大型汽轮发电机定子绕组端部振动的研究

华北电力大学（保定）

硕士学位论文

大型汽轮发电机定子绕组端部振动的研究

姓名：邢超

申请学位级别：硕士

专业：电气工程；电机与电器

指导教师：李和明；张建忠

2011-03

摘 要

摘 要

近年来，由于汽轮发电机定子端部绕组振动造成的事故时有发生，这势必威胁到电网及发电机的安全稳定运行。因此对定子端部绕组的振动问题进行研究，对于提高发电机运行的可靠性具有重要的意义。本文的研究内容概括为以下几部分：

1.对大型汽轮发电机的振动原因、振动特征等进行了简要的说明，对当前发电机定子端部绕组振动的测试手段以及国内外发展现状进行了介绍。

2.对国内外厂家制造的发电机定子端部绕组常用结构进行了介绍，并详细分析了定子端部绕组所受的振动力的来源。

3.分析了锤击法测试定子端部绕组模态参数的原理，并介绍了进行模态试验应该注意的问题。对影响固有频率的因素进行了分析，并结合实例分析了如何利用模态参数推测发电机的实际运行状态。最后，结合河北南网数十台发电机近十年来所测得的模态数据制作了发电机模态数据分析系统，该数据分析系统具有记录发电机的模态数据、分析模态频率的变化趋势、显示发电机的模态振型等功能。

4.定子端部绕组所受径向力沿发电机圆周分布为椭圆形，但与其大小差不多的切向力的分布趋势并不清晰。对此，本文将发电机端部绕组模型进行合理简化，提出一种简便的方法计算了端部绕组所受的切向力，并对于其整体趋势进行了详细的分析。

关键词：端部绕组；锤击法；模态信息；切向力

Abstract

Abstract

Recently, accidents caused by the vibration of stator end windings have occurred time and time, which is bound to threaten the security and stability of power grids and generators. Therefore, research on the vibration problems of stator end windings is significant for improving the reliability of operation of generators. This paper will be summarized as the following sections:

1. A brief description of the cause and characteristics of vibration is given and the testing method of stator end windings’ vibration along with the development status at home and abroad is introduced.

2. The common structures of stator end windings of generators manufactured at home and abroad are introduced. The sources of vibration are analyzed in detail.

3. The principle of hammer exciting is analyzed and problems which should be paid attention to when modal test is done are introduced. Factors affecting the natural frequency are analyzed and how to use the modal parameters to speculate the actual running status of generator is analyzed. Finally, on the basis of the modal data which is obtained by Hebei Electric Power Research Institute, a system of analyzing modal information of turbo-generators is made. It can record the modal data, analyze the trend of natural frequency and show modal shape of stator end windings.

4. The radial force which the stator end-winding endures along the generator’s circle distributes like an ellipse, but the trend of circumferential force which is at the same level as the radial force is not known clearly. So, with the reasonable simplification of stator end windings, we propose a simple method to calculate the circumferential force and analyze its overall trend in detail.

Hammer Exciting；Modal Information；Circumferential Force Keywords: End Windings；

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《电机与电器》系本人在华北电力大学攻读硕士学位期间在导师指导下完成的硕士学位论文。本论文的研究成果归华北电力大学所有，本论文的研究内容不得以其它单位的名义发表。本人完全了解华北电力大学关于保存、使用学位论文的规定，同意学校保留并向有关部门送交论文的复印件和电子版本，允许论文被查阅和借阅。本人授权华北电力大学，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存论文，可以公布论文的全部或部分内容。

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第1章 绪 论

1.1 课题研究背景和意义

随着发电机制造水平的提高及电网运行稳定性的提高，发电机单机容量逐渐增加。大型发电机的安全运行对整个电网的安全、稳定运行将起到越来越重要的作用。单机容量的增大使得发电机定子绕组端部所受电动力、机械力越来越大[1-6]。据有关资料介绍[7, 8]，对汽轮发电机，假定额定功率为100MW发电机产生电动力为1，则400MW的为2，800MW的为5.2。由于端部所受电磁振动力是电网频率的两倍，轴向分量稍少一些，径向、切向分量较大，径向分量为类椭圆形，因此当端部绕组的固有频率接近二倍工频（100Hz）时，尤其当端部绕组振型为椭圆形时，绕组将发生谐振[9-11]。如果发电机定子绕组槽内固定、端部支撑、绑扎固定和工艺不符合要求，则即使是较少的激振力也会诱发较大的振动[12]。长时间处于谐振状态，运行中就可能因振动幅值增大而发生端部绕组和结构件松动、磨损、绝缘损坏，进而造成事故。因而对大型汽轮发电机定子绕组端部振动特性监测并采取预防措施十分必要。

汽轮发电机定子端部绕组及其结构件引发的事故在国内外时有发生。50年代末到60年代初，美、英、法、苏等国在20万千瓦级机组投入运行后，首次检修时均陆续发现定子端部绕组由于松动引起绝缘磨损甚至漏洞击穿等事故，引起人们很大震动，迫使几个主要制造厂家花了很大本钱对定子绕组的固定问题进行了研究。新南威尔士电厂在1971～1973年投入运行的4台汽轮发电机，其中3台在1981年的8个月内相继在端部发生事故，随后的试验中发现频谱中含有100Hz的固有频率成分，该频率是导致端部铜线疲劳断裂和损伤绝缘的主要原因。1987年l0月我国哈尔滨某发电厂的20万千瓦1号机在运行中突然短路，定子端部线圈绝缘被击穿；短路部位在汽机侧C相9号线圈与A相10号线圈的鼻部接头绝缘盒处，9号线圈烧断实心导线10股，10号线圈烧断铜线25股。此外，非短路相的B相25号线圈对内端盖放电，C相20号线圈绝缘盒局部脱落，露出铜线。该机于1988年3月又出现汇水管处20几个螺帽在运行中退扣，致使氢漏至内冷水内。1988年1月该电厂的2号机在运行中发生B、C相相间短路事故；其中B相25、26号线圈水接头烧毁。故障修复后仅十余天，事故再次发生，且励磁机侧汇水管烧出一个洞。1987年1月陡河发电厂的20万千瓦7号机在励磁机侧端部A、B两相引线处发生相间短路；运行后于同年5月再次出现相间短路，定子端部线圈被烧坏。1989年6月，该机多次发现内冷水箱中含有氢气，之后发现汽机侧3、4号线棒因绑扎及垫块松动，

绝缘磨损几乎露铜，并且3号上层线棒端头铜箍内一根空心导线断裂等现象[13-15]。据统计截至到1991年6月底，仅国产200MW发电机(102台)就发生了16次定子端部短路事故，为此机械部和能源部专门召开了“防止国产大型汽轮发电机定子端部短路事故专题讨论会议” ，提出了加强定子绕组端部固定和振动特性测量的要求。1993年至1995年300MW发电机发生的事故，发电机本体发生的事故为54台次，其中定子绕组事故为40台次，占本体事故的74%，而定子绕组事故接近一半是直接由于端部结构松动、磨损、线棒松动疲劳断股等引起的。

随着发电机组的运行，定子绕组线棒绝缘、绑绳、垫块、支架等绝缘材料受热和电的作用，绝缘和机械强度会逐渐降低，因振动磨损，绑扎紧固构件之间的联接紧度也会有所改变，所以定子绕组的振动特性也随之发生变化，其端部固有频率呈下降的趋势。运行多年的机组，由于绕组端部动态特性的改变，原先远离100Hz的模态可能因下降而接近l00Hz，所以在检修中监视这些变化是很有必要的。中华人民共和国电力行业标准DL/T 735-2000《大型汽轮发电机定子绕组端部动态特性的测量及评定》中，对定子端部绕组振动特性的测量方法做了详细的规定。电力部新颁《电气设备预防性试验规程》中也增加了定子绕组引线的固有频率范围的规定。发电机定子绕组端部结构复杂，并且端部漏磁场受周围金属构件的影响其分布也非常复杂，很难精确计算绕组端部的电磁力，只能依据计算结果估计实际运行时端部绕组所受力的趋势。在设计制造阶段也无法准确预知实际运行时的振动响应，因而在新机投运和改动发电机端部绑扎固定结构时，预先知道定子绕组端部的动态特性

并且通过详细分析定子端部绕组振动来源对于如何改善定子端部是十分必要的[16]，

绕组的运行环境是有积极意义的。

1.2 国内外研究现状

二十世纪八十年代以来，大型汽轮发电机定子端部振动问题逐渐受到了国内外制造、运行及有关科研部门的重视。国外大型发电机制造商例如西门子西屋公司和法国阿尔斯通公司都已研制出在线监测系统。国内从二十世纪九十年代也开始了此项工作的研究。相关部门自行研制或引进了测量定子绕组端部固有频率和在线监测振幅的设备。总的来说，国外在研制开发发电机端部振动在线监测系统方面开展的较早，投入大，测试结果真实可靠，可以用来作为发电机运行指标调节机组的运行工况。目前并不能根据测定的端部绕组的振动幅值来决定是否停机检修，而是根据监测幅值长期的变化情况来确定发电机的运行状态[17-21]。有关的电力研究部门对200MW 以上的发电机开始进行测试工作。目前测试固有频率的方法主要是利用锤击进行激振的方法[22-25]，该方法实施方便，且激励能量能够满足要求。测试系统主要包括力锤、加速度传感器、电荷(电压)放大器、信号采集与处理模块、模态分析

软件等。一般来说，力锤的锤头中包含一个压电式力传感器，端部绕组还要安装用于采集振动响应信号的加速度传感器，对两个传感器的信号一起进行频响函数估计，并进行曲线拟合，最后得到被测物的模态参数，根据得到的数据评估端部固定状态。

总的来说，在对汽轮发电机定子端部绕组的试验研究方面，科研工作者做了大量的工作，试验目的主要有以下两个方面：（1）测量定子端部振动的最大振幅值，将其限制在某一范围内；（2）测得定子绕组端部结构的固有振动频率，并与电磁力的频率进行比较，若发现固有频率与电磁力频率接近，就采取相应的加固措施使固有频率避开电磁力频率，避免产生共振。试验性质主要分为两类，一类是在停机时对定子端部绕组的固有振动特性进行测试，通过布置的传感器将信号传至信号分析仪，所采用的激振方法一般是锤击法；另一类是对发电机运行时端部绕组的振动情况进行测试，因为发电机运行时，发电机端部处于强电磁场环境中，因此传感器的选择是关键。

目前的固有频率测试工作，很多单位已经开展，通常是围绕电力行业标准DL/T 735-2000进行固有频率和振型的测试。但关于测试发电机端部绕组的振幅的工作很多单位并没有施行。将每台发电机历年的模态数据综合起来进行分析，形成一个系统的数据库并为其提供一个操作界面的工作目前还没有进行。另外，国内外很多学者也一直也致力于研究定子绕组端部振动的力学模型及电磁场描述的模型[26, 27]。但是由于大型汽轮发电机端部绕组及其固定结构极为复杂，又处于复杂的端部空间磁场，因此所提出的模型一般精度都比较低。目前，大部分的学者将关注放在端部绕组所受的径向力上，并认为这是造成端部绕组出现故障的最主要原因，但切向力比径向力也小不了多少[28]，也应该受到注意。

1.3 本文的研究内容

本课题基于河北省电力研究院对河北南网各电厂发电机历年来所测得的模态数据为基础，制作了发电机模态信息分析系统，并结合振动理论，对模态试验的原理及试验过程进行了阐述。最后，对发电机端部绕组模型进行合理简化，利用毕-萨定律对一台发电机定子绕组端部进行了发电机端部绕组所受切向受力的计算。本课题的研究内容具体如下：

(1）阅读了大量有关发电机端部绕组振动的国内外文献，对目前该领域的研究情况进行了调研，掌握了本课题前沿的研究动向，并对已经取得的成果及存在的问题有一个清晰的认知，继而提出了此研究课题；

(2）参阅有关的文献资料，分析了国内外汽轮发电机常用的定子绕组端部结构，并对定子绕组端部所受激励力的来源进行了分析；

(3）建立振动系统的一般模型，对模态试验的过程及原理进行了分析，并分析了各种外界因素对模态参数的影响；

(4）利用河北省电力研究院历年来对河北南网各电厂发电机测得的模态数据建立了模态数据分析系统；

(5）对发电机定子绕组端部结构模型进行合理简化，继而计算端部绕组所受的切向力，并对切向力的趋势分情况进行了分析。

第2章 发电机定子绕组端部结构及振动力来源分析

发电机定子绕组的电流随着发电机单机容量的增加而线性增大，而定子绕组自身引起的电动力与电流的平方成比例关系，另外铁心引起的振动也会传递给端部绕组，尤其当发电机负荷突然变化或短路时，作用在定子绕组上的电动力将超过额定工况下的100倍以上[29-31]。由绕组自身及铁心引起的振动以及由振动而引发的系列问题，如主绝缘磨损、电晕腐蚀、端部结构件松动、乃至导线断裂、相间短路等诸多故障，使得定子绕组的固定问题，尤其是端部绕组的固定问题，越来越受到重视。针对不合理的端部固定结构的加固和改造优化问题，也逐渐提到议事日程，分析定子绕组所受的电动力来源及振动情况，将对合理地选择端部材料、优化端部固定结构，降低发电机制造成本、减少发电机事故等具有非常重要的意义。

2.1 国内外发电机常用的定子绕组端部结构

发电机定子端部绕组的结构随着发电机冷却方式以及制造厂家的不同而有所不同，其固定方式大体可分为压板式、绑扎式、内外撑环式、撑环和压板相结合式四种[32]。我国早期生产的200MW汽轮发电机定子端部绕组固定采用18个支架、2道绑环、18块压板的固定系统[33]，这种固定结构使得部分线棒的鼻端没有得到良好的固定，很容易引起振动从而损坏鼻端。目前，针对已经存在的问题，对200MW发电机的端部固定结构进行了改进，增加了压板和支架的数目，强调以压为主，同时在支架与绑环、绑环与线圈等端部各结构件之间均采用了适形材料，增强了端部整体结构的刚度。现今，国产300MW和600MW汽轮发电机，俄罗斯500MW,800MW汽轮发电机，法国阿尔斯通600MW汽轮发电机等，为了使端部绕组和结构件在高幅值的电动力下能够得到有效的固定，采用了内、外撑环式结构，增强了端部绕组的整体性。

下面依次介绍定子端部绕组四种基本的固定方式。

2.1.1 压板式固定结构

压板式固定结构的发电机端部采用压板、绑环、支架的固定结构，压板之间的线棒通过涤玻绳绑扎[33]。定子端部绕组出槽后，向外圆倾斜20。～30。，形成一个圆锥体，称为篮形绕组。国产300MW发电机在端部绕组圆锥形内圆上沿圆周布置18块压板，每块压板利用反磁螺杆将3根上、下层线棒压紧并固定在绕组外圆的支架上，支架的数目也为18个。同时，在端部绕组的外侧还有3道同心的绑环，靠18

个支架支撑，如图2-1所示。通过浸环氧的涤纶玻璃丝绳将上下层线棒、绑环、支架一道一道绑扎在一起。图2-1、图2-2为一台QFSN-300-2型300MW汽轮发电机

定子绕组端部结构图。

图2-1压板式端部绕组整体结构图 图2-2压板式端部绕组背部结构图

2.1.2 绑扎式固定结构

在绑扎式结构中，一般是用涤玻绳、无纬玻璃丝带浸透环氧材料后，将上下层线棒通过绑环、垫块、适形材料等固定在支架上[33]。某电厂引进的原苏联哈尔科夫重型电机厂制造的TBΓ-200Э型全氢冷式汽轮发电机，定子共60槽，端部全部采用绑扎式固定结构，无压板结构。下层线圈与支架间采用5道绑环，上、下层线圈间还有4道绑环，如图2-3所示。上、下层线圈与绑环及支架间垫以绝缘垫块和适形材料，用浸透环氧的绑绳（涤玻绳）绑紧固定，如图2-4所示，端部绕组全部用绑

绳绑扎为一个整体。

图2-3绑扎式端部绕组整体结构图 图2-4绑扎式端部绕组背部结构图

2.1.3 内外撑环式固定结构

国内引进的法国CEM公司制造的WT235-083 AF3型313MW汽轮发电机，其端部内圈采用一道内撑环加强支撑和固定，如图2-8、图2-9

所示。

图2-8内撑环式端部绕组整体结构图 图2-9内撑环式端部绕组背部结构图

近年来，国内电机制造厂引进美国西屋公司技术独立制造的600MW发电机，其定子绕组端部固定也采用了具有内外撑环的结构。

2.1.4 撑环与压板相结合的固定结构

法国ALSTHOM–ATLANTIOUE公司制造的T-246/640型汽轮发电机，额定功率为600MW，其定子绕组端部结构采用内撑环和压板相结合的方式，如图2-10与图2-11

所示。

图2-10内撑环与压板结合式端部绕组整体结构图 图2-11背部结构图

2.2 定子绕组端部受力来源

由于发电机本体由许多部分组装而成，因此某一局部的受力不仅与自身有关，其余部位也可能将所受力传递给这个局部，并且由于环境条件的改变也会影响端部

绕组所受的力。总的来说，汽轮发电机定子绕组端部主要受到以下几个方面的力[11]：

（1） 在发电机启动、停机以及正常运行时由于强迫振动受到的脉振力，分为以下三种情况。

1)对于整个定子端部绕组来说会受到由机座和定子架传递过来的力，其频率和

转速有关；

2)由于铁心振动传递给定子端部绕组的力，其频率是电网频率的两倍；

3)对于单根线棒来说，它会受到电磁力，其频率是电网频率的两倍；

（2） 由冷态到热态或由热态到冷态的转换过程中，由于导热条件、膨胀系数及温差等各方面的差异造成的线棒的伸缩而反应到绕组端部的热应力，这与发电机的负载和冷却剂的温度有关。

（3） 当发电机非正常运行尤其是突然短路情况下，电流会产生一个很高的直流分量，此时端部绕组会受到异常强大的电磁力。

2.3 定子绕组端部振动分析

定子铁心处在气隙磁场中，承受着与气隙磁场强度成正比的电磁力作用，这个电磁力有切向和径向两个分量，切向分量是作用在电枢齿上的与电磁转矩对应的反作用力，其交变部分同样能引起铁心两倍频的电磁振动，径向分量引起铁心的类椭圆形的振动。空载时绕组电流很小，线棒仍有较大的振动，这部分振动就是由铁心引起的[34]。绕组在槽内部分的载流导体受到垂直于槽壁的横向磁场作用而产生径向的作用力，由于主磁场主要通过磁阻较小的齿，槽内径向磁场很小，因而槽内线棒产生的切向力很小。绕组端部处在漏磁场中，因其形状、漏磁场分布很复杂，绕组端部的受力很难准确预算。总之端部绕组不仅承受着自身在漏磁场中的电磁力作用，还受到槽内部分和定子铁心传来的振动，其中径向力与切向力是振动的主要来源。

槽内线棒固定良好，即使受电磁力作用也不会产生较大振动，对于端部绕组来说，渐开线起始部分的固定相对较好，而鼻端固定较难，其刚性较差，一般来说， 该部位的振动较大，所以鼻端振动大于渐开线处的振动[35]。当端部绕组固有频率接近两倍电网频率（100Hz）时，会出现共振情况，长时间处于这种状态会加剧定子端部各部件之间的摩擦而出现黄粉或油泥状物，造成支架与绑环之间、绑环与垫块之间、引线与支架之间磨损松动，甚至固定所用的螺母、螺钉松脱，容易造成端部绕组绝缘损伤而导致绕组的相间短路或接地事故。

前苏联电机专家认为，理论计算不能精确评价端部结构的固定状态，应该全部经过真机试验进行验证才能得到。如果定性评价端部固定状态，端部绕组的振幅可用公式表示为：

A=FC=A0β (2-1)

式中F——扰动力幅值；

C——系统等值刚度；

ω——扰动力频率；

ω0——系统固有频率；

γ——减振系数；

A0——

静态位移。

β=

(2-2)

从式（2-1）可以看出，当ω≈ω0时就会产生共振现象，系统的振幅将明显的增大。

2.4 本章小结

本章先介绍了国内外发电机常用的定子绕组端部结构，一般有四种：绑扎式固定结构、压板式固定结构、内外撑环式固定结构、撑环与压板相结合的固定结构。然后分析了端部绕组所受力的来源，分成了三种情况：发电机启机、停机及正常运行时；由冷态到热态或热态到冷态的装换过程中；发电机非正常运行时。最后对端部绕组的振动作了简要的分析。

第3章 模态试验与模态数据分析系统的建立

3.1 模态试验原理

3.1.1 锤击法原理

目前广泛采用锤击法测试端部绕组模态，在绕组端部及引线上敲击提供一个瞬时的激振力，通过力锤的压电传感器会反映冲击力的时域信号，在端部及引线上安装的加速度计会得到响应信号，将这两种信号一起进行频响函数估计，就可得到端部绕组固有频率[37]。力传感器为压电晶体，装在锤头中，锤头盖为软质(橡胶或尼龙)锤头，压电晶体产生与冲击力成正比的电荷，配以电荷放大器就可得到冲击力信号，这样的测试方法有自激励简单，施力方便，测试速度快等优点。原理见下图：

力锤

图3-1 模态试验原理图

频谱分析仪通常通过下式求得频响函数

H(f)=X(f) (3-1) F(f)

其中，X(f)和F(f)分别为输入信号X(t)和F(t)的快速傅里叶变换。

将(3-1)式变换一下，可得出下式：

X(f)=H(f) F(f) (3-2)

(3-2)式两边分别乘以F(f)的共轭复数F*(f)，得

X(f) F*(f)=H(f) F(f) F*(f) (3-3)

由此我们得出第一种频响函数估计，称之为H1(f)，

H1(f)=X(f) F*(f)

F(f) F(f)*=Gfx(f)Gf(f) (3-4)

其中，上横线表示集平均，Gfx(f)表示力信号和响应信号的互功率谱，Gx(f)

表示输入信号的自功率谱。

(3-2)式两边分别乘以X(f)的共轭复数X*(f)，得

X(f) X*(f)=H(f) F(f) X*(f) (3-5)

由此我们得出第二种频响函数估计，称之为H2(f)，

H2(f)=X(f) X*(f)

F(f) X*(f)=Gx(f) (3-6) Gxf(f)

其中，Gxf(f)表示响应信号和力信号的互功率谱，Gf(f)表示输出信号的自功率谱。

在理想情况下，应该有

H1(f)=H2(f)=H(f) (3-7)

而实际上，由于信号噪声、系统非线性、测量平均次数有限等原因，这两种形式的频响函数估计不会完全相同。

H1(f)与H2(f)的比值，恰好等于相干函数γ2(f)

γ2(f)=H1(f)= (3-8) H2(f)Gx(f) Gf(f)Gfx(f)2

它表示在整个频段内响应x(t)和激励f(t)之间的因果关系；当在某个频率上 γ2(f)=0，则响应与激励在此频率上不相干；若γ2(f)=1，则响应与激励在此频率上完全相干，意即响应完全由激励引起，干扰为零。在实际中，总存在一定的噪声干扰，输入和输出存在非线性关系，故0≤γ2(f)≤1，即在测量的响应中混入了与激励力无关的干扰。实际上，相干函数不可能是1，通常认为只要相干函数只要在0.9以上即可。

3.1.2 利用频响函数辨识模态参数

由振动理论可知[38]，频响函数与模态向量的关系为：

{ }r{ }T

r[H(ω)]=∑ (3-9) 2 +KMjCωωr=1rrrN

其中{ }r为模态向量，Kr为模态刚度，Mr为模态质量，Cr为模态阻尼。

从(3-9)式可以看出传递函数矩阵中的任意一行或任意一列都包含有所有的模态参数。

频响函数矩阵中的任一行为：

N[Hi1Hi2 HiN]=∑r=1 irkr ωmr+jωcr2[ 1r 2r Nr] (3-10)

频响函数矩阵中的任一列为：

H1k H N ir 2k = ∑2 r=1kr ωmr+jωcr

HNk 1r 2r (3-11) Nr

由以上简要分析可以看出，[H]中的任一行或任一列包含了所有的模态参数(固有频率，振型，刚度，阻尼等)，因此，如果在结构上的某一固定点i拾振，轮流激励所有测试点，即可求得[H]中的一行，这一行频响函数即可包含进行模态分析所需要的全部信息。同样，如果在结构上的某一固定点k激振，在其他各点拾振，可求得[H]中的一列，这一列频响函数也包含进行模态分析所需要的全部信息。可见为了取得全部模态信息，仅需测量频响函数矩阵中的一行或一列就够了，这就得到了获取模态数据的2种方法：单点固定激振，在所有测量点(含激振点)依次测量响应；固定一点测量响应，而轮流对所有测点激振。根据经验，一点激振多点响应比较合适，也就是用力锤定点敲击定子绕组端部上的某点，向绕组端部提供一个瞬态冲击力，信号分析仪检测端部绕组上各测点的径向的振动响应，再经模态分析软件处理，得到定子绕组端部整体模态频率、振型等模态参数。

3.1.3 模态试验时注意的问题

(1)激振点的选择

进行单点激励试验时，选择激振点应以能有效激起各阶模态为原则。显然，如果激振点正好选在结构某阶模态的节点（或节线）上，则该阶模态不能被激发出来。即使激振点在节点（节线）附近，该阶模态的振动信号也很弱。所以，应避免将激振点选在结构模态的节点（节线）处。

事实上，在模态试验前结构的模态特性是未知的，需通过一定方法确定合理的激振点。一般是根据试验确定，在通过经验初步确定的基础上，可选定几个激振点进行激励试验，测量若干个频响函数，观察由哪个激振点激励所得到的频响函数不丢失重要模态，则此点为最佳激振点。

(2)测点的布置

在做定子绕组端部整体模态试验时，在汽侧和励侧绕组端部锥体内截面上，各取如图3.2所示的1、2、3三个圆周，每一圆周上的测点应沿圆周均匀布置且数量不少于定子槽数的一半。推荐按圆周1至圆周3(见图3-2所示)的顺序测量。测得圆周1的数据后，可根据分析的需要，再加测圆周2和圆周3的数据[36]。

测量定子绕组鼻端接头固有频率时，测点沿图3-2中的圆周1布置，测量定子绕组所有鼻端接头的固有频率。

测量定子绕组引出线和过渡引线固有频率时，在定子绕组引出线和过渡引线的

固定薄弱处适当布置若干测点。

1—定子绕组端部鼻端接头各测点组成的圆周

2—定子绕组的槽口部位各测点组成的圆周

3—定子绕组端部渐开线中部各测点组成的圆周

图3-2 定子绕组端部测点组成的圆周

(3)力锤材料对试验的影响

锤瞬激一下被测物体，产生一个宽度为T的冲击力时间历程f(t)，再经傅里叶变换后得频谱F(ω)，在截止频率fc之前的频谱都比较平坦。而且T和fc这两个参数之间有一定的关系。当T较短时，fc就高，反之当T较长时，fc就低，而T的长短受到锤头材料和被测物体表面刚度和锤质量的控制。锤头材料越硬，表面刚度越大则脉冲宽度T越短，截止频率fc越高，反之成立。为了使锤击全部能量都注入感兴趣的频段，不能选太硬的锤头，以免能量溢出。在做模态试验时，一般选择橡胶锤头，质量为1.4kg左右。锤击要领是重锤轻击，起落迅捷，这样能产生较好的力信号。力锤的结构以及不同材料锤头的脉冲及谱的示意图见图3-3和图3-4。

1.锤体 2.力传感器 3.锤头 4.锤柄 5.配重

图3-3 力锤结构 图3-4 不同材料锤头的脉冲及谱

3.2 模态振型图分析

图3-5与图3-6分别为河北南网西柏坡电厂5号机07年12月5日与龙山电厂号机4月23

日所测得的模态频率及对应的振型图。

(a) 汽侧模态振型

108.531Hz

(b) 励侧模态振型 106.125Hz

图3-5西柏坡电厂5

号机模态频率及对应振型

(a) 汽侧模态振型 97.316Hz

2

(b)

励侧模态振型

98.268Hz

(c) 励侧模态振型

104.243Hz

(d) 励侧模态振型 111.363Hz

图3-6龙山电厂2号机模态频率及对应振型

从图上可以看出，西柏坡电厂5号机汽、励两侧均不存在94～115Hz之内的椭圆振型，符合DL/T 735-2000的规定，而龙山电厂2号机虽在励侧不存在94～115Hz之内的椭圆振型，但汽侧出现了类似椭圆的振型，鉴于此台发电机自运行以来并未出现过端部磨损、接地等事故，因此并未对此台发电机进行处理措施，一直到现在，此台发电机依然安全运行。

根据DL/T 735-2000的规定，并不是发电机一经发现存在94～115Hz之间的椭圆振型，就立即要对发电机进行处理措施。一般可以这样分成几种情况，不同的情况采用不同的处理手段：

(1)已运行的的发电机，若绕组端部磨损严重，出现螺丝松动、绑扎松动的现

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