电机定转子（通用7篇）
电机定转子 篇1
某电厂定子线组为3相6分支Y形联接, 采用叠绕组结构, 共有21对磁极。发电机经过10余年的运行, 整体运行情况良好, 但还是暴露了一些问题, 发电机定子线棒端部电晕和转子绕组匝间短路就是比较突出的问题。本文通过分析定子线棒端部电晕和转子绕组匝间短路的原因, 并采用新技术、新工艺进行处理, 保证发电机的安全稳定运行。
1 几例故障现象
(1) 2009年2月, 4号发电机多处定子线棒端部侧面出现电晕现象, 线棒表面出现发白现象或者产生白色粉末。从现象来看, 除了大部分属于轻微损伤, 其余少数部分出现了较为明显的电晕腐蚀痕迹。
(2) 2010年1月, 在2号发电机检修过程中, 利用交流阻抗法测量转子磁极, 试验发现15#、19#、33#、36#、41#磁极交流阻抗值较低, 并确定发生匝间短路故障。
2 原因浅析
(1) 一般而言, 发电机外部电晕大部分发生在端部定子线棒槽口处, 发电机端部定子绕组电场分布不均匀, 受运行过程中电、热、机械振动、环境的长期影响, 局部场强过强, 导致附近空气电离, 当放电电场强度达到一定程度时, 出现电晕现象, 电晕发生热效应并产生O3和N2。在一定条件下, O3、N2和空气发生化学作用并生成硝酸类物质的化合物, 损坏局部绝缘。另外, 不均匀强磁场会产生静电吸附, 并积聚油污, 便会严重阻碍散热, 并在线棒表面产生细微的糙化作用, 使得电晕面积不断扩大。
当线棒防晕层受损时, 会改变防晕结构, 电位突变幅度更大, 端部电位不能平稳过渡, 电位的升高会导致发热, 严重时引起电晕。因此, 需要采取措施, 保持线棒防晕层不受损, 减少线棒端部的电势差, 使电势能够平稳过渡, 避免因高电位产生电晕。
(2) 磁极铁芯极身绝缘采用0.24mm环氧多胶玻璃粉云母箔围包10层, 并加热固化;绝缘托板采用聚酯树脂玻璃纤维压制件, 匝间绝缘交错垫二层自粘性浸渍环氧DDS-三氟化硼F级胶的Nomex410, 绝缘厚度为0.26mm, 热压固化成型。
在机组检修过程中, 利用交流阻抗法测量转子磁极, 试验发现15#、19#、33#、36#、41#磁极交流阻抗值较低 (见表1) , 与历年测试值相差较大, 初步怀疑存在匝间短路的可能。进一步进行匝间电压分布测试, 发现磁极电压分布很不均匀, 相差很大, 存在匝间短路现象。原因是安装工艺执行不到位, 在运行过程中受电、热、振动的影响, 磁极匝间积聚了油污、粉尘, 加上制造装配工艺中的缺陷开始显现出来, 致使出现匝间短路。匝间短路会造成转子不平衡, 转子电流显著增加, 无功出力降低, 电压波形畸变, 转子磁极过热, 不能及时散热的话, 严重的会导致膨胀变形, 引起转子振动加剧。
3 故障处理
3.1 线棒出槽口处电晕处理
(1) 用丙酮清理端部线棒, 并晾干。
(2) 涂刷低电阻防晕漆1 3 4, 长度为106mm, 并与定子铁心末端表面接触良好, 涂刷长度不得超过原低电阻防晕层的末端。要求涂刷均匀、无漆瘤, 避免污染线棒其他部位。涂刷完成后在室温下晾干24h。
3.2 转子匝间短路处理
(1) 对于交流阻抗轻微不平衡的磁极, 分解并清洗磁极, 组装磁极线圈, 在托板上、下两端粘贴新的3M粘胶带, 对磁极接头有磨损的, 用砂纸打磨干净, 并涂刷绝缘漆, 待干后紧固。在上托板与铁芯的接缝均匀涂抹罗纳星68胶, 将托板压实紧固。
(2) 对于匝间短路的磁极, 按照实施方案对匝间短路的磁极进行更换。新磁极在定子膛外及吊入膛内后的试验, 转子绕组绝缘电阻、直流电阻测试、交流耐压、交流阻抗测试等的试验结果均合格, 符合《DL/T596-1996电力设备预防性试验规程》要求。在开机试验过程中, 各项指标均合格。
4 结语
分析发电机定子绕组电晕和转子绕组匝间短路等故障的原因, 并采用最新工艺、材料对故障进行了处理。随着机组的运行年限不断增加, 有必要加强发电机的绝缘在线监测, 建立数据库, 进行状态分析, 指导检修;对于易发生绝缘损坏的部位加强检查, 进一步完善事故预案, 发现问题立即处理, 保证发电机组的安全可靠运行。
参考文献
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[2]DL/T596-1996.电力设备预防性试验规程[S].
[3]F.T.Emery.高压发电机定子线棒和绕组的局部放电、介质损耗因素及电晕测试[J].国外大电机, 2006 (4) :15-26.
[4]邱青林.发电机转子匝间短路分析及处理[J].水电站机电技术, 2008 (2) :51-53.
电机定转子多工位级进模设计 篇2
多工位精密级进模是在普通级进模的基础上发展起来的一种精密、高效、长寿命的模具,其工位数可多达几十个,不同的冲压工序分别按一定次序排列,坯料按步距间歇移动,在等距离的不同工位上完成不同的冲压工序,经逐个工位冲制后,得到一个完整零件(或半成品)。无论冲压零件的形状如何复杂、冲压工序如何多,均可用一副多工位级进模冲制完成。电机定转子片形状比较复杂,生产批量大,受模具强度或加工能力的限制不能在一个工位上完成全部冲压,因而可采用分工序的级进模。通过电机定转子片级进模具设计可以在一副模具内自动完成冲压成形、扭槽、回转、叠铆、分组等高难度的技术功能,直接形成铁芯组件,实现高精度铁芯的大批量、自动化生产。
2 工艺分析及排样设计
如图1所示为某空调压缩机电机定、转子冲片示意图。压缩机的转子片结构简单,由28个槽形和中心轴孔组成;定子由36个槽形孔材料和一个中心孔。电动机定子片、转子片可以用一模两片套裁并采用自动叠铆方式冲出,就是最后冲出的可以是定子铁芯和转子铁芯。材料选用冷轧硅钢片,厚度0.50mm,料宽204mm,步距202mm。
图1 定子片和转子片结构简图
排样时,使冲裁中心周边最长的工位放在冲模中心部位,合理布置冲裁顺序,使模具压力中心尽量在冲床的压力中心附近。压缩机电机定、转子冲片如图2所示。前4个工位是冲压转子铁芯,工位(1)冲出导正孔和转子槽形孔及转子叠铆预孔,工位(2)冲出记数孔,工位(3)冲出叠铆孔和轴孔,工位(4)是转子落料叠铆。后4个工位主要用来冲压定子铁芯,其中工位(5)是冲定子槽,工位(6)冲切定子拼接槽,工位(7)定子落料,工位(8)切除多余废料。
图2 定转子片排样图
3 级进模结构设计及工艺分析
自动叠铆定转子冲片级进模的结构复杂,设计和加工制造都有一定难度。模具结构如图3所示。此模具采用模架为导柱滚珠导套。为满足高速冲裁要求,上模座1和下模座4采用45号钢。凹模采用YG20硬质合金钢,采用镶拼结构。较大尺寸的凸模采用硬质合金钢YG20,而对于小尺寸的凸模,因尺寸小易崩刃和折断,采用W18Cr4V制造,并采用可调节高度和易拆卸的结构。卸料板采用弹压式镶拼结构,可选用T10A钢制造,可用导柱滚珠导套作为卸料板主导向,卸料弹簧应采用高强度的优质矩形弹簧。导正孔应保证精确定位,并在各工位装入相应的导正钉,以防止送料步进误差超出叠压点压量范围,造成叠压点的啃边现象。采用叠片技术装置控制定转子铁芯厚度,叠片第一片冲出通孔。计数凸模上面的抽板机构,通过电磁阀和气缸来控制。
1.下模座2.托料板3.卸料固定板4.上模座5.压板6.导正钉凸模7.转子槽形凸模8.叠铆预孔凸模9.导正钉凸模10.转子计数凸模11.转子异形凸模12.转子叠铆凸模13.转子轴孔凸模14.转子异形凸模2 15.导正钉16.转子压入凸模17.转子落料凸模18.定子槽形凸模19.定子异形凸模20.定子落料凸模21.切断凸模
图3 模具装配图
4 结论
此电机定转子多工位级进模具有结构先进、精密度高、使用方便、安全可靠等特点,模具主要部件制造精度在2μm内,所有备件可完全互换。刃磨寿命可达到120万冲次以上,总寿命预计在1亿冲次以上。此模具已经投入使用,运行状况良好。
摘要：分析了电机定转子的工艺特点,介绍了零件的排样设计方案、模具结构和模具主要零件设计要点。电机定转子级进模已经试模成功,质量良好,并已正式投入生产。
关键词：模具设计,多工位级进模,设计,电机定转子
参考文献
[1]薛启翔.冲压工艺与模具设计实例分析[M].北京:机械工业出版社,2008.
[2]王孝培.弹簧片级进模设计[J].锻压装备与制造技术,2009,44(3).
电机定转子 篇3
关键词：冲裁,铁芯,冲裁速度,有限元模拟,断面质量,光亮带
定、转子铁芯是电机上的重要零部件之一, 其质量好坏直接影响到电机的技术性能。随着精密高速级进冲压技术的迅速发展, 在电机、电器等领域已广泛采用级进冲压技术制造自动叠片结构铁芯代替传统制作铁芯方法。近年来, 高速精密级进冲压技术得到国内行业、企业的广泛关注和重视。它把原本需要在多台设备上, 需要多人操作的工序减少至1台设备, 1人操作, 并且减少了各工序半成品的保管、运输及各种管理等环节, 节省人力和物力, 提高效率。同时, 其冲制精度高, 冲制尺寸精度一致性好, 可减少后续加工, 实现加工过程的节能减耗, 减少能源和资源需求, 具有显著的绿色制造的特征。
在高速精密级进冲压加工中, 工艺设计者首先要考虑的问题是保证冲裁件的质量。冲裁件的质量可以用冲裁断面质量和尺寸精度来衡量。其中, 冲裁断面质量的优劣对后续的工艺和应用具有重要影响, 是影响冲裁件质量的重要和直接的因素之一。
高速精密级进冲压的断面质量的目标是:获得尽量宽的光亮带、尽量小而少的毛刺、尽量高的垂直度。如图1所示, 即增加光亮带的高度, 减小毛刺的高度, 减小断裂角度。冲裁断面的质量受到材料性能、冲裁间隙、模具刃口磨损状态、产品形状、板料厚度、模具结构、冲裁速度等多个因素的影响。在高速、精密级进冲压的冲裁过程中, 在产品外形、材料性能、厚度、润滑方式等客观因素一定的情况下, 冲裁间隙、冲裁速度、凸模刃侧倾角、刃口圆角、凸凹模粗糙度等是工程实际中影响冲裁断面质量的关键因素。基于此, 很多学者做了各种研究力求获得这些因素与冲裁断面质量之间的定量关系, 本文通过建立有限元模型, 选择韧性断裂准则和断裂因子, 研究冲裁速度对电机定转子铁芯冲裁断面质量影响的规律。
1 模拟过程
1.1 建立模型
建立板料冲裁的三维模型参数如图2所示, 其参数为硅钢片厚度0.5mm, 冲裁基本尺寸0.3mm, 以凸模尺寸为基准, 凸凹模间隙采用板料厚度的4% (即0.12mm) , 具体模型参数如表1所示。板料在网格划分时采用局部网格细化的网格划分方法, 压料板、凸模、凹模均视为刚体不进行网格划分。材料为电机定转子铁芯常用材料硅钢片50W270, 材料的各项属性参数由硅钢片单向拉伸试验得到。
1.2 定义Deform-3D的模拟参数
在硅钢片冲裁成形中, Deform-2D/3D Pre是有限元模拟分析的关键部分, 参数设置基本上都是在Deform-2D/3D Pre阶段进行的。Deform-2D/3D Pre主要包括:几何模型的建立或导入, 网格划分, 材料的各项参数的设置 (断裂准则的选择和断裂系数的设定) , 物体接触和摩擦的定义, 模拟参数的设定。
1.2.1 断裂准则的选择
金属材料发生大的塑性变形时, 适合采用韧性断裂准则, 现有的常用韧性断裂准则有Cockcroft&Latham (C&L) 、Brozzo、Oyane等。
如今在模拟材料韧性断裂准则中, Cockroft&Latham准则、Mc Clintock准则等相对而言比较适合, 它们都是运用在应力、应变累计破坏计算中, 根据材料的最大破坏值来判断材料是否达到了临界值。刘忠德已经验证了C&L准则在研究金属断裂时结果和实际符合度好。
综上所述, 在冲裁模拟过程中宜选韧性断裂准则 (Cockroft&Latham) 。
1.2.2 几何模型的建立
在相关软件中建立三维冲裁模型, 并把凸模、凹模、板料、压料板这四个模型分别保存成stl格式文件, 导入Deform中, 先导入板料模型作为参考, 再依次导入凸模、凹模、压料板。在Deform中先对板料进行定位, 再逐个定位。在定位过程中, 导入一个模型定位一个模型, 不可全部导入。定位好之后再用Deform自带的修复功能对模型的每个面进行检查, 若有问题进行修复, 以免影响模拟结果。
1.2.3 网格划分
利用Deform软件本身的网格划分功能, 划分成四面体网格单元, 这主要是为了网格划分的方便。对模型网格进行局部细化, 如图3所示。这不但节省了网格划分所需时间, 还减少整个模型的单元总数, 从而缩短了计算机的模拟计算时间, 同时也提高了模拟结果的准确率, 也降低了对电脑的配置要求。
1.2.4 材料模型
由于Deform中没有本实验所需的材料硅钢片, 所以需新建材料模型, 导入由实验得到的真实应力-应变曲线图、杨氏模量、泊松比等参数, 如表2所示。图4为Deform-3D中参数单位换算标准。由于凸凹模间隙很小, 弹性变形可忽略不计, 因此把板料设为各向同性的弹塑性体, 工件材料的本构关系模型。
1.2.5 接触和摩擦设置
运用“对象间关系”命令, 设置Top Die和Workpiece之间的接触, 摩擦使用系统数值为定值0.12;设置Bottom Die和Workpiece之间的接触, 摩擦使用系统数值为定值0.12;设置yaliaoban和Workpiece之间的接触, 摩擦使用系统数值为定值0.12。
1.2.6 模拟参数的设置
模拟参数的设置是为了准确有效地冲裁模拟。冲裁过程是一个连续的分析计算过程, 需要定义一些重要的参数, 分别为:①总步数, 决定模拟的总时间和行程;②步长, 为了设定适当的步骤大小, 用量尺测量坯料的一个元素较少的边界长度。短边缘的平均长度大约是t, 因此在小的边缘长度中的1/3为t/3in/step (Constant Die Displacement) 。在实际模拟中对步骤大小进行了不同组的实验值 (具体数值下文正交试验中具体列举) ;③主动模具, 选择物体的编号 (2-Top Die) ;④存储步长, 决定每多少步储存一次, 不能太密, 否则文件太大。
2 模拟结果
2.1 薄板精密冲裁过程
薄板精密冲裁和普通冲裁过程一样, 精密冲裁在整个冲裁过程中同样也要经历三个变形阶段:弹性变形、塑性变形、断裂分离。如图5所示。模拟冲裁开始时随着凸模以设定好的速度压下, 板料首先发生弹性的压缩和弯曲变形;当板料内部的应力超过材料的屈服极限时, 板料逐渐开始产生塑性拉伸、弯曲、挤压变形;随着模拟的进行, 板料的变形程度和屈服应力逐渐增加, 材料内的应力慢慢达到屈服强度极限, 高强度的应力集中导致裂纹最先在凸、凹模刃口处出现, 并且逐渐扩展, 最后聚集在一起, 变成较大的裂纹, 最终导致材料发生断裂分离。
2.2 冲裁断面质量分析
冲裁件的质量主要用冲裁断面质量和工件 (冲裁件) 的尺寸精度来判断。冲裁断面质量的好坏是影响冲裁件质量最重要和最直接的因素之一, 这是因为冲裁件断面质量的好坏对后续的工艺及应用有非常重要的影响。
在整个冲裁过程中, 板料主要经过弹、塑性的拉伸、弯曲、挤压以及断裂过程, 如图6所示为软件模拟结果和实际冲裁断面形态图, 实际冲裁断面的光亮带宽度和软件模拟冲裁断面的光亮带宽度接近。可以很明显地看出冲裁断面的四个非常重要的特征区域, 分别是:圆角带、光亮带、断裂带以及少量的毛刺。圆角带产生在板料与凸模或凹模相接触的一面, 是由于板料受弯曲、拉伸作用而形成的。材料塑性愈好, 凹凸模之间的间隙愈大, 形成的塌角也愈大。光亮带是由于板料塑性剪切变形所形成的。光亮带表面光洁且垂直于板面。冲裁间隙愈小、材料塑性愈好, 所形成的光亮带高度愈高。断裂带是由于冲裁时产生的裂纹扩张形成的。普通冲裁产生毛刺是不可避免的。由图7可以看出板料精密冲裁的实际冲裁断面 (通过电竞扫描得到的四个特征区) 和模拟结果非常相似。如图8所示为冲裁过程中载荷变化曲线图。如图9为冲裁过程中能量随时间变化图。如图10为冲裁过程中凸模力随时间的变化图。
(a) 板料弹性变形阶段 (b) 板料塑性变形阶段 (c) 板料开始断裂阶段 (d) 板料完全断裂阶段
(a) 实际冲裁断面形态图 (b) 软件模拟结果
由图可以看出, 模拟开始时, 模具所受载荷急剧增加, 当载荷增加到0.715klb (只分析Bottom Die) 时曲线有一点缓和, 说明材料开始发生弹性变形, 当模具所受的载荷达到峰值时说明材料所能承受的力达到了极限值, 开始发生断裂, 由于断裂的区域越来越多, 材料断裂所需的总载荷降低, 直到彻底断裂时载荷变为零。
2.3 不同冲裁速度的光亮带宽度分析
冲裁件质量是指冲裁断面光亮带的宽度比。如图10所示, 为不同冲裁速度时的断面质量图。
(a) 冲裁速度10in/sec (b) 冲裁速度11in/sec (c) 冲裁速度12in/sec (d) 冲裁速度13in/sec
如图11所示, 当冲裁速度从10in/sec逐渐增大到13in/sec时, 光亮带宽度不断减小, 所以冲裁速度不宜超过10in/sec。具体的光亮带宽度的对比计算和上述完全相同。
如图12所示, 当冲裁速度从10in/sec逐渐增大到13in/sec时, 最大冲裁力逐渐增大, 而太大的冲裁力就需要消耗更大的能源, 增加了成本, 同时也增加了危险性。所以冲裁速度不宜超过10in/sec。
3 总结
电机定转子 篇4
空气钻井是最早发展起来的欠平衡钻井技术,对井眼的水化、水溶程度低,有利于井眼的稳定,同时空气钻井还具有机械钻速高、节省钻头、钻井成本低、环境污染小等特点。随着大量低渗透油气藏投入开发,如何及时发现与开发此类油气藏成为人们关注的焦点,而空气钻井可轻易地实现欠平衡钻井,对于发现、保护和开发低渗透油气藏来说具有比传统钻井方式更明显的优势。
螺杆钻具是空气钻井井下设备的重要组成部分。目前对螺杆钻具在空气钻井中的使用条件及其输出特性与结构参数的相关性研究还不充分,因此,研究空气螺杆钻具输出特性与其结构参数之间的关系具有重要意义。螺杆钻具衬套材料使用丁腈橡胶,通过硫化工艺粘结在衬套外壳内壁上,实际应用中衬套外壳损坏的情况较少,而衬套在螺杆摩擦和挤压作用下,容易发生磨损和变形,严重影响螺杆钻具的使用寿命和工作效率。空气螺杆钻具衬套的受力状况和啮合时产生的摩擦阻力矩大小影响其使用寿命和工作效率,而衬套的受力状况和螺杆-衬套副摩擦阻力矩受诸多因素影响。由于螺杆-衬套副的作用线难以用简单的计算式表达,所以对摩擦阻力矩的计算较难实现,而通过空气螺杆钻具的三维动力学仿真,可以分析各参数对螺杆-衬套副摩擦阻力矩的影响。
马立等[1]分析了钻压对螺杆钻具输出特性的影响,为现场螺杆钻具选型提供了理论依据;杨赟等[2]研究了采用充气欠平衡钻井技术时,螺杆钻具的输出特性,指出气体注入量对马达输出特性的影响异常重要;尚立等[3]研究了空气螺杆钻具的输出特性,得出空气螺杆钻具输出扭矩和转速随井深增加而减小的结论;张劲等[4]对单头单螺杆泵衬套二维模型进行了静力有限元分析,得到了工作压力与衬套应力、应变及变形规律的关系;杨兆春等[5]分析了衬套的磨损情况,认为衬套磨损后呈喇叭状;万邦烈等[6]研究了螺杆衬套副的啮合理论,得到了其作用力的理论计算方法。
目前对空气螺杆钻具三维动力学的分析研究相对较少,文献[4]通过对比分析螺杆泵三维模型和二维模型的仿真结果,认为在静态分析中可用平面模型代替三维模型,但由于所采用的假设未考虑转子的离心力作用,与实际工况有一定差距,所以给出的定量结果无法直接指导生产;采用三维模型可以完整、准确地描述空气螺杆钻具的啮合情况和受力状态。本文在现有研究基础上,取空气螺杆钻具的一个导程建模,考虑橡胶衬套的材料非线性特性、密封腔内的液压及转子偏心转动时的惯性作用,分析过盈量、偏心距等参数对螺杆-衬套副受力状况和摩擦阻力矩的定量影响,为空气螺杆钻具的设计和结构参数优化提供理论基础。
1 空气螺杆钻具动力学数值仿真
1.1空气螺杆钻具几何模型
在本文中用于计算的空气螺杆钻具额定工况下的工作参数分别为:空气注入量1.67m3/s,转速125r/min;主要的结构参数为:外壳外径120mm,壁厚10mm,衬套外径100mm,定子导程960mm,偏心距4.1mm。空气螺杆钻具的单级压差为0.8MPa,级数为4。空气螺杆钻具几何模型局部剖视图见图1。
1.2空气螺杆钻具动力学控制方程
空气螺杆钻具工作时,气体进入由定转子啮合形成的连续密封腔中,带动转子以角速度ω=2πn绕一螺旋形轴线转动,因此,对模型的动力学仿真分析包括高度不连续的接触摩擦分析和滑动摩擦分析等。空气螺杆钻具转子转动的有限元控制方程如下[7]:
式中,M为系统质量矩阵;C为系统阻尼矩阵;K为系统刚度矩阵;Q为系统载荷矩阵;
选用ABAQUS/Explicit作为求解器,该求解器可以模拟接触条件和其他一些极度不连续的非线性问题。当开始求解时,首先利用程序求解动力学平衡方程,在当前增量步下,t时刻加速度为
式中,I为单元内力。
当前增量步中点的速度为
速度对时间的积分加上在增量步开始时的位移可以确定增量步结束时的位移:
1.3定子橡胶衬套本构模型
定子衬套丁腈橡胶是一种高度非线性的超弹材料,其力学性能的表征是数值分析的基础。室温下弹性模量的测定结果见表1[8]。
ABAQUS提供了多种超弹材料的本构模型。对于大多数橡胶,在应变小于100%(拉)和30%(压)的情况下,与其他模型相比,Mooney-Rivlin精度较高。本文选用Mooney-Rivlin双参数模型[9,10]:
式中,W为应变势能;C10、C01为Rivlin系数,均为正定常数;
对橡胶类物理非线性材料,假定橡胶不可压缩,则材料常数J=1,式(5)变为
橡胶材料的泊松比μ=0.5,剪切模量G或弹性模量E0与材料常数的关系为
依据橡胶压缩实验,由于E0=11.49MPa,取不同的C10/C01,用ABAQUS进行分析,将仿真结果与实测结果进行比较,结果表明,C10/C01在取0.02时,仿真计算值与实测值最吻合,此时,C10=1.879,C01=0.038。
1.4仿真建模及边界条件
空气钻井参数为:已有井眼直径165mm,钻头直径149mm,钻速0.002 78m/s。钻具组合参数为:钻杆外径88.9mm,内径70.2mm,钻铤外径152.4mm,内径57.2mm。现场条件为:温度20℃,气压1.0×105Pa,温度梯度0.03℃/m,注入气量为1.67m3/s,标准状态下,空气密度为1.22kg/m3,相对分子质量为29,岩屑密度为2600kg/m3,井深3000m处,空气螺杆钻具内部压力为4.3MPa。
为简化数值模型,忽略空气螺杆钻具外壳对定子衬套的作用,位移约束直接加在定子衬套外侧。取定子导程为960mm,视转子为刚体,摩擦因数为0.2,对衬套施加4.3MPa均匀内压,转子公转速度为13rad/s,周期为0.48s,分析步时间总长为0.5s,前0.02s使内压和转速分别达到4.3MPa和13rad/s;分别对偏心距为3.9mm、4.0mm、4.1mm、4.2mm、4.3mm时,过盈量为0.20mm、0.25mm、0.30mm、0.35mm和0.40mm的模型进行动力学分析。偏心距为4.1mm、过盈量为0.3mm的空气螺杆钻具三维有限元模型如图2所示。
2 结果与分析
2.1定子衬套应力应变分布规律
在转子转动过程中,转子与定子衬套的相互作用发生在过盈接触的位置,而转子的偏心转动会对定子衬套形成挤压并造成磨损。图3分别给出了偏心距为4.1mm、过盈量为0.3mm的空气螺杆钻具在4.3MPa内压作用下,t=0.02s、t=0.26s和t=0.50s时转子的位置、定子衬套横截面上的应力分布(应变分布规律类似,在此未给出)以及定子衬套纵向剖面上的应力分布。转子公转周期为0.48s,仿真分析中,从0.02s到0.50s,转子公转一圈。仿真结果显示,定转子接触密封线处的应力最大,符合从力学意义上获得的规律;0.02s和0.50s时定子衬套内表面的应力分布规律基本相同,呈现周期性变化,而这种周期性应力变化将导致定子衬套产生黏性损耗,这是衬套内部温升的起因。因此,应当在保证空气螺杆钻具工作效率及使用寿命的前提下,通过优化螺杆钻具的结构参数来降低定子衬套幅值的周期性应力。
空气螺杆钻具转子转动时,由于摩擦力的存在,螺杆-衬套副还会产生摩擦阻力矩,造成定子衬套磨损及空气螺杆钻具工作效率降低,因此,研究空气螺杆钻具结构参数对衬套应力及摩擦阻力矩的影响也具有重要的工程意义。
2.2过盈量对衬套应力及螺杆-衬套副摩擦阻力矩的影响
对不同过盈量的空气螺杆钻具进行了数值模拟,过盈量改变对摩擦阻力矩影响的计算结果见图4a,不同时刻的摩擦阻力矩有一定幅度的波动。由于空气螺杆钻具结构的几何对称性和运动的周期性,可以取其平均值作为表征一个导程内过盈摩擦阻力矩的大小。偏心距为3.9mm时,随着过盈量从0.2mm增加到0.4mm,空气螺杆钻具的摩擦阻力矩从81.13N·m增大到181.21N·m,摩擦阻力矩的增大和其波动幅度的增大,导致空气螺杆钻具工作效率降低和振动加剧,加速衬套的变形和磨损。如图4b所示,定子衬套应力峰值随过盈量的增大也快速增大,应力的周期性作用会使衬套内部产生温升,加速橡胶疲劳老化。因此,过盈量是影响空气螺杆钻具衬套磨损及衬套橡胶疲劳老化的重要因素。根据分析结果,在保证不损失或者尽量少损失空气螺杆钻具工作效率的基础上,应尽量选择较小的过盈量。
2.3偏心距对衬套应力及螺杆-衬套副摩擦阻力矩的影响
由于定子橡胶衬套的厚度不均匀,在实际应用中,橡胶衬套较厚的位置,型线变形会更大,优化调整过盈量可以改善密封线承压不均的情况,但该现象仍会存在。空气螺杆钻具在转子行星运动过程中产生的离心力也会使其挤压定子衬套,从而产生摩擦阻力矩,因此,有必要分析偏心距对摩擦阻力矩的影响。
图5a所示为过盈量取0.2mm,偏心距分别为3.9mm和4.1mm时摩擦阻力矩随时间的变化曲线。从图5a可以看出,过盈量取0.2mm时,随着偏心距的增大,摩擦阻力矩增大约30%,从106.28N·m增大到134.58N·m,但波动幅度较接近。定子衬套应力峰值随偏心距改变的变化规律见图5b,从图5b可以看出,偏心距改变对螺杆-衬套副应力峰值有一定的影响,但小于过盈量改变对应力峰值的影响,因此,在保证空气螺杆钻具工作性能的前提下,配合过盈量修正,可以选择较小的偏心距以减小摩擦阻力矩,降低定子衬套的磨损。
2.4摩擦阻力矩与过盈量和偏心矩的关系
考虑各因素耦合作用后,摩擦阻力矩随过盈量增大呈指数形式增大,增大幅度较大,随偏心距增大呈现较平缓的抛物线形态,增大幅度比过盈量增大幅度小,见图6a和图6b。
本文研究结论是对现有螺杆-衬套副摩擦阻力矩计算理论的进一步完善,能够更准确地描述螺杆-衬套副之间产生的摩擦阻力矩与过盈量和偏心距的关系,从而为空气螺杆钻具结构参数的优化提供理论指导。 ()()
3 结论
(1)增大过盈量和偏心距均会增大摩擦阻力矩,过盈量对摩擦阻力矩的影响更明显。
(2)工作过程中,定子衬套内表面应力呈周期性变化,波动应力是导致定子橡胶产生黏性损耗及疲劳老化的主要原因之一。
(3)在保证空气螺杆钻具密封性能的前提下,应选择合理的偏心距和过盈量组合,以有效地降低螺杆-衬套副的摩擦阻力矩和应力峰值,从而减轻定子衬套磨损,提高空气螺杆钻具的工作效率和使用寿命。
参考文献
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异步电机转子时间常数的补偿方法 篇5
在异步电机的矢量控制方法中, 转差频率矢量控制具有方法简便、结构简单、控制精度高等优点, 广泛应用于异步电机的驱动控制中[1,2]。但是实际应用中通常采用固定的电机转子参数来计算转差频率, 因此使用时需要准确获得电机转子参数。然而电机转子参数随电机工况, 如温升和励磁条件等的改变而不断变化, 并且这种变化的规律事先难以获知。如:通常在恒定励磁情况下, 电机温升所引起的电阻值变化就能达到其标称值的0.75~1.5倍。这种参数变化引起的后果是造成转子真实磁链与控制系统的设计磁链产生相位和幅值的偏差。在转差频率矢量控制系统中, 直接后果是造成定子电流偏离设计值, 电机出现弱磁或者过励运行状态, 从而影响变频器和电机的使用寿命。
为了解决以上问题, 需要引入对转子参数的估计环节, 来提高转差频率矢量控制性能。各种不同构造的模型参考自适应法是估计转子参数的常用方法[3,4]。本文提出了一种新的模型参考自适应法, 即以d轴电流环输出作为可调模型, 电压方程作为参考模型, 两者误差经PI控制器后作为转子时间常数的补偿值。实验证明, 该方法能较好地补偿转子时间常数误差带来的磁场定位偏差, 将电流控制在合理的范围内。通过增设一个随电机转子侧参数变化而改变的转子时间常数补偿量, 以此来修正设定的时间常数值, 调整电机控制模型中的转差频率使其更接近于实际值, 能够克服因转子侧参数变化导致的转子磁场定向不准的问题。
2 转差频率矢量控制原理
图1是三相异步电机的转差频率矢量控制框图, 整个系统采用速度、电流双闭环的控制方式。
图1中, isd和isq分别是dq轴电流给定值, d轴电流作为励磁采用常值, q轴电流由速度环PI控制器获得, 作为力矩电流给定。i′sd, i′sq分别是三相电流反馈后经坐标变换获得的dq轴电流。Usd和Usq分别是电流环PI输出的电压矢量值, 再通过空间矢量变换后送出三相PWM信号去驱动电机。转子角速度ωr由增量式编码器反馈获得, 同步角速度ω0由转子角速度ωr加转差角速度ωs获得, 同步电角度θ通过ω0积分获得, 用于坐标变换。转差角速度计算公式如下:
式中:Tr为转子时间常数。
在异步电机转差频率矢量控制系统中, 由于转子时间常数的设计与实际值不同造成的转子磁场偏差角度如下式[5]:
式中:DTr=Tr*-Tr, Tr*为转子时间常数真实值, Tr为转子时间常数设计值。
由此可以看出, 当转子时间常数设计值和真实值不同时, 会使控制的转子磁链角和实际角度间出现偏差, 从而造成无法满足转子磁场定向控制的设计原理, 也即出现了转子磁场q轴分量的情况。并且当相差越大时角度偏差越明显, 严重时会造成系统无法正常工作。
3 转子时间常数的补偿方法
经上文的分析可知, 转子时间常数不准造成的影响是转子磁场定向的不准, 使之出现的情况。对照图1的控制框图, 造成磁场定向不准的根本原因是变频器输出的Usd, Usq偏离了真实值。电机处于稳态运行时, 电机定子侧电压方程如下:
式中:Ls, Lr, Lm分别为电机定子电感、转子电感和互感;Rs为定子电阻;∂为漏感系数。
将d轴电流环输出的U*sd作为可调模型, 将电机电压方程式 (3) 作为参考模型, 根据自适应法原理[5], 对参考和可调模型的误差进行PI运算后可获得转子时间常数的补偿值
式中:KP, KI分别为自适应算法的比例系数和积分系数;ω0为同步角速度。
SGN (ω0) 是同步角速度的符号, 如下式:
真实的转子时间常数如下:
图2是带转子时间常数补偿的异步电机控制框图, 与图1相比, 在转子时间常数的计算中增加了补偿环节。
从式 (3) 的参考模型中可以看出定子电阻Rs、电感Ls以及漏感系数∂对模型存在影响。因上述3个参数不准确而造成的误差大致如下式:
式中:△Usd为公式计算的电压矢量与实际的差值。从工程设计考虑, 当电机在高速运行时Usd和Usq相差很大, 从而由定子侧参数不准确造成的误差△e很小, 可以近似忽略。在电机稳定运行后, 根据U*sd, isd, isq, Ls, ωo, ∂, 其中Ls, ∂采用预置参数 (其与温度无关) 计算, 由电压方程式 (3) 可近似获得Rs的数值, 该电阻值将用于低速区的参考模型。当电机工作在低速区时, 忽略漏感等参数, 参考模型变为Usd=isd·Rs。由于转子时间常数补偿单元输出的仅为增量, 因此参考模型的固有误差将在一定程度上消减, 从而不影响系统的稳定工作。另外, 考虑到补偿方法输出的仅仅是转子时间常数的增量, 当系统预设值较准时, 该补偿量很小, 因此补偿前后系统的动态性能区别不大, 故不作深入分析。
其次, 从参数辨识角度来看, 当电机高速稳定运行时, 根据式 (7) 将实际的Tr*值保存, 作为预置参数进行算法控制, 能有效减少系统的动态调整时间, 进一步提高补偿算法的收敛性能。
4 实验
实验中异步电机参数如下:额定功率11 k W, 额定电压380 V, 额定电流23.4 A, 额定频率50 Hz, 额定转速960 r/min, 定子电阻0.409Ω, 转子电阻0.22Ω, 定子电感80.2 m H, 互感77.6 m H, 激磁电流8.9 A。实验中人为改变转子电阻设计值, 在同样负载情况下记录电机电流值, 将常规转差率矢量控制和本文带补偿的转差率矢量控制进行对比实验。表1是50 Hz下, 满载情况时2种控制模式所测的数据。表2是5 Hz下, 满载情况时2种控制模式所测的数据。
由表1、表2对比分析发现, 采用带补偿的转差率矢量控制方法时电机电流基本维持不变, 且在高速下补偿效果要优于低速。而常规转差频率矢量控制方法对转子电阻较为敏感, 当设计阻值与实际值出现误差时, 电机电流将会出现偏差, 严重情况下电机无法正常运行。
图3是新补偿方法下50 Hz稳定运行的电流波形图。
5 结论
在异步电机转差频率矢量控制系统中, 本文采用模型自适应法对定子d轴电压矢量进行自适应控制。获取转子时间常数的补偿值, 间接将转子磁链的q轴分量控制为零, 从而对转子时间常数误差造成磁链角度偏移的现象进行了有效抑制。该方法简单易行, 在不改变主控制结构的前提下, 将转子时间常数误差造成的影响尽可能降低, 能有效提高控制系统对电机参数的鲁棒性。
参考文献
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发电机转子测温间接测量法 篇6
发电机转子是旋转部件,直接测量转子的温度比较困难,即在转子线圈和槽内埋入测温电阻,再安装很多小碳刷,将阻值信号引出(每个测点对应一个碳刷),这样给发电机运行带来隐患,而且工艺上实现很困难。所以,对于高速运转的发电机,用间接法测量发电机转子温度是一种比较理想的方法。
2 间接法测温原理
发电机转子线圈是由铜线绕制而成的,在不同温度下的铜线电阻是不同,当发电机正常运行时,发电机转子有较大的励磁电流,使转子线圈的温度升高,导致铜线圈电阻增大。测量转子绕组的电流、电压,并进行分析和计算,可算出转子绕组的电阻值。
发电机转子温度计算是基于计算发电机转子线圈的电阻实现的。计算公式如下:
式中,Uf为磁场电压;If为磁场电流;Lf为转子线圈绕组电抗;UB为集电环碳刷压降的直流分量;RB为碳刷的电阻;Rl为磁场电压测点至集电环碳刷间的直流母排的电阻。
基于磁场绕组电阻值的计算结果,绕组的温度可按照式(1)计算:
式中,Tf为发电机转子绕组的温度;Rfo为0℃时发电机转子绕组电阻。因此,采集发电机转子电压、电流值,能够计算出发电机的转子温度值。
3 检测装置的构成
3.1 装置的硬件构成
检测装置由三部分组成:
a.电压变送器、电流变送器。转子电流转换是通过转子回路中的2 000A/75mV分流器和(0～75mV)/(0～20mA)电流变送器完成的。转子电压是由电压变送器直接测得,变比为(0～1 000V)/(0～20mA)。
b.温度检测仪本体。检测仪控制箱装置的核心部分。
为保证装置可靠,检测仪选用日本松下公司的FP0型PLC。这种控制器体积小(截面积只有名片大小)、重量轻、易安装。它可以进行32位浮点运算,运算速度快(0.9μS/步),能够提高滤波和计算精度。
此部分由稳压电源A(供控制器用)、稳压电源B(供触摸屏用)、CPU模块、模/数和数/模转换模块组成。检测仪接受从电压、电流变送器测得的信号,经计算后,发出4～20mA转子温度信号或超温报警开关量信号,同时通过RS232串口COM 2传送给人机界面,如图1所示。
c.人机界面—触摸屏。人机界面采用触摸屏,选用HITECH公司的工业级人机界面。它能取代传统的控制面板功能,可节省PLC的I/O模组、按钮开关、数字设定、指示灯等,随时显示重要的信息。根据需要编辑各种界面,通过页面转换可以显示实时检测温度,绘制温度历史记录曲线,显示历史温度数据,并可通过设定界面对装置进行系统参数整定。
3.2 装置的软件构成
信号滤波、计算及逻辑关系由PLC完成,在NAIS的FPGR软件环境下编程;I/O选择、历史数据储存、曲线绘制等由HITECH人机界面完成,在SADP3软件环境下编程。
3.2.1 信号滤波
发电机的磁场电压由可控硅直流侧输出,因此含有高次谐波及换弧电压等干扰信号。如不进行滤波,则可导致测温输出5～20℃波动。应该采用惯性滤波和去极值平均滤波法的复合滤波。
惯性滤波:低通滤波传递函数
将上式离散化
式中,Yk为第k次滤波的输出值;Xk为第k次采样值;m为滤波系数;Td为对应于软件的运算周期。
惯性滤波用于消除电压信号中的高次谐波。
去极值平均滤波法:连续采样N次,同时找出其最大值和最小值,然后对N-2个采样值求平均值。此方法用于消除换弧电压尖峰的干扰。
3.2.2 数值计算
为保证计算精度,采用32位浮点计算。由于PLC的输入和输出量都是0～4 000的整数量,应在输入和输出处进行转换。另外,应合理安排计算顺序,防止数值溢出。
数值溢出可导致PLC死机,因此,编程时应对一些特殊工况进行考虑。
3.2.3 HITECH人机界面设计分为用户界面和调试界面并设不同级别的密码如图所示。
用户界面主要用于显示数据、历史温度记录及超温事件记录,如图3、图4所示,调试界面则用于设定发电机参数、PLC的I/O、A/D及D/A的校验和模拟试验。
4 程序的调试与装置的试验
4.1 HITECH人机界面
首先将编译后的程序在PC机上进行仿真操作,检验各界面的功能块、汉字显示及各界面切换,避免界面切换出现死循环。以上功能调整正常后,按照HITECH的说明书设定触屏后侧的DIP开关,然后将PC机与触屏用RS232通讯线连接,将程序下载。如在下载过程中出现故障,必须重新下载,否则人机界面以后运行会出现故障。
4.2 人机界面与PLC通讯
人机界面与PLC通过RS232口进行通讯。在HITECH的SADP3中设定通讯对象为NAIS的FP0,然后在PLC的FPwinGR软件中设定PLC的comport设定如下:No.412.portselection=computer link;Char.bit=8Bits;Paritycheck=Odd;Stopbit=1,Terminator=CR;Header=STX notexist。
4.3 PLC的软件调试
a.信号滤波。选择1台励磁装置,使其可控硅输出与大阻值的模拟转子负载连接,通过变送器将电压信号输入PLC。利用FpwinGR软件中的time chartmonitor观察经软件滤波后的波型,不断调整Td和m的值,如式(2)、式(3),选出最佳的设定值。
b.PLC的计算功能的校验。模拟不同工况时的发电机转子电压和电流值,计算出理论转子温度,与实际的显示的温度进行比较,通过调整有关参数使偏差最小。
c.仿真模拟试验。用发电机转子相同材质的铜线(线径较细)绕制高阻线圈(R=344Ψ),在线圈中通入恒定电流,将线圈置入恒温箱中。逐渐升高恒温箱的温度,比较恒温箱温度与实际显示的温度,调整软件中α值,如式(1),使显示温度与实际温度接近。经调整后,测量结果如表1所示。
℃
5 结束语
经72h模拟试验和现场运行表明,用NAIS的PLC和HITECH人机界面设计的装置完全能够满足现场要求,具有显示界面友好、可靠性高等优点。此装置所有硬件都采用成熟产品,不需要自制PCB板,对不同的应用只需更改软件即可。
通过试验结果可以看出,分析计算后的温度值与实际值之间有一定的误差。
造成这种误差的原因是多方面的,如硬件方面-集电环碳刷压降具有分散性、母排电阻值在温度变化后有影响、变送器测量精度的影响等。软件方面主要是滤波环节。
分析试验数据可知,在转子温升较低时,误差较大,最大可达到%;转子温升较高、接近发电机的额定工作点时,误差较小,为1.75%～2.60%。
总之,在不改变发电机转子结构的情况下,这个装置提供了具有一定精度的发电机转子温度值,可以给发电机安全运行提供一个相对可靠的参考数据,对机组的安全运行有所帮助。
参考文献
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浅谈发电机抽转子工艺 篇7
关键词：抽转子,弧形滑板,滑块,保护垫,吊绳
0 引言
发电机抽转子是将转子通过专用工具从发电机励端抽出转子，并支承在专用的支承架上。发电机抽转子是一项施工难度大、需多工种密切配合的重大施工项目，必须制订严格的施工方案，明确工作重点，准备充分、分工明确、责任到位。要进行技术交底和危险点分析，各小组应各司其职、协同作业，按照施工要求中的工作程序有条不紊地将发电机转子完好无损地移出定子膛，平稳地安放在指定的专用支承架上，保证抽转子工作的顺利进行。
1 抽转子前准备
1.1 抽转子所需专用工具及部分常用工具
抽转子所需的专用工具和常用工具有：转子吊具、弧形滑板(钢制)、定子铁芯保护橡胶垫、本体滑块、联轴器滑块、转子托架(励端)、吊环螺钉(牵引转子用)、连接块、转子本体保护套、保护衬垫、吊绳、导向圈拆装工具、风叶拆装工具、发电机转子专用支承架、手拉链条葫芦、加热器(加热端盖螺杆用)、静叶片拆装工具、测试仪器和仪表、水平仪。
2.2检查抽转子是否具备条件
确认发电机两端上半端盖是否已拆除;检查发电机两端内端盖、两端风扇挡风圈是否已拆除;发电机两端轴承及密封瓦座已解体拆除;转子专用支承架已准备好并需安放在规定的检修承重位置上;检查起吊工具并确认完好;还需检查转子的磁极中心线是否对准垂直位置;发电机集电环已吊离。注意在拆卸转子汽端的风扇叶片时，要做好标记，并将其放入专用箱中。确认热工、电气与抽转子相关外部线已拆除，检查一下已具备抽转子的外部环境条件，多方确认抽转子的承力点。
2安装抽转子专用工具
(1)安装转子吊具 (6) 、保护衬垫12以及吊绳13，拆转子托架14、衬垫15，将下半端盖垂直下沉，方便转子能抽出，并在本体端面与端盖间垂直方向插入连接块19，再用螺栓固定，端面接触之间需加非金属垫片18 20。如图1所示。
(2)用事先准备好的顶端装好保护套的钢丝，从励端定转子间穿进，从汽端端部穿出。
(3)在钢丝励端装上钩环以连接八根尼龙绳，抽钢丝将八根尼龙绳引至汽端，松开钢丝和尼龙绳索，四根绳索扎在本体滑块卸环上，抽转子时用来移动本体滑块，另四根绳索扎在弧形滑板和定子铁芯保护橡胶垫上，用于固定两物件。
(4)从汽端用绳索拉定子铁芯保护橡胶垫，使其覆盖住定子铁芯底部。
(5)用行车抬高励端转子，将凹面涂有石蜡或凡士林的弧型滑板从励端插入定子铁芯膛内。弧型滑板不准搁在定子线圈上或端部线圈的支承环上，也不得与定子铁芯内圆接触，不能碰伤定子铁芯。不准站在或用手撑按在定子线圈或端部线圈的支承环上。
(6)将弧型滑板和定子铁芯保护橡胶垫的四角系上绳索并加以固定，以防轴向移动。
(7)将本体滑块放在弧形滑板上，用绳索拉到指定位置。
(8)在汽、励两端定子端部及定子铁芯外露部分铺上胶垫，并和弧型滑板搭接，以防异物进入端部绕组的夹缝内。
(9)在励端安装吊环螺钉 (2) 、法兰 (3) 和垫圈 (10) 。如图2所示。
(10)在抽转子的承力点和吊环螺钉之间安装好抽转子牵引装置(例：两个10吨手拉葫芦和钢丝绳)。如图3所示。
安装抽转子专用工具时，注意不要碰伤励端端部绕组、定子铁芯和绝缘引水管等部件。
3 抽转子
(1)用两台行车在汽励两端缓缓升起转子，将转子调整水平，吊绳与垂线的夹角不大于15度，使转子的中心线在定子铁芯中心线下约6mm。拆卸汽、励两端转子吊具组件中的吊绳和保护衬垫。
(2)用行车缓慢地将转子向励端移动约200mm，将励端转子稍微抬高，把本体滑块从励端插入，再在汽端拉滑块的绳索，使本体滑块与转子在同一轴线上放在距汽端护环约75mm处。
(3)转子继续向励端水平移动，直到汽端转子行车钢丝绳靠近定子端面约25mm处才停止移动。
(4)缓缓下落转子汽端，使转子汽端重量落在本体滑块上，降低汽端行车，拆除汽端钢丝绳。
(5)用牵引装置拉动转子向励端移动。
(6)待汽端联轴器端面在位置A时，稍降低励端行车，将联轴器滑块固定在汽端联轴器端面上，励端行车稍起，使联轴器滑块受力。起吊时注意扶住转子两端防止晃动，重新调整中心后，继续移动转子，让联轴器滑块随转子向励端移动。
(7)当联轴器滑块接近励端定子铁芯时(或转子重心已移到定子外壳端面外合适的位置时)停止移动，将转子缓缓落下，使转子汽端重量落在联轴器滑块上，励端重量落在指定的专用支架上(支架底部垫上垫块)，注意平台受力情况。
(8)松开牵引绳。实测试探找出转子的重心，将转子本体保护套捆扎在转子重心位置上，再用吊绳环绕转子保护套一圈。为了起吊安全，采用双包兰形吊结，注意转子保护套下包一层保护布，以防钢丝上的油污等杂物落入转子通风孔。绝不允许吊绳捆扎在护环处或碰伤护环，也不允许护环用作转子重量的支撑。
(9)用水平仪调整转子水平(且吊绳与垂线的夹角不大于15度)，使转子中心线在定子铁芯中心线下约6mm。
(10)用行车吊钩吊住转子，起吊时注意扶住转子两端，防止晃动，检查转子本体保护套不要搁在转子通风口上，起吊过程中注意定转子间隙，以防止碰撞。
(11)起吊平稳后，开动行车缓缓向励端移动，使转子移出定子，放在规定位置的转子专用支承架上(支架上应垫好胶垫及涂上润滑油)。用橡皮塞封住转子出风口。转子抽出机外后，应用塑料薄膜将转子包严实，防止异物灰尘进入通风道，尤其是端部绕组。
在抽转子过程中，整个抽转子过程都要用水平仪监视转子的水平性，确保转子保持水平位置，转子的推进速度不大于0.5米/分钟，且由专人统一指挥。要有专人在汽励两端用透光法监视定转子间隙，保证间隙均匀，防止转子晃动碰伤定子绕组、铁芯、挡风环等部件。还要有专人到汽端定子膛内护送转子出膛外，以防定转子相碰。与此同时，注意检查滑环通过定子挡风胶皮时，胶皮应完好。应妥善保护好转子外圆，以防损伤和擦伤。
4 拆卸专用工具
拆除拉转子用的吊环螺钉及牵引装置;在转子两端轴颈上涂抹油脂，并用橡皮将转子两端轴包扎好;拆去弧型滑板和定子铁芯保护橡胶垫，用行车吊出下半部分端盖，并将端盖放在规定的位置上。
5 结束语
发电机抽转子时，在吊绳和转子接触处应加保护垫，防止损伤转子表面，应妥善保护整个转子表面，以防擦伤和碰伤。在装、拆滑板及转子穿装过程中，注意防止损伤铁心及碰伤、污染端部线圈。吊装过程中在使用行车或其它起吊机械吊放设备时，吊钩、重物下方严禁站人，并设置施工区域警示牌，非作业人员禁止入内，保证抽转子顺利进行。
参考文献
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