 试验施加直流电压, 其值为定子额定线电压。

(2) 手包绝缘引线接头处泄漏电流不大于20μA, 对地电位在100MΩ电阻上的压降不大于2 000V。

(3) 引水管锥体处绝缘和过渡引线绝缘泄漏电流不大于30μA, 对地电位在100MΩ电阻上的压降不大于3000V。

5. 现场测试实例

大唐淮北发电厂6#发电机型号为QFSN-220-2型。发电机额定电压为15.75kV, 在大修时, 按照《二十五项反措》要求, 对定子端部绝缘状况进行了检测, 测量结果见表1。

从测量结果可以看出, 38槽水电接头锥体处对地电位及泄漏电流已严重超标, 11槽虽未超标, 但与其他点测量比较也明显偏高。分析认为38槽水电接头处很可能有渗水现象, 造成绝缘性能下降或绝缘填料不实、厚度不够。建议对38槽锥体绝缘拨开检查并重新包扎绝缘, 对11槽进行表面刷绝缘处理。现场将11、38槽锥体绝缘拨开, 发现38槽水电接头中环氧树脂未浇实, 有局部松散分层现象, 造成绝缘厚度不够。11槽虽环氧树脂浇注, 但也因厚度不够, 造成对地电位偏高。经绝缘处理后, 测量对地电位均为0.01kV, 泄漏电流为零, 符合规程要求。

采用测量端部电位的方法, 检测发电机端部及出线部位手包绝缘的状况, 能对发电机端部局部缺陷的具体部位进行查找, 操作简便、试验结果直观可靠、判断准确、缺陷检出率高, 能有效发现交、直流试验所不能发现的绝缘隐患。

摘要：介绍端部电位测量法的原理、方法、注意事项及测试标准, 并列举了实例。

端部结构 篇7

大型汽轮发电机端部绕组为一组庞大的载流导体,在运行过程中,这些载流导体将承受很大的电动力,运行过程中由电动力引发的机械振动时常导致绕组及引线的绝缘磨损和疲劳断裂破坏,特别是在发生故障时,作用在定子绕组的短时冲击力可能超过额定运行状态的100倍以上,其危害相当严重[1,2]。因此,大型汽轮发电机端部绕组电动力及其动力响应是汽轮发电机设计必须考虑的主要内容之一,它直接关系到发电机组的运行性能和安全稳定性。因此,准确的端部绕组电动力和动力响应计算不仅是制造厂追求的目标,同时也是电机运行部门关注的重要问题之一。而不同运行工况下发电机动态性能和端部涡流场、电动力的分析和计算则是端部绕组动力分析的基础。

长期以来,大型汽轮发电机动态性能和端部涡流场、电动力的研究,同步于科学技术的发展进程,方兴未艾[3,4,5,6]。然而,由于端部绕组及其固定结构件结构复杂,定子线棒出槽后弯曲成空间曲线,给计算模型的建立带来很大困难;另一方面,如何精确计算各种动态工况(包括短路工况)下的端部绕组及其固定结构件的电磁力及其分布规律,也是目前国内外学术和工程界尚未完全解决的难点问题之一。近年来,随着电磁场数值计算理论和计算方法的不断发展和日益完善,以及计算机技术的飞速发展,特别是电磁场商业数值计算软件的丰富和完善,应用电磁场数值计算方法研究大型汽轮发电机中的三维端部涡流场、电动力已成为可能。

有鉴于此,本研究建立大型汽轮发电机动态特性数值仿真、端部涡流场、绕组电动力的三维有限元计算模型和计算方法,并应用ANSYS商用软件对某台大型汽轮发电机的端部涡流场和电动力进行分析和计算,以期获得不同运行工况下端部涡流场以及绕组的电磁力的分布规律,为大型汽轮机工程分析、设计提供参考。

1 发电机动态性能的仿真计算模型

为计算不同运行工况下汽轮发电机的动态性能,本研究采用等效电路法建立整个系统的动态模型。计算对象为如图1所示的单机无限大系统。

1.1 发电机模型

本研究采用直接相量法建立发电机模型。在该模型中,定子绕组为实际的a、b、c绕组,转子绕组为励磁绕组以及等效D、Q绕组。按一般发电机惯例规定的参考方向[7],发电机的动态方程为:

式中:{U}=[uaubucuFuDuQ]T,{I}=[iaibiciFiDiQ]T;[R],[L]—电阻和电感系数矩阵;[G]=∂L/∂θ;ω—发电机转子的实际转速,ω=pθ,rad/s;p—微分算子。

1.2 变压器模型

假定:

(1)三相变压器相间互感为零;

(2)变压器没有铁耗;

(3)等效电路中忽略励磁支路。

本研究将二次侧绕组的电阻和漏抗折算到一次测并和一次侧合并,用等效阻抗RT+j XT表示。采用实在值系统,在等效电路中增加只反映变比的理想变压器。由此,得到变压器的等效电路模型,如图2所示。由此可得,变压器电路的方程为:

式中:{U1}=[u1Au1Bu1C]T,{I1}=[i1Ai1Bi1C]T,{U2}=[u2au2b u2c]T,{U'2}=[u'2Au'2Bu'2C]T,{I2}=[i2ai2bi2c]T,[LT]—电感系数矩阵,[RT]—电阻矩阵,[K]—变比系数矩阵。

1.3 输电线方程

输电线方程用集中参数代表,忽略相与相及相与地之间的电容,其微分方程为:

式中:{UL}=[u1au1bu1c]T,{IL}=[i1ai1bi1c]T,[LL]—电感系数矩阵,[RL]—电阻矩阵。

1.4 故障线路(投切操作)的处理

故障模型是建立动态模型所要解决的比较困难的问题之一,而适合于各种非正常运行工况的通用故障模型的建立尤为困难。为此,通过引入全变量法,本研究提出了一种通用、适合于不同故障工况的故障模型处理方法,即将故障约束条件进行时间离散,作为离散故障条件与系统中其他方程联立求解,解决了这一问题。

故障线路示意图如图3所示,其中B点发生三相短路故障,有:

1.5 不同模型的接口

本研究采用直接相量法建立了发电机模型,应用全变量法求解整个电磁暂态过程,因此不同电路模型接口非常方便。在选择数值离散方法时,不仅要考虑到方法本身的误差和数值稳定性,同时还要有利于数学模型间的接口和故障处理。为此,本研究采用全变量法求解整个电机的动态过程,提出了新的数模接口方法和故障处理模型。利用数值稳定性和精度都比较好的Crank-Nicolson方法对微分方程组进行时间离散。具体原理如下:

本研究设描述整个系统的微分方程组(包括故障和接口条件)为:

式中:Y—状态变量,Z—非状态变量,X—输入量。

利用Crank-Nicolson公式将式(5)对时间差分,有:

再将式(6)在n+1时刻离散,有:

联立式(7)和式(8),便可得到动态过程的时间离散方程组。编制相应的计算机仿真软件,即可进行大型汽轮发电机不同故障运行工况下动态电磁性能的仿真研究。

2 端部涡流场、电动力的三维有限元模型

大型汽轮发电机定子端部结构非常复杂,包括定子铁芯、绕组、压圈、压指、磁屏蔽等。由于本研究主要目的是计算定子端部绕组所受电动力,端部涡流场、电动力的三维有限元计算模型如图4所示。

根据图4的计算模型,整个计算区域可划分为3种不同类型的子区域,如图5所示。本研究采用矢量磁位A和标量电位组成的位函数对,则其控制方程为[8]:

对应的边界条件为:

(1)远场边界条件(端盖和电机外壳处):

(2)平行对称边界条件(z=0表面):

本研究计算出发电机端部三维涡流场后,载流线圈在磁场中所受的电动力可根据下式计算:

式中:i—线圈中通过的电流,B—线圈所在处的磁感应强度,d F—作用于元长度dl上的电磁力。

一般而言,在有限元分析中,每一单元的磁感应强度B和电流密度J确定后,单元的力密度可由下式确定:

3 计算实例

根据前述的计算模型和方法,本研究以上海汽轮发电机有限公司设计、制造的某台汽轮发电机为计算对象,对其不同运行工况下动态性能和端部涡流场、电动力进行了分析和计算。限于篇幅,这里仅给出了空载二相短路运行工况下的分析、计算结果。在空载条件下定子b相和c相发生突然相间短路后7个周期内的电流变化曲线如图6所示,这里电流值以标么值给出。显然,发生突然两相短路后,经过半个周期时间后b,相和c相电流达到最大值。

本研究将前述的电流值作为已知条件代入三维涡流场和电动力的有限元模型和方法,利用ANSYS商用软件[9,10],可进一步分析两相突然短路条件下端部的涡流场和电动力的分布规律。由于计算机资源的限制,本研究取3个典型时刻进行分析:

(1)t=0.001 s。此时,发电机端部B相单根绕组上的磁感应强度分布和电磁力分布分别如图7、图8所示。

(2)t=0.01 s。这一时刻B相单根绕组上电磁力分布如图9所示。

(3)t=0.02 s。该时刻B相单根绕组上的电磁力分布如图10所示。

由于大型汽轮发电机突然两相短路为不对称运行,对比上述结果可以看出,汽轮发电机端部绕组区域的电磁力方向与轴向成一定夹角,即端部绕组受到的电磁力包含径向力和轴向力;由于A相绕组中电流为零,发电机端部绕组中A相导条上没有电磁力作用;且汽轮发电机突然两相短路后,发电机端部绕组区域的磁感应强度和电磁力略大于汽轮发电机三相负载突然短路后的值,并随着短路电流的增大,在大约0.01 s时达到最大值。

4 结束语

本研究通过对大型汽轮发电机动态性能仿真、端部动态涡流场和电动力的数值分析和计算,得出了发电机端部绕组在负载两相突然短路等不同工况下的磁通密度和电动力分布规律,这为汽轮发电机绕组结构的优化设计以及端部绕组的动力响应分析奠定了基础,在实际工程应用中具有一定的指导意义。

参考文献

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