冲击发电机（精选7篇）
冲击发电机 篇1
0 引言
冲击发电机又被称作短路试验发电机, 是一种专门用来对短路进行试验的设备。其主要功能是利用小功率电动机加以拖动, 达到额定转速时通过短路来实现机械能与电能之间的转换, 并将得到的电能输送给开关、变压器以及高压断路器等电气元件, 从而实现对试验元件的短路电流开断以及短时承受能力等的试验检测。
1 6 500 MVA冲击发电机的基本额定参数
6 500 MVA冲击发电机的外形结构如图1所示。
1—转子2—轴承座3—外端盖4—定子5—隔音刷架装配6—引线
由图1可知, 6 500 MVA冲击发电机的转子采取座式轴承支承, 因而使端盖以及轴承处的结构进一步得到简化, 给转子提供励磁的方式为静止励磁系统, 并且通过外鼓风方式对机内的空气加以冷却, 同时采取下出线方式将试验电压和电流引出[1]。
6 500 MVA冲击发电机的基本额定参数如表1所示。
2 6 500 MVA冲击发电机的定子结构及其特点
由于冲击发电机研究的对象为极短时间的短路电流变化, 而突然短路所产生的短路电流比额定电流高出十几倍, 在这种强电流的作用下, 发电机的定子绕组端部以及电机绕组直线部分均要承受极大的电动力作用。为避免定子线圈因此而发生变形, 导致绝缘遭到破坏, 要对定子绕组加强固定。同时, 为了保证发电机机座能够更好地承受突然短路造成的冲击力, 其还需采用抗冲击能力强的刚性定位筋, 并且数量要多于普通发电机。
用来制作6 500 MVA冲击发电机定子铁芯的材料为低损耗、相互绝缘且具有高导磁性的冷轧硅钢片, 并且在铁芯的轴向设置100个宽8mm的径向通风道。此外, 还要注意在定子铁芯的两端不设置阶梯槽, 定子铁芯通过装焊在机座内环上的定位筋螺杆与机座相连, 轴向则通过定位筋、压圈以及铜屏蔽来加以固定[2]。
定子绕组采用单层的条形定子线棒, 为了让在端部股线钎焊并头后的条形半匝线圈形成每极每相串联圈数, 要制作直线部分长度不同且渐开线走向相反的2种规格的定子线棒。隔槽下线后在定子端部形成内外2层绕组, 并通过内屏蔽固定为一体。
定子绕组端部具有较小的升角, 且渐伸线之间的距离也比较短, 因而端部结构 (图2) 比较紧凑。为保护定子端部的绝缘材料不因短路电流冲击而损伤, 在绕组与外压圈以及内屏蔽之间分别垫适形材料和云母板, 而在绕组内外层之间则垫上适形材料以及环氧酚醛层压玻璃布板。此外, 为使定子绕组端部漏抗得到降低, 该冲击发电机的定子端部分别设置铜屏蔽、线圈内屏蔽以及外屏蔽。
1—环氧填充胶2—内屏蔽3—无磁性锥形压圈4—外屏蔽5—压圈6—齿压环7—线棒
3 6 500 MVA冲击发电机的转子结构及其特点
为平衡冲击发电机的转子在2个方向上的刚度, 通常会在转子本体上均匀开出一系列轴向槽, 其本体截面如图3所示。
1—平衡槽2—下线槽
同时, 为保证转子的导磁性, 一般会将与轴磁化性能一致的磁性材料填入没有装转子线圈的槽内。平衡槽以及下线槽如图4所示。
1—整根转子槽楔2—阻尼绕组3—磁性棒4—楔下垫条5—转子线圈6—匝间绝缘7—槽衬
为避免因为短路瞬间转子转速骤降而造成危险事故, 在护环及本体之间要留出一定的公盈, 以防止护环与本体在短路瞬间出现相对位移。此外, 为了避免短路时转子端部线圈出现切向移动, 还要将大齿中的磁性棒从本体中伸出并卡在极心块上, 将极心块与线圈间塞紧。
同时, 为了适应冲击发电机频繁启动和冲击负荷的特点, 需采用高强度F级绝缘材料来制作转子槽部、槽衬、护环扇形及匝间绝缘等, 并保证绝缘厚度大于常规发电机。为减少超瞬变电抗, 增加时间常数, 通常在转子的整根铝槽楔下方设置大截面铜排的强阻尼绕组。
4 6 500 MVA冲击发电机的总体布置及其风路系统
为缓和短路时冲击发电机所受到的冲击力, 通常会在拖动电动机及冲击发电机之间设置一种弹性轴。冲击发电机采取外鼓风空气冷却方式, 所以发电机内部有多条径向风路。例如在转子线圈端部, 气流通过轴向垫块和小齿上的孔被压入空气隙, 从而实现转子的空气表面冷却;而外部风路则包括隔板及基础下通风道等, 主要是利用空气冷却器来冷却电机排出的热风, 并通过轴流式风机来实现强迫循环。轴流式风机和空气冷却器均设置在地坑中, 且设有滚轮和轨道, 以方便维修。
此外, 由于6 500 MVA冲击发电机受到短路电流的冲击较大, 因此其基础面和底脚的设计要大于普通发电机, 并且其每一侧边的底脚需采用14根地脚螺栓与基础面把合, 同时还要施加预紧力。
6 500 MVA冲击发电机风路示意图如图5所示, 其风路路径为:风机出口→冷风室→发电机内部通风道→热风室→回风通道→空气冷却器→风机入口。
其中, 集电环与炭刷架拥有一套独立的通风系统, 冷风是通过炭刷架的两侧风道进入冲击发电机内, 而热风的排出则利用炭刷架的中间风道得以实现, 并由设置在转子上的离心式风扇实现循环。
5 6 500 MVA冲击发电机的运行分析
哈尔滨电机厂自主设计制造的第一台6 500 MVA冲击发电机于2003年投入运行, 短路电流峰值高, 可达320kA。试验发现, 将发电机组的转速分别调至3 000r/min、3 600r/min, 在Zhuangbeiyingyong yu Yanjiu◆装备应用与研究短路电流的反复冲击下, 转子的平衡结果如表2所示。
通过分析转子振动情况可知, 在工作转速分别为3 000r/min及3 600r/min时, 冲击发电机并未出现绝缘结构遭到损坏的现象, 且机组振动、温度以及调速设备均保持在正常的工作范围之内。
6 结语
因为6 500 MVA冲击发电机在短路状态下工作, 因而设计时不能简单采用普通汽轮发电机组的成熟计算程序, 而需要通过大量的试验来对设备性能进行验证。本文简单介绍了6 500 MVA冲击发电机的基本额定参数, 并对其定子、转子的结构特点及风路系统进行了分析研究, 给出了冲击发电机的外形、定子、转子、平衡槽和下线槽以及风路系统的示意图, 希望可为相关人士提供有益借鉴。
摘要：介绍了6 500MVA冲击发电机的额定参数、定子结构、转子结构、总体布置以及风路系统等, 并对其进行运行分析, 为今后冲击发电机的进一步发展奠定基础。
关键词：冲击发电机,额定参数,结构,特点,风路系统,运行分析
参考文献
[1]张万兵, 邵桂兰, 宋晓东, 等.6 500MVA冲击发电机结构特点[J].电工电气, 2010 (9) :31~33
[2]郝明剑.大容量冲击发电机的开发成果[J].上海大中型电机, 2009 (1) :113~119
冲击发电机 篇2
1 冲击发电机
1.1 冲击发电机特点
冲击发电机又名短路试验发电机, 专门用于短路试验。冲击发电机的每次试验都相当于常规发电机的出线端事故短路, 冲击电流有效值可达上百千安, 对定、转子的绕组和结构有特殊的要求[10]。
冲击发电机一般有以下3种特征容量: (1) 型式容量。是指与该台冲击发电机定、转子尺寸及重量相当的汽轮发电机的额定容量, 也称额定视在功率。 (2) 出端容量。是指在额定电压下, 不加任何外阻抗, 只对冲击发电机超瞬变电抗Xd"计算的最大三相对称短路容量。 (3) 允许使用容量。是指电机制造厂或者试验站为保证冲击发电机的使用寿命而规定的试验使用容量。随着电力系统的快速发展, 高压开关设备的电压和开断电流不断增长, 作为大功率试验室电源的冲击发电机有尽可能大的短路 (开断) 容量[11]。表1列出了目前国内外投入使用的大型冲击发电机特征容量。
1.2 试验对冲击发电机的要求
以冲击发电机为试验电源的大功率试验室如图1所示, 试品位于试验小室内, 整个回路应能满足不同电流、电压等级的试品。通过调节限流电抗器值 (L) 来满足不同的试验电流, 调节试验变压器 (TR) 变比来满足不同的电压等级。
对一台冲击发电机评定, 不仅要看冲击发电机的短路容量和短路电流的大小, 还要考虑短路电流的衰减特性如何。冲击发电机三相短路情况下的电流衰减趋势可由式 (1) 表示[3,4]:
式中:UN为额定线电压;Xd"为超瞬变电抗;Xd'为瞬变电抗;Td"为超瞬变时间常数;Td'为瞬变时间常数;k为强迫倍数 (强励电压与空载励磁电压之比) 。实际试验回路中需要外接阻抗 (Xe) , 此时的冲击发电机短路电流衰减曲线由式 (2) 表示:
在GB 1984—2003附录B中对高压断路器在型式试验中试验参量的公差提出了具体的要求, 例如高压断路器基本短路试验方式T100s (断路器进行100%容量的完全对称开断试验) , 规定试验值为额定短路开断电流的100%, 试验公差为0~+5%, 即只允许5%以内的正公差;标准同时对试验参量中工频恢复电压 (URV) 提出了试验公差为±5%的要求, 由于URV与开断电流I存在线性关系, 即通过强励来补偿短路电流的同时也就对工频恢复电压做了补偿。这不但要求试验回路的阻抗配置合理, 同时还要求设定合适的强励电压值来保证冲击发电机的短路电流特性, 以满足高压断路器的试验参量及其公差符合相关标准的要求。
2 国产大容量冲击发电机
2.1 6 500 MV·A冲击发电机特性
我国生产的大容量冲击发电机主要有DSF-100-2型 (型式容量为100 MV·A, 出端容量为3 200 MV·A) 与DSF-200-2型 (型式容量为200 MV·A, 出端容量为6 500 MV·A) 冲击发电机, 均由哈尔滨电机厂生产制造。DSF-100-2型短路发电机容量小, 电气暂态参数差, 不能进行有效的强励, 工频电流和工频恢复电压衰减大, 已经不能满足当代大容量试验室的发展要求[5]。DSF-200-2型冲击发电机是在DSF-100-2型冲击发电机的运行实践和借鉴国外同类型设备的基础上设计开发的, 并于2003年投入商业运行。6 500 MV·A冲击发电机的设计参数如表2所示。
2.2 短路电流衰减特性仿真及分析
根据6 500 MV·A冲击发电机的设计参数和三相短路情况下电流衰减曲线计算公式, 建立其MATLAB仿真模型, 仿真时间为0~0.3 s, 表示冲击发电机从0时刻开始短路持续0.3 s之后恢复到开路状态。
Xe为0时不同强励倍数下的相电流有效值曲线如图2所示。从响应曲线来看, 需要k>15才能支撑短路电流在0.3 s内没有明显衰减的现象。k≤15时存在短路电流衰减的情况, 并随着强励倍数的减少, 短路电流会成比例下降。
1.k=15;2.k=13;3.k=11;4.k=9;5.k=7;6.k=5;7.k=3;8.k=1
Xe为18.5 mΩ时不同强励倍数下相电流有效值曲线如图3所示。从响应曲线来看, 11
1.k=15;2.k=13;3.k=11;4.k=9;5.k=7;6.k=5;7.k=3;8.k=1
对Xe为18.5 mΩ条件下k=1和k=11两种强励电压下的短路电流响应进行比较, 如图4所示。T为0.3 s时, k=11与k=1对应的短路电流有效值Ik11, Ik1分别为120.8 k A, 72.49 k A。以Ik11为试验需要的短路电流计算, Ik1存在40%的衰减量, 即Ik1/Ik11=0.6。0.3 s时的工频恢复电压URV及其公差Δ计算见式 (3) 和 (4) :
式中:URV-ki, Iki分别为不同强励倍数下的工频恢复电压和开断时的短路电流有效值。通过计算可得:URV-k1为8.173 k V, Δk1为41.62%;URV-k11为13.62 k V, Δk11为2.71%, Δk11<5%<Δk1。可见, 施加适当的强励倍数与不加强励, 对冲击发电机的短路电流及工频恢复电压存在非常明显的影响。
Xe为36 mΩ时不同强励倍数下相电流有效值曲线如图5所示。从响应曲线来看, 在9
1.k=15;2.k=13;3.k=11;4.k=9;5.k=7;6.k=5;7.k=3;8.k=1
同一强励倍数下 (k=9) , 3种不同外阻抗条件下短路电流衰减情况如图6所示, 在同一强励电压下, 外接阻抗越小电流衰减越厉害, 随着外接阻抗的增加电流补偿效果越明显。
3种不同外阻抗以及不同强励倍数条件下, 在0.3s时短路电流有效值分布如图7所示。随着外接阻抗增加, 短路电流有效值逐步减少, 对应的允许使用容量也同步降低;在同一外阻抗条件下, 短路电流随着强励倍数的增加而变大。
1为外接阻抗0;2为外接阻抗18.5 mΩ;3为外接阻抗36 mΩ
4 结束语
大容量冲击发电机作为试验电源广泛的应用于大功率试验室, 冲击发电机组的整体性能决定了大功率试验室的检测能力。依据国产6 500 MV·A冲击发电机的相关参数建立其仿真模型, 用来分析其短路电流的衰减特性。从仿真结果来看, 冲击发电机的短路电流特性与强励电压有密切的联系, 可根据试验需求调整试验回路阻抗, 通过设定强励电压在某一范围内即可控制冲击发电机的短路电流衰减量, 以保证试验参量及其公差满足相关标准的要求。通过仿真可以初步确定满足不同试验需求时的强励电压范围, 对今后大功率试验室的运行具有较为重要的参考意义。
参考文献
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[10]辜承林, 陈乔夫, 熊永前.电机学[M].武汉:华中科技大学出版社, 2001.
冲击发电机 篇3
1 背景技术
海洋波浪能能流密度高、储量巨大且分布广泛,是未来海洋能利用的主要发展方向。
波浪能发电装置的根据国际上最新的分类方式,波浪能技术分为:振荡水柱技术、振荡浮子技术和越浪技术(图1)[2]。
目前,海洋波浪能发电技术已取得了长足的进步,海浪发电装置种类繁多,绝大多数波浪能发电装置都是先将波浪能转换成某个载体的机械能,再将得到的能量转换成旋转机械(如水力透平、空气透平、液压电动机、齿轮增速机构等)的机械能,最后利用发电机将旋转机械的机械能转换成电能。大量研究表明,进一步提高波浪能装置的能量转换效率以及可靠性,是波浪能利用技术发展的关键。但由于波浪运动的多向性和往复性,使得人们至今也未能设计出合理的能量俘获系统和动力摄取系统,因此现有的海浪发电装置普遍存在结构复杂、能量转换效率低、可靠性差的问题,大大影响了该项技术的进一步发展。
2 概述及工作原理
本文提供了一个新型波浪能发电装置。(如图2所示)一种双向波浪能发电装置,构成中包括发电机、变速器、海水引导槽、叶轮和四个翻板阀,所述海水引导槽水平放置并与海浪的冲击方向平行;所述叶轮位于海水引导槽内,其竖直中心轴的下端通过轴承与海水引导槽的底板中部连接,上端经变速器驱动发电机;所述四个翻板阀分成两组,每组的两个翻板阀分别安装在海水引导槽的两个内侧壁上,二者相互对应且开启方向相反;位于海水引导槽的同一侧壁上的两个翻板阀开启方向相同。
在近海由于受到海岸线阻挡,海浪会来回冲击,海浪冲击和退去均会带动叶轮旋转产生机械能,可以将此转化为电能。当海水迅速灌入时,海浪冲击叶轮旋转,当海浪退去时海水继续冲击叶轮,使叶轮保持同一方向旋转叶轮继续为发电机提供动力,继而转换成电能造福沿海居民。
2.1波浪能采集装置
1、2、3、4号门均为装有弹簧合页的弹簧门,海浪会来回冲击,当波浪从左边方向冲过来时,1号弹簧门受冲击打开,同时4号门由于固定挡板的阻挡以及海浪的冲击紧紧关闭,海水从左下方的开口迅速灌入,海浪冲击叶轮旋转。与1号门同样的原理,2号弹簧门同时受力打开,叶轮在巨大的海水冲力下快速旋转;叶轮轴与变速装置连接,经变速装置变速后带动带动直流发电机高速旋转,持续发出直流电,储存到蓄电池中,经电路输出装置为负载供电。同理,当海浪退去时,2号门和1号门在海水的反向冲击下以及弹簧门的弹力作用下关闭,海水只能从右上方的开口涌入流道,冲开门3,海水继续冲击叶轮,使叶轮保持同一方向旋转,4号门同时受海浪冲力打开,叶轮继续为发电机提供动力。这样,叶轮便能够保持同一方向旋转,使发电机持续发出直流电,即所谓的双向海浪发电。这样在海浪持续不断的冲击下,发电机源源不断的向外输出电能。在本波浪能发电装置中[3~5],单个发电机的设计输入功率都比较小,因此可采用多个波浪发电机以某种阵列的方式联结来得到较大的电能输出。同时由于波浪运动的不规则性,在同一海域的波浪发电机会产生不同的电压频率,因此,发电机发出的电能需要经过一个整流环节,最后电能输送至电网供沿海居民使用[6]。
3 性能分析
波浪能发电装置在生产安装调试上及长期条件下的维修维护能力决定了其生命力与竞争力。本项目的波浪能采集装置采用简化结构和模块化可拆卸结构的设计,实现装置的快捷建造与低成本维护,并充分利用了海浪的往复流动特性,在海浪的浪涌过程中都可以发电,大大提高了能量转换效率。同传统海浪发电装置相比,还具有工作安全可靠、运行寿命长、适用范围广等优点。
4 结语
本文结合该波浪能发电装置的特点对工作原理及性能进行分析,该装置符合我国建设节约型社会的方针希望在未来可以投入长期使用,希望可以在短期内解决我国偏远海岛居民及驻军的用电问题。
同时波浪能发电的关键技术研究包括相位控制技术、生存技术、稳定发电技术、波能装置施工技术、新原理的波能装置研发等。相位控制技术研究较多,该技术对于提高波浪能的效率有重要意义。波浪能转换总体效率比较低,提高波能发电装置一级转换和中间转换的效率成为解决问题的关键装置尚有转换效率低等劣势,等待进一步改进[7]。
参考文献
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冲击发电机 篇4
阿鸠田水电站位于云南省保山市龙陵县境内的苏帕河上, 坝址位于龙陵县象达乡朝阳村下游6 公里, 电站首部距保山公路里程为175km, 距龙陵县城公路里程为66km。电站为引水式, 是苏帕河流域规划梯级的第四级电站。水电站设计装机容量35*3MW, 水库总库容15.8×104m3, 属Ⅲ等中型工程, 永久性主要建筑物为3 级, 永久性次要建筑物为4 级, 临时性建筑物为5 级。
2 冲击立式水轮发电机振动带来的危害
2.1 固件松动或者断裂
由于使用过程的磨损或者维修保养不当, 水轮发电机机组的部分固件会发生松动及断裂情况, 如果此时不采取一定的措施, 就会连带其他机组发生振动, 从而使相关部件及连接部位变得脆弱, 降低了使其使用年限。如果该现象比较严重, 就会在零件的各个部件之间以及金属和焊缝之间出现疲劳损坏区, 长此以往, 就会产生大面积损坏区, 不仅影响整个机组的使用, 而且还可能会出现报废情况。
2.2 厂房的的损坏
比上述情况更为严重的冲击立式水轮机组共振, 会发生机组设备与厂房共振的现象, 使其在运转过程中对厂房建筑及附近相关机组造成影响, 而且也会使得水轮发电机的振动机组旋转部分发生更剧烈的摩擦。
2.3 破坏尾水管设备
水轮发电机在运行过程中, 会在尾水管中形成涡流脉动压力, 伴随着使用的频繁及维护的不到位, 会使尾水管壁在遭受强压情况下发生断裂情况, 从而影响整个尾水设备的使用。
3 冲击立式水轮发电机组振动的原因分析
冲击立式水轮发电机不同于一般应用动能的机械机组, 其运转程序更加复杂一些。因此, 对其振动因素的分析情况也更加复杂。首先, 要考虑的因素是, 水轮机组在自己作业运行的情况下, 一定会伴随着强烈的振动情况;其次, 冲击立式水轮发电机组的运行会伴随着自身压力, 而且发电机的运转会带来自身的电磁力及相关零部件的振动, 使得零件及连接部位发生相互撞击及碰撞, 从而产生大幅度是振动。图1 是冲击立式水轮发电机组的剖面图。
以下针对冲击立式水轮发电机组的振动原因进行分析。
3.1 机械方面的原因
冲击立式水轮发电机在自身运行过程中, 会产生一定的干扰力, 其形成原因主要是机械机组在运转过程中产生的摩擦力以及部件运动产生的惯性, 再加上其他一些作用力, 就会使得发电机转子在运转过程中无法保持自身的平衡, 如果在这种情况下, 主轴的刚度不达标准、机组的轴线不正, 就会带来机械损坏的严重后果。上述的这些原因都可以归结为机械方面的因素。发生这种振动的主要特征是机组转动的频率及转速是同步的, 此时的振幅频率及转速的平方成正比。
3.2 水力方面的原因
水轮机在水中运转时, 会经历水的压力干扰, 其特点是水的不可控制性。这种振动会在水轮发电机超负荷运行或者无标准设计时较为严重, 一些机组部件会在水力不受控制或者流量不够均衡的情况下发生剧烈振动, 严重时会导致机组及零部件断裂。水轮发电机的机组振动规律主要是取决于水头的流量, 一般会在具有较高负荷以及较低水头的情况下, 振动频率才会降低, 主要的振动原因取决于以下几个方面:
第一, 通流器件中水力不平稳。水流的不可控制性, 使其在进入转轮时, 发生不对称的现象, 从而会对机组产生一定的横向阻力, 从而使器件发生振动, 这种情况会在低荷载或者零荷载时对机组造成高强度的振动。因此, 通流器中的水力不稳定情况会进而造成流体的不对称现象。
第二, 尾部流通管产生涡流带现象。水轮发电机机组中的涡流带设计较为复杂, 在计算流体负载时, 定桨式的流体输送机要求局部负载达到最优化, 即器件的开度控制在40%~70%之间, 也可以是达到最优流体载量的30%~80%之间。这种情况下会使尾部的流通管中出现不平稳的流体模式。
第三, 卡门涡流。这种涡流主要是流体在进入轮片输出口时, 会形成涡流列, 在当涡流列在轮片间来回冲撞时, 会使其轮片受到水流的冲击, 而此时如果撞击流与轮片转速的振动频率相同, 就会出现共振现象。如果情况严重就会使得轮片的底部及边缘产生裂痕, 并伴随一定的噪音。
第四, 尾部流通管安装的位置较低。一般的冲击立式水轮发电机在安装流体出口时会选择较低的位置, 这样一来会使其出口的水流呈现不稳定现象, 所以在安装转桨式的流体输出口时, 如果没有在转弯之间设定好稳定的水流状态, 就会形成周期性的水流冲击, 从而导致周围相关部件的振动。
3.3 电气因素造成的振动
冲击立式水轮发电机组在运行过程中, 自身会产生一定的磁场力, 从而引发相关机组的振动, 此时发电机组在水流冲击不平衡的情况下, 就会使其三相电流出现故障, 再加上机组的转子接地在运行过程中的故障及磁场不均的现象, 从而导致电气振动。这些因素中的转子接地主要是由于, 发生故障导致接地后会伴随一定的短路情况, 进而使其运行阻值变小, 特别是在故障点如果流经较大的电流量, 极容易造成整体运转机组的电压不稳, 使其水轮发电机组产生严重的振动现象。
4 冲击立式水轮发电机振动的处理对策分析
4.1 机械方面原因的应对措施
首先应将机组的精密度及同心度进行提高测试, 可以通过调整轴线、改变轴瓦间隙或者平衡相对改动等方法进行解决。应在对其机组运行进行一定的测试及数据统计后, 进行计算及对比分析, 从而得出机组运行时振动最小的一组情况, 分析原因, 找到相关机械部位, 进行振幅调试, 从而减轻机组振动, 保证冲击立式水轮发电机的安全平稳运行。
4.2 水力因素造成振动的主要应对措施
可以通过两种方式进行处理, 一种是将叶轮替换成可以减小水流阻力的型号, 或者是将叶轮在水流流出的一方进行削薄处理, 从而将两端的交流漩涡摩擦力减小;另一种是将卡门的涡流频率及叶轮原有的频率进行更换, 从而保证不与水流发生共振现象。
4.3 电气因素造成振动的主要应对措施
对于电气因素造成的振动, 要定期检修测验, 在运行的时候做到早发现早处理, 多加强保护监控, 及时找出电气故障并加以处理。
5 结束语
水力发电在现阶段属于应用比较广泛的发电手段, 具有发电量大、成本相对较低、节能环保等优势, 但在实际操作中也会存在一定的问题。因此, 呼吁相关部门及工作人员, 在进行发电机组振动问题的处理时, 一定要落实实际, 加强故障分析及人员维护, 及早查明故障原因, 及早进行防患, 从而提升水电工程的运行效率。
摘要：现阶段水轮发电机的广泛运用, 为相关行业带来了较高的经济利益, 然而在其机组运转过程中, 如果发生振动故障, 不仅会使对设施设备造成影响, 还会阻碍水电站的正常运行。所以文章主要针对冲击立式发电机的振动原因及危害进行分析, 并结合阿鸠田水电站实际工作经验, 提出几点解决措施, 以期为水电行业提供一定的理论借鉴依据。
关键词：冲击立式水轮发电机组,振动分析,应对措施
参考文献
[1]李志勇.电网调度工作票管理系统的优化设计[J].河北电网技术, 2001 (3) :29-31.
冲击发电机 篇5
关键词：推进电机,冲击,转矩密度,优化设计
0 引言
随着现代武器技术的发展和水中兵器的爆炸威力的不断提高, 非接触爆炸中的冲击波对舰船船体及其中的重要设备、装置和系统造成的潜在危害日益增加, 如机电设备无法正常运行、部分电子设备不能继续使用、武器运行功能严重削弱等。随着电力推进的不断发展, 大功率推进电机在水下及水面舰船中日益得到广泛的应用, 作为保证舰船的安全性及持续作战能力的A级设备, 其抗冲击性能日益突出。另一方面, 除了强抗冲击性, 高转矩密度也是推进电机所必须具备的三大特征之一[1]。高转矩密度意味着在满足电机的性能达到要求之后, 整个电机的质量越轻量化, 那么舰船携带的武器、人员及给养就可能越多, 因此其生命力、隐蔽性、机动性和战力就越强。
推进电机的端盖是电机的主要结构部件之一, 其自身质量较大。它支撑着电机的轴承和转子, 必须在倾斜、摇摆、冲击等环境下满足相应的刚度和强度要求[2]。本文采用数值模拟结合时域分析的方法针对大功率推进电机的端盖结构进行抗冲击性能分析, 得到相应的结论及规律, 并以此为基础对端盖结构进行优化设计, 缩短了产品的开发周期, 降低了设计开发成本, 提高了设计质量。
1 抗冲击分析研究
1.1 抗冲击分析方法
对于舰船设备的抗冲击分析计算, 国内外相关标准都作了相关的规定, 对设备的抗冲击的分析主要有静态等效法、动态设计方法和时域模拟法。静态等效法只考虑了受冲击结构的质量相应;动态设计方法基于动力分析理论, 用于分析舰船结构的最大线性动态相应, 但只能分析线弹性安装设备和设备线弹性的破坏;而时域模拟法采用实测时间历程曲线, 用标准的基础输入时间历程曲线作为输入载荷, 对设备进行瞬态动态相应分析, 可以提供更详细的结果[3]。本文采用时域模拟法对其进行数值模拟计算研究。
1.2 冲击载荷的确定
舰船设备收到的实际冲击载荷常用三折线谱描述, 三折线谱可以用来表示在各种安装频率下设备所能达到的最大响应值, 而一般设备的承载破坏与最大相应值直接相关, 因此三折线谱规定考核目标具有合理性。它是由等位移谱、等速度谱和等加速度谱构成。由此三折线谱就可以参照德国舰艇建造规范BV043-85[4], 将冲击载荷的输入转化为方便计算的双正弦曲线, 见图1。
1.3 推进电机的有限元模型
舰船用推进电机具有大功率、低转速及大扭矩的一般特征, 本文所研究的推进电机的端盖的尺寸长宽高皆为数米之大。该结构件基本由15 mm至80 mm不同厚度的钢板焊接而成。因此本文采用有限元分析软件ANSYS中的高精度壳单元shell93进行模型的建立, 其计算结果的精度足够的。同时兼顾后面优化的速度和效率, 将单元尺度控制在合理的范围之内[5,6]。因为整个电机端盖为对称结构, 同时本文分析计算以垂向分析为例, 因此载荷也是对称的, 本文在建模时合理地应用了这种对称, 只建端盖的一半模型, 这样进一步缩减的模型的复杂程度和计算消耗。同时用mass单元模拟轴承和转子, 最终的有限元模型见图2。
1.4 计算结果及分析
计算结果见图3所示, 其表示在整个冲击过程中, 最大Von Mises应力出现在下端盖承载轴承和转子重量的筋板上, 约41MPa。发生的时间是在上半正弦冲击时间载荷里, 由于结构阻尼的影响, 出现最大应力的时间滞后冲击加速度峰值约15 ms。图4显示了此端盖结构上若干节点处的应力在整个冲击时间内的变化。它们虽然大小不同, 但基本无相位的差别。
事实上结构阻尼系数很难准确地给出, 它与温度、应力振幅和频率等许多因素都有关系, 因此本文就相同结构及相同的冲击输入, 某一范围内不同的结构阻尼系数进行了一系列的计算, 结果见表1。从计算仿真的结果来看, 阻尼的不同没有改变最大Von Mises出现的位置, 但其改变了最大应力出现的时间, 同时它对最大值的影响是非常大的。从表1来看, 阻尼增加了1.6倍, 应力值下降约60%。
2 结构的优化
从以上分析可知, 本电机端盖结构在受到冲击时, 即使是在小阻尼的情况下, 其应力值也是不大的, 设计较保守, 因此要提高整个电机的转矩密度, 对其进行优化设计是必要也是现实可行的。结构优化设计是以现代数学、力学理论与数值方法为基础, 以计算机为工具的一门多学科的综合性技术[7,8]。
2.1 数学模型的建立
本文推进电机端盖结构优化的数学模型为:
受约束于gu (x) ≤0或gu (x) ≥0 u=1, 2, ...m
式中x=[x1, x2......xn]T为独立的自变量, 即图2中端盖各个钢板厚度及钢板间距这些设计变量。minf (x) 为目标函数, 即为端盖的重量, 是单目标设计问题。gu (x) ≤0或gu (x) ≥0为设计约束, 它们是设计变量的函数, 这里设计约束为结构件刚度和强度约束。
2.2 优化设计流程
在建立了数学模型, 确定了优化的目标、约束和设计变量后, 就可以按图5所示的流程参数化建立有限元模型并进行优化了。为降低问题的复杂性, 优化过程以阻尼在0.025的前提条件下进行。
2.3 优化结果
由于优化方法选择适当, 约束较宽松, 计算很快收敛。最大Von Mises应力随迭代次数的变化曲线见图6, 基本从约41 MPa增加到约55 MPa。质量随迭代次数的变化曲线见图7, 从0.17 m3减小到0.10 m3。
3 结论及展望
(1) 本文参考德国联邦国防军舰船建造规范的相关规定, 利用ANSYS有限元分析软件对大功率推进电机端盖结构进行了抗冲击时域模拟计算, 得到了该结构在整个冲击时域的反应情况, 为进一步优化奠定基础。
(2) 在进行冲击分析研究时, 除了冲击的加速度的大小, 冲击周期对结构的反应有影响外, 结构材料的阻尼特性对结果的影响也是相当大的。在端盖本身形式及尺寸不变的情况下, 在相同的冲击输入时, 随着阻尼的不断增加, 结构的最大Von Mises应力不断几乎成比例减小, 同时出现的时间不断后移, 但出现的位置不变, 而且阻尼对整个结构的位移变形影响不大。
(3) 在上述工作的基础上, 对推进电机端盖结构进行了以减少其质量提高其转矩密度为目标的优化, 优化以保证其合理的抗冲击性为约束条件。从结果来看, 最大Von Mises应力增加了34%, 体积减小了41%。可以看出在保证了合理的抗冲击性能情况下, 减少的几百公斤的 (单个) 端盖质量会对提高整个电机的转矩密度;提高舰船的生命力、隐蔽性、机动性和战力有相当大的贡献。
(4) 舰艇设备在实际的冲击环境下是3个正交方向的冲击, 而且电机端盖结构设计实际也可以在空间结构形式上有所变化。因此对电机端盖结构的最全面的分析优化理论上应该是, 在3个方向全面冲击分析的基础上的形状拓扑优化, 有待进一步的分析和验证。
参考文献
[1]陈世坤.电机设计[M].北京:机械工业出版社, 2004.
[2]《振动与冲击手册》编辑委员会.振动与冲击手册, 第一卷, 基本理论和分析方法, 第一版[M].北京:国防工业出版社, 1998.
[3]汪玉, 华宏星.舰船现代冲击理论及应用[M].北京:科学出版社, 2000.
[4]联邦德国海军建造规范[S].联邦德国国防装备技术部, 1978.
[5]杨荣柏.机械结构分析的有限元法[M].武汉:华中理工大学出版社, 1985.
[6]谭建国.使用ANSYS6.0进行有限元分析[M].北京:北京大学出版社, 2002.
[7]陈江义, 胡滨生, 秦东晨, 等.机械结构优化设计的综述与展望[J].中国科技信息, 2005 (9) :90-91.
冲击发电机 篇6
关键词：冲击性负荷,汽轮发电机,影响
0引言
随着电力产业的发展,电力系统中冲击 性负荷越 来越多,严重影响了电网和发电机组的稳定安全运行。发电机作为 电网的动力来源,其稳定运行是整个电力系统正常工作的前 提。当代社会对电力系统的稳定性要求越来越高,因此首先要解决发电机运行不稳定的问题。
1汽轮发电机稳定性分析
同步发电机的稳定性包括静态稳定性、暂态稳定性和动态稳定性。
静态稳定性是指在不改变励磁电流的情况下,发电机在外界负荷发生微小改变时能够自行调节并快速恢复到正常运行状态的能力。本文以 发电机功 角特性来 分析其静 态稳定性。假设汽轮发电机的功率为P,在忽略定子绕组线圈电阻的情况下可用下面公式表示:
式中,E为同步电抗电动势;U为发电机机端电压;X为直轴同步电抗;δ为功角。
根据以上公式,运用数学知识可以求得最大功率Pmax时的功角δmax,而δmax可以表示发电机的静态稳定性。所以,外界负荷可以通过改变以上公式中的可变参数影响发电机的稳定性。通常汽轮发电机的稳定性范围为90°>δ>0°,有功功角特性如图1所示。
暂态稳定性是指在同步发电机并网运行时受到外界 较大干扰,如负荷突变、开合闸、线路 短路等仍 能经过瞬 态调整回到正常工作状态的能力。暂态稳定性用发电机受到扰动后不至于解列的极 限功率表 示,其一般来 说小于静 态稳定性。 从广义上说,暂态的时间延 续就是动 态,对于同步 发电机来 讲,其动态稳定性实质就是暂 态稳定性 在时间上 的延续,即发电机在并网运行时受到外界强烈扰动后能维持连续稳定运行的能力。发电机动态稳 定性分析 最常用的 方法是等 面积法,即发电机受到扰动后在转子速度变化的过程中增速面积等于减速面积。实际上,只要保持减速面积大于增速面积,就可使发电机维持动态稳定。同步发电机的动态稳定性分析功角特性如图2所示。
注:△abd 面积为增速面积,△bce面积为减速面积。
2负荷突变对汽轮发电机运行的影响
负荷突变主要通过改变汽轮发电机机端电压 来影响发 电机的稳定性,最直观的表现是对发电机输出电压产生冲击性影响,加速主轴的疲劳破坏。一般来说,当线路负荷增加时,相应的负载电流会上升,同样发电机电枢绕组电流上升,导致发电机内部导线 压降上升,从而使发 电机机端 输出电压 下降。此时,如果同步将励磁电流加大,增大磁场强度,将使发电机的机端电压提升,从而抵消负荷增加对电压带来的影响。这从功率变化上分析存在2种情况,一是保持无功功率Q恒定而增加有功功率P,二是保持有功功率P恒定而增加无功功率Q。当无功功率不变而有功功率增加时,电流I增加,引起功角δ增大,此时为了消除电枢压降上升的影响需要增大励磁电流。但 同时为了使无功功率保持恒定,需要借助励磁调节器适当降低励磁电流。总体来讲,励磁电流经过增大和减小的过程后仍然大于起始值。当有功功 率不变而 无功功率 增加时,励磁电势 增大,功角稍微减小,同样是通过改变励磁电流和功角这2个参数使发电机机端电压保持不变。这2种情况的显著区别 在于前者磁动势向发电机直轴偏移,后者合成磁动势向发电机交轴偏移。在实践中,负荷骤增瞬间,由于负载 电流I增大和气 隙磁通的不可突变性(即Eδ不会变化),根据公式U珤=E珝δ-JI珗xσ可知发电机输出电压U会减小。从公式可以看出负荷增加引起的发电机输出电压变化的大小由漏抗和负载电流变化量决定。当线路负荷降低时,在不考虑发电机甩负荷的情况下相应变化和线路负荷增加时相反。
3三相电压不对称所产生的负序电流对汽轮发电机运行的影响
汽轮发电机在三相不对称情况下运行时,正序电流对发电机的影响很小,通常又由于发电机中性点不接地,不存在零 序电流,因此主要影响来自于非对称运行所产生的负序电流。负序电流对汽轮发电机的主要影响是电流热效应所导致的转子烧伤和使转子产生机械振动,加速部件磨损。负序电流所产生的旋转磁场和转子转向相反,这样就会以2倍同步转速的相对速度切割转子绕组,在转子中感应出倍频电流,这个电流 有可能达到极大值。巨大的倍频电流由于集肤效应会在转子 表层轴向流动,使转子表面某些部位过热氧化,导致电热 灼伤。另外,局部高温可能导致护环膨胀脱落。负序电流对发电机的热影响直观的表现有:(1)大齿表面受热氧化,呈蓝色或暗红色;(2)护环松脱,局部发黑、熔化;(3)其他部件过热损伤或松脱。除此之外,负序电流还会导致转子振动,这主要是由于负序 电流产生的交变磁场使转子承受交变力矩,从而使转子在不稳定受力情况下发生振动。另外,由于负序电流的热效应会使护环紧力消失,在不平衡力的作用下转子中心将发生径向偏移,从而产生惯性振动。负序电流引起的转子振动通常与负序电 流的大小和发电机不对称运行的时间长短有关,可通过改变励磁电流来检测振动变化,发现振动原因。
4非线性负载对汽轮发电机运行的影响
汽轮发电机运行中最常见的冲击性负荷来自于 非线性负载,包括一些电力电子器件和电弧、铁磁非线性设备等,其主要表现出伏安特性曲线的非线性。非线性负载在工作时会产 生大量谐波,这些谐波会通过电网反馈到发电机,引起电网污 染和发电机故障。典型谐波波形如图3所示。
注:基波叠加上二次和三次谐波就得到了虚线所示波形。
谐波主要通过引起附加损耗(主要是热损耗)和产生机 械振动来影响汽轮发电机的运行。例如当频率为ω的谐波电流反馈到发电机后,高频谐波电流会在发电机双层定子绕组中流动,由于集肤效应,电流主要在绕组表层流动,同时产生大量的热量,对定子绕组表层造成热灼伤。一般定子绕组表层的损耗速度可达里层的6倍。高频谐波 电流在转 子上产生 的热量对汽轮发电机危害同样十分大,隐极式发电机磁极和轴为同一整体,集肤效应严重,谐波电流回流通路电阻大,会产生大量的热量。另外,转子上的护环、套箍、槽楔等接触面由于大电阻产生的大量电热会受到损害,影响转子的机械强度和绝缘性。除此之外,谐波电流还会在定子铁芯和转子铁芯中引起磁滞损耗和涡流损耗,造成局部发热,影响部件寿命。对于汽轮发电机,谐波电流造成的附加振动影响较小。因为汽轮发电机转子 为圆柱体,由谐波电流引起的横、纵轴磁导相差较小,从而引起的附加振动也很小,对转子的机械强度危害并不大。谐波电流对汽轮发电机的振动危害主要来自共振,当发电机中谐波频率接近于定子内部零部件固有频率时,可能引起发电机整体强烈地机械振动,这种振动所产生的疲劳载荷会周期性作用于汽轮机叶片上,造成叶片断裂失效。总之,由非线性负载所 产生的谐 波在进入汽轮发电机后,会引起定子、转子的附加热损耗,产生机械振动,影响整个发电机的性能。
5结语
冲击发电机 篇7
汽车前照灯被国家列为汽车的安全部件之一,而调光电机作为汽车前照灯的一部分,是前照灯满足照明要求,确保夜间车辆行驶安全的重要部件之一。根据强制性标准GB4785 - 2007《汽车及挂车外部照明和光信号装置的安装规定》的要求,近光前照灯必须安装调光装置,并明确了调光电机在灯具上必须强制安装[1]。
目前,国内对汽车前照灯系统的结构静动态特性研究较少,国外对汽 车前照灯 系统静动 态特性有 所研究。Schrader[2]对前照灯外壳的振动试验进行了仿真研究,提出了对大灯外壳单个部件应力的动态分析方法。Yeon[3]等对随向转动前照灯的连接耦合部件的动态特性进行了仿真研究,研究表明建立前照灯的柔性模型可以模型出非线性连接部件的振动疲劳寿命,但是对前照灯系统内调光电机结构的动态特性及优化设计研究较少。调光电机通过球头卡扣与近光反光镜连接,在车辆行驶过程和产品运输过程中受到来自路面不平度的激励时,受到瞬态冲击力,有可能导致调光电机传动部件球头杆的断裂,因此增加调光电机的球头杆强度尤为重要。
实际汽车部件 的动力学 系统多数 属于非线 性系统[4],要考虑零件之间的非线性接触,才能准确的求解出大变形条件下零件在装配体中的受力。本文建立了调光电机的有限元模型,以球头杆的实际所受瞬态冲击力作为载荷边界条件,根据实际情况为调光电机添加了约束边界,设置调光电机部件之间的非线性接触,对其进行了基于瞬态动力学的多目标多尺寸的优化设计。
1 建立调光电机三维实体模型
利用CATIA软件,对调光电机组件按照实际尺寸进行三维实体参数化建模。调光电机由外壳、电动机、二阶齿轮、大齿轮、球头杆、PCB板等部件组成。在车辆行驶过程和产品运输过程中,调光电机内电动机、二阶齿轮、PCB板等部件对球头杆的受力影响较小,为提高计算效率,将以这些部件省略,调光电机三维实体模型如图1所示。
1—外壳; 2—大齿轮; 3—球头杆
2 建立调光电机有限元模型
根据实际情况对调光电机部件之间的接触进行设置。调光电机外壳之间通过卡扣连接在一起,设置为绑定接触。大齿轮与球头杆之间是内外螺纹连接,为方便求解,简化成绑定接触。大齿轮与外壳之间存在间隙,在受力过程中部分接触外壳,设置为无摩擦非线性接触。球头杆与外壳之间设置为无摩擦非线性接触。有限元法能够很好的模拟冲击力学特性,网格细化、细节模拟有助于深化研究[5]。对外壳主体部分采用自由网格划分。球头杆是载荷施加部件,与球头杆接触的外壳凸台和大齿轮的应力较大,因此要对球头杆、外壳凸台、大齿轮及它们之间的接触进行网格细化,单位大小为0. 2 mm,以保证计算结果的准确性。有限元网格划分单元数和节点数分别为1 335 667和1 915 821。
调光电机凸出的前端通过支架与前照灯外壳固定,上下表面与外壳直接配合固定。因此,将调光电机与支架、外壳连接的表面固定。外部载荷根据企业瞬态冲击力试验标准,在球头杆的球头处施加10 N的力,方向垂直于调光电机上平面向下。调光电机约束方式和瞬态冲击力加载方式如图2所示。
3 调光电机瞬态动力学分析
完成调光电机的边界条件设置,载荷施加后,设置时长为0. 1 s,步长为50步,最小子步为5步,最大子步为500步,对调光电机进行瞬态冲击分析,如图3所示瞬态冲击迭代可以收敛。
调光电机是有限元分析的主体。调光电机外壳凸台倒角处是容易发生应力集中的地方。球头杆是有限元分析的主要部件,在外部载荷作用下产生弯曲形变,在实际过程中发生螺纹末端应力集中断裂。如图4所示,最大应力处于外壳的卡扣处,球头杆与外壳接触,受载荷作用力的方向偏移,力传递到外壳上,导致外壳卡扣处的最大应力为45. 64 MPa。外壳凸台倒角处应力为15. 4 MPa。球头杆最大等效应力为13. 21 MPa。球头杆断裂处最大轴向正应力为4. 31 MPa。
4 球头杆的优化设计
4. 1 优化尺寸选择
针对球头杆选取如图5所示的两个尺寸,P1为导向肋的缩短长度,P2为导向肋下柱体的长度。改变这些优化尺寸只对中间结构进行局部修改,不会改变整体尺寸,因此符合设计的思路。另一方面,这些尺寸是相对独立的,优化过程中不会导致再生失败,因此可以实现尺寸优化[6]。优化尺寸的初始值和变化范围如表1所示。
mm
4. 2 优化目标选择
优化设计的目标是以不增加调光电机外壳卡扣处应力为前提,降低球头杆对外壳凸台倒角处的应力和球头杆断裂处的应力,增强球头杆的强度。因此选择调光电机应力、外壳凸台倒角处的应力、球头杆的等效应力和球头杆断裂处轴向正应力作为优化目标。
4. 3 优化尺寸灵敏度分析
优化尺寸灵敏度分析是通过一定的数学方法和手段,计算出各个目标应力随优化尺寸变化的灵敏度,从而选择对应力影响较大的尺寸。基于Six Sigma的判定原则,利用全局变量法来确定哪些尺寸对调光电机的应力有较大影响,以便完成全局灵敏度分析。通过迭代,2个尺寸对目标应力的影响因子如图6所示[7]。
图6中优化尺寸的灵敏度为正值,表示当这个尺寸增大时,目标函数的值会响应的增大。同样的,尺寸的灵敏度为负值,表示当这个尺寸减小时,目标函数的值会相应的减小。通过对图的分析,可以看出P1、P2对目标函数的影响因子都比较大,因此选用这两个尺寸对调光电机进行最终的尺寸优化。
4. 4 尺寸优化及结果分析
在调光电机外壳卡扣处的应力≤45. 642 MPa作为约束的前提下对球头杆进行尺寸优化。优化后的尺寸P1为1. 8,P2为1. 3。按照优化尺寸对模型进行再生,对模型进行瞬态动力学分析,分析结果如图7所示。优化前后目标函数的应力值对比如表2所示。
MPa
从表2可以看出,优化后的外壳凸台倒角处的应力、球头杆的等效应力和球头杆断裂处轴向正应力均有所降低,优化后调光电机的球头杆机械强度性能得到了显著提高。
5 结语