三峡右岸15～18号发电机振动及噪声优化改进

贺建华，陈昌林，铎 林，张天鹏，张景林

（东方电机有限公司，四川 德阳 618000）

三峡右岸15～18号发电机振动及噪声优化改进

贺建华，陈昌林，铎 林，张天鹏，张景林

（东方电机有限公司，四川 德阳 618000）

针对三峡右岸15∼18号发电机及左岸VGS发电机投运后振动和噪声偏大现象，进行了全面系统的测试及理论分析。发现发电机电磁方案存在设计缺陷，是引起100Hz电磁振动和噪声的内在根源，定转子不圆（气隙不均匀）是引起发电机 1∼3倍转频振动的主要原因，同时认识到了结构及安装精度对机组的振动摆度会产生较大影响。通过更改发电机定子接线方式解决了100Hz电磁振动和噪声问题，控制安装质量和改进发电机部分结构等措施大幅降低了发电机 1∼3倍转频的低频振动幅值和混频幅值，从根本上解决了上述发电机振动和噪声问题。

发电机；电磁振动和噪声；定子接线改进；结构优化

1 概况

东方电机有限公司（简称东电）独立承担了三峡右岸4台机组（15～18号机）的设计制造合同，18号、17号机组于2007年投产发电，16号、15号机组于2008年投产发电。右岸发电机沿用了左岸VGS发电机电磁方案和主要结构，只重点对推力轴承、汇流铜环及影响生产、安装质量的局部结构进行了优化。首台18号机于2007年10月投入运行时，发现发电机振动和噪声偏大，对比测试VGS左岸发电机，发现存在振动噪声偏大的共性，站在18号机盖板上麻脚感和听到的“嗡嗡”声直观感觉更强烈些。

为此，东方电机进行了全面系统的测试及理论计算分析，发现VGS发电机电磁方案存在设计缺陷，是引起100Hz电磁振动和噪声的内在根源，它是左、右岸发电机的电磁共性。同时认识到了结构及安装精度对机组的综合振动、轴系摆度会产生较大影响。于是根据机组安装进度具体情况采取对应措施进行改进。17号发电机通过安装及改进部分结构等措施大幅度降低了混频振动幅值和噪声，但没有从根源上消除100Hz电磁振动。16号、15号发电机进一步采取改进定子接线的措施，消除了电磁振动，使机组振动、摆度和噪音水平达到优良水平。在2008年12月完成了18号发电机的改进，解决了其电磁振动和噪声问题。同时17号发电机定子绕组改接线也在2009年3月完成。这样东电设计制造的三峡右岸4台发电机通过优化改进，从根源上消除了VGS三峡发电机方案存在的电磁振动及噪声问题。

2 振动分析及改进方案

2.1 振动现象分析

为解决18号机振动偏大问题，东电在相关单位的配合下进行了一系列的测试，主要包括：18号机与左岸3号、7号机对比振动测试、18号机定转子圆度测量、100Hz电磁振动测试、噪音测试等，结合电磁振动机理对测试结果进行分析并得出以下结论：

（1）通过振动、噪音测量及频谱分析将 18号机的振动归纳为两类：

a) 一类是低频率的转频振动，主要为1～3倍转频（1.25Hz）振动，其中2倍转频（2.5Hz）振幅在空载100%Ue时高达54μm。其特点是空转时很小，空载时随着励磁电流（即发电机电压）的增加而变大，负载时不同负荷情况下其幅值基本不变；

b) 另一类是高频率的极频振动，主要为100Hz振动，其特点是在空载时振幅很小，随着负载的增加而增加，在机组带 700MW 负载时，铁心水平振动幅值达到47.7μm。这种100Hz铁心激振能量大（与频率平方成正比），带动邻近部件共振，通过上机架传递到盖板，引发盖板共振产生较大噪音。

（2）对比测试表明左、右岸发电机具有的共性：

a) 定子铁心 100Hz振动偏大，幅值普遍在 40～50μm左右；

b) 电磁噪音偏大，普遍在80dB(A)左右；

c) 直观振感明显：盖板、端罩等部件共振强烈，“麻脚”、“嗡嗡”电磁噪声明显。

（3）左、右岸发电机具有的个性：

a) 18号与3号机低频（1～3倍转频）振动偏大，7号机低频振动正常，说明低频振动与设计方案没有必然联系，同安装精细程度有关；

b）低频振动虽然幅值大但能量并不大，所以直观上感觉并不强烈。

结论：100Hz高频振动偏大是VGS发电机电磁方案存在的共性问题。同时，左、右岸发电机低频振动对安装状态反应较敏感。

表1 18号与左岸3号机振动测试数据对比（其中 转频fr＝1.25Hz） µm

2.2 低频（1～3倍转频）振动原因分析及改进措施

当转子不圆造成气隙不均时，对气隙数据进行傅立叶变换发现存在一系列几何尺寸谐波（也即磁场作用时的磁导谐波），在励磁磁势作用下,气隙中就会产生一系列的低次谐波磁场，这些谐波磁场与主波磁场相互作用而产生力波，从而引发低频电磁振动，这是水轮发电机中低频电磁振动产生的主要原因。

通过对18号机定、转子圆度实测数据进行分析，发现存在较大的不圆度，特别是转子的凸轮和椭圆形状比较明显，对其进行傅立叶分析，其中 1、2、3对极几何尺寸谐波幅值最大，也即产生的 1、2、3对极谐波磁场最强，与主波磁场（40对极）作用就会产生较强的1～3倍转频振动。

由振动幅值计算原理可知，振动幅值 Am与力波节点对数M关系为：Am ∝1/(M2-1)2，1～3倍转频振动激振力波节点对数M=1～3，较小，所以较为敏感。同时，像三峡这种水冷大机组，由于电磁负荷取得较高，径向磁拉力与磁密平方成正比，一旦转子不圆，不平衡磁拉力就较大，经计算当每极突出或凹进1mm时，会产生1.8t不平衡磁拉力。从转子圆度波形看出，18号圆度较差，可以算出18号机的不平衡力达到30t左右，这是18号机低频振动偏大的主要原因。15号机通过较好的控制定转子圆度，低频振动幅值很小。18号、15号机转子圆度对比如图1和图2所示：

图1 15号发电机转子圆度（运行时气隙测量装置数据）

图2 18号发电机转子圆度（运行时气隙测量装置数据）

另外，负载时低频振动幅值基本不变，原因是气隙磁场在空载额定电压和负载时基本维持不变（变化在 5%以内），即产生低频振动的激振力波幅值基本不变。

低频振动可以通过控制安装要求、适度改进加强局部结构来改善。为此，在17号、16号、15号发电机安装时加强了定子迭片、转子磁轭迭片、定转子圆度、轴系及磁轭紧度、增加上机架支撑等控制措施，实际效果表明低频振动控制达到了优良标准，18号发电机改进后低频振动也大幅降低，振动测试结果见表5。

2.3 高频（100Hz）振动原因分析及改进措施

(1) 振动原因分析与判断

18号机盖板上麻脚和听到“嗡嗡”噪音是高频电磁振动诱发的结果。由电磁振动原理可知，水轮发电机高频振动基本上都是由于定子绕组中流过电流时产生的分数谐波磁场与气隙主波磁场相互作用形成激振力波而引起的，产生分数次谐波磁场的可能原因有两个：

2）二是由于并联支路采用集中绕组布置（即将5个只占圆周部分的并联支路并在一起），当气隙不均匀时，每个支路感应的电势不一样，从而在支路间形成环流，这种环流在气隙磁场中会产生一系列的分数次谐波，与基波相作用形成力波。

由于空载和负载时气隙磁场变化不大，所以并联支路环流变化不大，所引起的振动在空载和负载时应基本不变，即测量空载时的振动就可判断环流引起振动的大小。从三峡右岸18号机的振动测量情况来看，空载100%Ue时100Hz振动很小，只有1～2μm，因此，可以排除环流引起振动的可能。

综上所述，引起三峡右岸18号机100Hz振动的最大可能是绕组本身引起的分数次谐波振动，这种振动随着负载的增大（即谐波磁场的加强）而增大，它的振幅主要与定子槽数Z（三峡右岸18号机为510槽）、定子绕组接线方式、铁心叠片后的弹性模量E1等因素有关。

（2）电磁振动分析计算方法

把定子铁心和机座模拟为一个圆环，如图3所示，可以推导出定子铁心振动计算式：

式中：Fm——力波幅值；E1——定子铁心弹性模量；M——力波节点对数；f——力波振动（激振）频率；f0——对应该力波振型的固有频率； g——重力加速度；G1——定子铁心和线圈的重量。

图3

（3）原方案分析

计算表明，在目前的绕组连接形式下，负载时气隙磁场中存在10、20、50、70、80对极等磁场谐波，即分数次谐波，其中的10、70对极磁场谐波是正转谐波，与主波（40对极）作用产生的激振节点M很大，由式（1）知不会引起电磁振动，所以不予考虑。20、50、80对极谐波是反转谐波，在定子铁心中形成的力波节点数少，对应定子铁心固有频率接近100Hz是引起振动的主要因素。

铁心弹性模量E1主要与机组尺寸、铁心的叠片方式、质量及铁心压紧的程度有关。一般来说，全圆叠片、铁心压紧程度好，铁心弹性模量E1就高，反之E1就低。试验表明正常整圆叠片的中小型机组的铁心弹性模量E1在1.2～1.5×106kg/cm2。对于三峡这样的尺寸特别大的整圆迭片机组，弹性模量E1在何种范围有待进一步研究。通过对不同的E1取值进行计算分析，当取E1＝1.2×106kg/cm2时，计算结果和实测值较为吻合。表2为改接线前后定子铁心振动计算结果。

从计算结果看，50对极谐波引起的电磁振动较大，由于20对极谐波幅值也较大且对弹性模量较敏感，为进一步验证理论计算的可靠性，分别在17号、18号机进行了区分20和50对极谐波各自引起电磁振动大小的补充测试。按力波节点对数及空间分布节距来布置振动传感器，通过信号运算可以得到主要谐波引起振动幅值大小，见表3。

补充测试结果表明，去掉50对极磁场谐波引起的振动信号后，发电机的100Hz电磁振动就很小了，表明50对极谐波是引起100Hz电磁振动的主要因素，实测和理论计算相吻合。

表2 改接线前后定子铁心振动计算

表3 18号、17号机主要分数次谐波引起的100Hz电磁振动幅值测试结果 µm

2.4 改进方案及措施

从对原方案的分析中可以看出，减小铁心振动幅值有两种方法：一是削弱磁场谐波的幅值，一是改变铁心的弹性模量。对三峡右岸发电机而言，铁心都已安装完毕，改变铁心的弹性模量较为困难，只有通过改接线来实现削弱50对极磁场谐波。这样，16号、15号机可结合机组安装进度通过改变下线方式方便实施，18号、17号则需通过改造定子绕组来实现。

通过对多个方案的对比计算分析，改动原方案的“10+7”接线大小相带布置方式，采用新的大小相带布置效果较好（见表2），引起电磁振动的50对极磁场谐波被大大削弱，幅值由5.28%降到0.688%。同时20对极磁场谐波幅值也略有降低，由6.4%降到6.075%，定子铁心振动计算值由 46.3μm降到 6.53μm。充分考虑新的接线方式不会带来副作用，即不产生更多其他磁场谐波，因此，此方案是可行可靠的。

该改动方案由于绕组利用率降低 1.85%，会引起电磁参数及温升发生一些小的变化，计算表明在1%～2%左右，因此，对发电机主要性能参数影响甚微。具体见表4：

按照上述原理及方案，发电机结构进行以下改进：

（1）定子线棒：

16号、15号机实施改进方案时还没下线，完全利用原线棒，下线时只需改变引出线线棒在槽中位置来实现方案更改。18号、17号机通过新设计并更换部分引线线棒来更改。

（2）铜环、跨接线及引水管

重新设计更改铜环、跨接线及引水管，原设计跨接线为6槽距，改接线后跨接线为跨20槽距。

（3）上盖板

由原三段盖板48块改为整体盖板16块组成，厚度由100mm加大到200mm，与电站其他厂商机组相当，这样可大大降低上盖板的受迫振动和因此产生的噪音。

表4 改接线后参数的变化

图3 原接线图（局部）

图4 修改后接线图（局部）

3 右岸发电机改进方案实施效果

通过改接线、结构改进、提高安装质量等措施，三峡右岸发电机从根源上消除了电磁振动，降低了机组振动、摆度和噪声。

3.1 总体效果

改进后的右岸机组振动、摆度及噪声达到优良标准，完全可与右岸其他厂商机组媲美。机座中部振动对比见表5。

（1）发电机100Hz高频电磁振动基本消除；

（2）发电机噪声大幅下降近4～6dB(A)；

（3）发电机低频振动（1～3倍转频）大幅下降50%～80%

（4）机组摆度明显优于左岸机组：三导摆度基本在150um以下，左岸机组最大达到400μm以上；

（5）机组运行平稳、安静。 “麻脚”、“嗡嗡”等直观感觉消除。

表5 额定负载定子机座中部径向振动比较 μm

3.2 高频（100Hz）振动改善效果

（1）定子铁心100Hz振动从原方案的45～50um降至10um以下，削弱幅度达88%，与理论分析计算相符。定子机座及相邻部件100Hz振动得到明显削弱，各机组定子铁心100Hz振动测试对比见表6。

（2）发电机盖板、端罩等部件高频振感消除。

表6 发电机定子铁心100Hz振动改进测试结果对比

3.3 发电机噪音改善效果

（1）盖板上噪音：测量方法，按国标GB10069.2-88测量盖板上方1m高一周均匀测量16点，算出平均值。结果见表7，发电机噪音大幅降低，相对于18号机改前和左岸机组下降4～6dB(A)。

（2）风洞内噪音：测量方法，上风洞内侧距地面1m高均匀测量16点，算出平均值。结果表明，机坑内噪音从18号机改前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%，优于左岸机组。

表7 右岸和左岸发电机噪声测试结果对比 dB(A)

4 结论

三峡右岸发电机采用了改进方案后，成功解决了18号的振动和噪音问题，而且也发现了左岸VGS机组存在的电磁设计缺陷，为其解决提供了方案。同时为700MW级及以上的大型水电机组振动、摆度及噪音达到优良水平提供了系统的解决方案与措施。

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

贺建华（1962-），1984年毕业于重庆大学电机专业，1990年毕业于华中科技大学电机专业硕士，现在读华中科技大学博士，长期从事大型发电设备的理论研究和设计开发，东方电机有限公司总工程师，教授级高级工程师。