三峽右岸15～18號發電機振動及噪聲優化改進

賀建華，陳昌林，鐸 林，張天鵬，張景林

（東方電機有限公司，四川 德陽 618000）

三峽右岸15～18號發電機振動及噪聲優化改進

賀建華，陳昌林，鐸 林，張天鵬，張景林

（東方電機有限公司，四川 德陽 618000）

針對三峽右岸15～18號發電機及左岸VGS發電機投運后振動和噪聲偏大現象，進行了全面系統的測試及理論分析。發現發電機電磁方案存在設計缺陷，是引起100Hz電磁振動和噪聲的內在根源，定轉子不圓（氣隙不均勻）是引起發電機 1～3倍轉頻振動的主要原因，同時認識到了結構及安裝精度對機組的振動擺度會產生較大影響。通過更改發電機定子接線方式解決了100Hz電磁振動和噪聲問題，控制安裝質量和改進發電機部分結構等措施大幅降低了發電機 1～3倍轉頻的低頻振動幅值和混頻幅值，從根本上解決了上述發電機振動和噪聲問題。

發電機；電磁振動和噪聲；定子接線改進；結構優化

1 概況

東方電機有限公司（簡稱東電）獨立承擔了三峽右岸4臺機組（15～18號機）的設計制造合同，18號、17號機組于2007年投產發電，16號、15號機組于2008年投產發電。右岸發電機沿用了左岸VGS發電機電磁方案和主要結構，只重點對推力軸承、匯流銅環及影響生產、安裝質量的局部結構進行了優化。首臺18號機于2007年10月投入運行時，發現發電機振動和噪聲偏大，對比測試VGS左岸發電機，發現存在振動噪聲偏大的共性，站在18號機蓋板上麻腳感和聽到的“嗡嗡”聲直觀感覺更強烈些。

為此，東方電機進行了全面系統的測試及理論計算分析，發現VGS發電機電磁方案存在設計缺陷，是引起100Hz電磁振動和噪聲的內在根源，它是左、右岸發電機的電磁共性。同時認識到了結構及安裝精度對機組的綜合振動、軸系擺度會產生較大影響。于是根據機組安裝進度具體情況采取對應措施進行改進。17號發電機通過安裝及改進部分結構等措施大幅度降低了混頻振動幅值和噪聲，但沒有從根源上消除100Hz電磁振動。16號、15號發電機進一步采取改進定子接線的措施，消除了電磁振動，使機組振動、擺度和噪音水平達到優良水平。在2008年12月完成了18號發電機的改進，解決了其電磁振動和噪聲問題。同時17號發電機定子繞組改接線也在2009年3月完成。這樣東電設計制造的三峽右岸4臺發電機通過優化改進，從根源上消除了VGS三峽發電機方案存在的電磁振動及噪聲問題。

2 振動分析及改進方案

2.1 振動現象分析

為解決18號機振動偏大問題，東電在相關單位的配合下進行了一系列的測試，主要包括：18號機與左岸3號、7號機對比振動測試、18號機定轉子圓度測量、100Hz電磁振動測試、噪音測試等，結合電磁振動機理對測試結果進行分析并得出以下結論：

（1）通過振動、噪音測量及頻譜分析將 18號機的振動歸納為兩類：

a) 一類是低頻率的轉頻振動，主要為1～3倍轉頻（1.25Hz）振動，其中2倍轉頻（2.5Hz）振幅在空載100%Ue時高達54μm。其特點是空轉時很小，空載時隨著勵磁電流（即發電機電壓）的增加而變大，負載時不同負荷情況下其幅值基本不變；

b) 另一類是高頻率的極頻振動，主要為100Hz振動，其特點是在空載時振幅很小，隨著負載的增加而增加，在機組帶 700MW 負載時，鐵心水平振動幅值達到47.7μm。這種100Hz鐵心激振能量大（與頻率平方成正比），帶動鄰近部件共振，通過上機架傳遞到蓋板，引發蓋板共振產生較大噪音。

（2）對比測試表明左、右岸發電機具有的共性：

a) 定子鐵心 100Hz振動偏大，幅值普遍在 40～50μm左右；

b) 電磁噪音偏大，普遍在80dB(A)左右；

c) 直觀振感明顯：蓋板、端罩等部件共振強烈，“麻腳”、“嗡嗡”電磁噪聲明顯。

（3）左、右岸發電機具有的個性：

a) 18號與3號機低頻（1～3倍轉頻）振動偏大，7號機低頻振動正常，說明低頻振動與設計方案沒有必然聯系，同安裝精細程度有關；

b）低頻振動雖然幅值大但能量并不大，所以直觀上感覺并不強烈。

結論：100Hz高頻振動偏大是VGS發電機電磁方案存在的共性問題。同時，左、右岸發電機低頻振動對安裝狀態反應較敏感。

表1 18號與左岸3號機振動測試數據對比（其中 轉頻fr＝1.25Hz） μm

2.2 低頻（1～3倍轉頻）振動原因分析及改進措施

當轉子不圓造成氣隙不均時，對氣隙數據進行傅立葉變換發現存在一系列幾何尺寸諧波（也即磁場作用時的磁導諧波），在勵磁磁勢作用下,氣隙中就會產生一系列的低次諧波磁場，這些諧波磁場與主波磁場相互作用而產生力波，從而引發低頻電磁振動，這是水輪發電機中低頻電磁振動產生的主要原因。

通過對18號機定、轉子圓度實測數據進行分析，發現存在較大的不圓度，特別是轉子的凸輪和橢圓形狀比較明顯，對其進行傅立葉分析，其中 1、2、3對極幾何尺寸諧波幅值最大，也即產生的 1、2、3對極諧波磁場最強，與主波磁場（40對極）作用就會產生較強的1～3倍轉頻振動。

由振動幅值計算原理可知，振動幅值 Am與力波節點對數M關系為：Am ∝1/(M2-1)2，1～3倍轉頻振動激振力波節點對數M=1～3，較小，所以較為敏感。同時，像三峽這種水冷大機組，由于電磁負荷取得較高，徑向磁拉力與磁密平方成正比，一旦轉子不圓，不平衡磁拉力就較大，經計算當每極突出或凹進1mm時，會產生1.8t不平衡磁拉力。從轉子圓度波形看出，18號圓度較差，可以算出18號機的不平衡力達到30t左右，這是18號機低頻振動偏大的主要原因。15號機通過較好的控制定轉子圓度，低頻振動幅值很小。18號、15號機轉子圓度對比如圖1和圖2所示：

圖1 15號發電機轉子圓度（運行時氣隙測量裝置數據）

圖2 18號發電機轉子圓度（運行時氣隙測量裝置數據）

另外，負載時低頻振動幅值基本不變，原因是氣隙磁場在空載額定電壓和負載時基本維持不變（變化在 5%以內），即產生低頻振動的激振力波幅值基本不變。

低頻振動可以通過控制安裝要求、適度改進加強局部結構來改善。為此，在17號、16號、15號發電機安裝時加強了定子迭片、轉子磁軛迭片、定轉子圓度、軸系及磁軛緊度、增加上機架支撐等控制措施，實際效果表明低頻振動控制達到了優良標準，18號發電機改進后低頻振動也大幅降低，振動測試結果見表5。

2.3 高頻（100Hz）振動原因分析及改進措施

(1) 振動原因分析與判斷

18號機蓋板上麻腳和聽到“嗡嗡”噪音是高頻電磁振動誘發的結果。由電磁振動原理可知，水輪發電機高頻振動基本上都是由于定子繞組中流過電流時產生的分數諧波磁場與氣隙主波磁場相互作用形成激振力波而引起的，產生分數次諧波磁場的可能原因有兩個：

2）二是由于并聯支路采用集中繞組布置（即將5個只占圓周部分的并聯支路并在一起），當氣隙不均勻時，每個支路感應的電勢不一樣，從而在支路間形成環流，這種環流在氣隙磁場中會產生一系列的分數次諧波，與基波相作用形成力波。

由于空載和負載時氣隙磁場變化不大，所以并聯支路環流變化不大，所引起的振動在空載和負載時應基本不變，即測量空載時的振動就可判斷環流引起振動的大小。從三峽右岸18號機的振動測量情況來看，空載100%Ue時100Hz振動很小，只有1～2μm，因此，可以排除環流引起振動的可能。

綜上所述，引起三峽右岸18號機100Hz振動的最大可能是繞組本身引起的分數次諧波振動，這種振動隨著負載的增大（即諧波磁場的加強）而增大，它的振幅主要與定子槽數Z（三峽右岸18號機為510槽）、定子繞組接線方式、鐵心疊片后的彈性模量E1等因素有關。

（2）電磁振動分析計算方法

把定子鐵心和機座模擬為一個圓環，如圖3所示，可以推導出定子鐵心振動計算式：

式中：Fm——力波幅值；E1——定子鐵心彈性模量；M——力波節點對數；f——力波振動（激振）頻率；f0——對應該力波振型的固有頻率； g——重力加速度；G1——定子鐵心和線圈的重量。

圖3

（3）原方案分析

計算表明，在目前的繞組連接形式下，負載時氣隙磁場中存在10、20、50、70、80對極等磁場諧波，即分數次諧波，其中的10、70對極磁場諧波是正轉諧波，與主波（40對極）作用產生的激振節點M很大，由式（1）知不會引起電磁振動，所以不予考慮。20、50、80對極諧波是反轉諧波，在定子鐵心中形成的力波節點數少，對應定子鐵心固有頻率接近100Hz是引起振動的主要因素。

鐵心彈性模量E1主要與機組尺寸、鐵心的疊片方式、質量及鐵心壓緊的程度有關。一般來說，全圓疊片、鐵心壓緊程度好，鐵心彈性模量E1就高，反之E1就低。試驗表明正常整圓疊片的中小型機組的鐵心彈性模量E1在1.2～1.5×106kg/cm2。對于三峽這樣的尺寸特別大的整圓迭片機組，彈性模量E1在何種范圍有待進一步研究。通過對不同的E1取值進行計算分析，當取E1＝1.2×106kg/cm2時，計算結果和實測值較為吻合。表2為改接線前后定子鐵心振動計算結果。

從計算結果看，50對極諧波引起的電磁振動較大，由于20對極諧波幅值也較大且對彈性模量較敏感，為進一步驗證理論計算的可靠性，分別在17號、18號機進行了區分20和50對極諧波各自引起電磁振動大小的補充測試。按力波節點對數及空間分布節距來布置振動傳感器，通過信號運算可以得到主要諧波引起振動幅值大小，見表3。

補充測試結果表明，去掉50對極磁場諧波引起的振動信號后，發電機的100Hz電磁振動就很小了，表明50對極諧波是引起100Hz電磁振動的主要因素，實測和理論計算相吻合。

表2 改接線前后定子鐵心振動計算

表3 18號、17號機主要分數次諧波引起的100Hz電磁振動幅值測試結果 μm

2.4 改進方案及措施

從對原方案的分析中可以看出，減小鐵心振動幅值有兩種方法：一是削弱磁場諧波的幅值，一是改變鐵心的彈性模量。對三峽右岸發電機而言，鐵心都已安裝完畢，改變鐵心的彈性模量較為困難，只有通過改接線來實現削弱50對極磁場諧波。這樣，16號、15號機可結合機組安裝進度通過改變下線方式方便實施，18號、17號則需通過改造定子繞組來實現。

通過對多個方案的對比計算分析，改動原方案的“10+7”接線大小相帶布置方式，采用新的大小相帶布置效果較好（見表2），引起電磁振動的50對極磁場諧波被大大削弱，幅值由5.28%降到0.688%。同時20對極磁場諧波幅值也略有降低，由6.4%降到6.075%，定子鐵心振動計算值由 46.3μm降到 6.53μm。充分考慮新的接線方式不會帶來副作用，即不產生更多其他磁場諧波，因此，此方案是可行可靠的。

該改動方案由于繞組利用率降低 1.85%，會引起電磁參數及溫升發生一些小的變化，計算表明在1%～2%左右，因此，對發電機主要性能參數影響甚微。具體見表4：

按照上述原理及方案，發電機結構進行以下改進：

（1）定子線棒：

16號、15號機實施改進方案時還沒下線，完全利用原線棒，下線時只需改變引出線線棒在槽中位置來實現方案更改。18號、17號機通過新設計并更換部分引線線棒來更改。

（2）銅環、跨接線及引水管

重新設計更改銅環、跨接線及引水管，原設計跨接線為6槽距，改接線后跨接線為跨20槽距。

（3）上蓋板

由原三段蓋板48塊改為整體蓋板16塊組成，厚度由100mm加大到200mm，與電站其他廠商機組相當，這樣可大大降低上蓋板的受迫振動和因此產生的噪音。

表4 改接線后參數的變化

圖3 原接線圖（局部）

圖4 修改后接線圖（局部）

3 右岸發電機改進方案實施效果

通過改接線、結構改進、提高安裝質量等措施，三峽右岸發電機從根源上消除了電磁振動，降低了機組振動、擺度和噪聲。

3.1 總體效果

改進后的右岸機組振動、擺度及噪聲達到優良標準，完全可與右岸其他廠商機組媲美。機座中部振動對比見表5。

（1）發電機100Hz高頻電磁振動基本消除；

（2）發電機噪聲大幅下降近4～6dB(A)；

（3）發電機低頻振動（1～3倍轉頻）大幅下降50%～80%

（4）機組擺度明顯優于左岸機組：三導擺度基本在150um以下，左岸機組最大達到400μm以上；

（5）機組運行平穩、安靜。 “麻腳”、“嗡嗡”等直觀感覺消除。

表5 額定負載定子機座中部徑向振動比較 μm

3.2 高頻（100Hz）振動改善效果

（1）定子鐵心100Hz振動從原方案的45～50um降至10um以下，削弱幅度達88%，與理論分析計算相符。定子機座及相鄰部件100Hz振動得到明顯削弱，各機組定子鐵心100Hz振動測試對比見表6。

（2）發電機蓋板、端罩等部件高頻振感消除。

表6 發電機定子鐵心100Hz振動改進測試結果對比

3.3 發電機噪音改善效果

（1）蓋板上噪音：測量方法，按國標GB10069.2-88測量蓋板上方1m高一周均勻測量16點，算出平均值。結果見表7，發電機噪音大幅降低，相對于18號機改前和左岸機組下降4～6dB(A)。

（2）風洞內噪音：測量方法，上風洞內側距地面1m高均勻測量16點，算出平均值。結果表明，機坑內噪音從18號機改前97.3 dB(A)降至改后96.2 dB(A)，降低1.1dB(A)，其中100Hz噪音分量降低78.8%，優于左岸機組。

表7 右岸和左岸發電機噪聲測試結果對比 dB(A)

4 結論

三峽右岸發電機采用了改進方案后，成功解決了18號的振動和噪音問題，而且也發現了左岸VGS機組存在的電磁設計缺陷，為其解決提供了方案。同時為700MW級及以上的大型水電機組振動、擺度及噪音達到優良水平提供了系統的解決方案與措施。

Improvement and Optimization for Vibration and Noise Performance of No. 15～18 Power Generating Unit of Three Gorges Right Bank Power Plant

HE Jian-hua, CHEN Chang-lin, DUO Lin, ZHANG Tian-peng, ZHANG Jing-lin
（Dongfang Electric Machinery Co., Ltd., Deyang 618000, China）

A comprehensive and systematic testing and theoretical analysis were carried out on the abnormal vibration and noise level of generating Unit 15～18 at Right Bank Power Plant and 6 generators supplied by VGS Consortium for the Left Bank Power Plant. It was found that the electromagnetic design was the inherent cause for 100Hz electromagnetic vibration and noise, while the roundness deviations of both stator and rotor (uneven air gap) are the major reason to cause vibration of generators with 1～3 multiple rotating frequency. It was also found that the mechanical structure and installation accuracy of the units also produce rather impact on unit vibration and run-out. By changing the generator stator connections, the 100Hz electromagnetic vibration and noise were completely eliminated, while by controlling the installation quality and improving generator mechanical structure, the 1～3 multiple rotating frequency vibration amplitude and mixed-frequency amplitude were significantly reduced. Consequently, the above-mentioned abnormal vibration and noise of generators were basically resolved.

generator; electromagnetic vibration and noise; improvement of stator connections;structural optimization

TM312

A

1000-3983(2010)01-0013-06

2009-03-31

[修改稿日期]2009-12-25

賀建華（1962-），1984年畢業于重慶大學電機專業，1990年畢業于華中科技大學電機專業碩士，現在讀華中科技大學博士，長期從事大型發電設備的理論研究和設計開發，東方電機有限公司總工程師，教授級高級工程師。