陳自強(qiáng)，楊 璋

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大型核電汽輪發(fā)電機(jī)熱致振動(dòng)試驗(yàn)研究

陳自強(qiáng)，楊 璋

（福建寧德核電有限公司，福建 寧德 355200）

試驗(yàn)研究大型核電汽輪發(fā)電機(jī)組的四極發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子存在熱彎曲時(shí)的振動(dòng)特性。建立帶熱彎曲的轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)模型，分析轉(zhuǎn)子熱彎曲與不平衡響應(yīng)的振動(dòng)特性。以某批國產(chǎn)1000 MWe四極核能發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子為研究對象，測試并分析發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子臺(tái)架試驗(yàn)與實(shí)際運(yùn)行工況下冷態(tài)及熱態(tài)時(shí)的振動(dòng)數(shù)據(jù)。重點(diǎn)分析轉(zhuǎn)子臨界轉(zhuǎn)速及額定轉(zhuǎn)速下的熱矢量變化，試驗(yàn)結(jié)果顯示發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子的熱彎曲主要影響轉(zhuǎn)子臺(tái)架試驗(yàn)時(shí)的一階振動(dòng)，實(shí)測試驗(yàn)數(shù)據(jù)與理論模型分析結(jié)果比較一致，同時(shí)發(fā)現(xiàn)熱彎曲發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子實(shí)際運(yùn)行時(shí)對一階與二階振動(dòng)分量均有復(fù)雜影響。試驗(yàn)研究還發(fā)現(xiàn)，在發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子兩側(cè)風(fēng)扇燕尾槽內(nèi)安裝同相配重塊優(yōu)化發(fā)電機(jī)一階共振振幅時(shí)減振效果有限，該處加重不敏感。

1000 MWe四極發(fā)電機(jī)；轉(zhuǎn)子熱彎曲；熱致振動(dòng)；熱矢量；振動(dòng)特性分析；動(dòng)平衡

0 前言

汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子由于鍛件材料的各向異性（不均）、轉(zhuǎn)子冷卻系統(tǒng)不對稱、轉(zhuǎn)子受熱不均勻、轉(zhuǎn)子線圈熱膨脹不均產(chǎn)生內(nèi)摩擦力及動(dòng)靜碰磨等原因容易導(dǎo)致熱不平衡，該類現(xiàn)象在火電機(jī)組較為常見，相關(guān)研究也比較深入[1-7]。大型壓水堆核電機(jī)組由于主蒸汽參數(shù)低，往往選用半轉(zhuǎn)速（1500 r/min）的濕蒸汽汽輪機(jī)并配套使用四極發(fā)電機(jī)[8-10]。隨著國內(nèi)一批百萬、千萬級核電機(jī)組陸續(xù)建成投產(chǎn)[11,12]，研究這批大型四極發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子的振動(dòng)特性具有重要意義。本文結(jié)合國產(chǎn)壓水堆核電站（CPR1000）部分同型號四極汽輪發(fā)電機(jī)啟停機(jī)過程中的振動(dòng)現(xiàn)象，對大型四極汽輪發(fā)電機(jī)存在輕微熱彎曲時(shí)啟停機(jī)的振動(dòng)特性及治理措施進(jìn)行試驗(yàn)研究。

1 大型四極核能汽輪發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)

根據(jù)核電用濕蒸汽汽輪機(jī)蒸汽參數(shù)低的特點(diǎn)，發(fā)電機(jī)往往采用四極隱極式轉(zhuǎn)子，即轉(zhuǎn)子同步轉(zhuǎn)速1500r/min。某型汽輪發(fā)電機(jī)為引進(jìn)ALSTOM技術(shù)合作生產(chǎn)的TA 1100-78 四極三相同步汽輪發(fā)電機(jī)，發(fā)電機(jī)冷卻方式為水-氫-氫，發(fā)電機(jī)勵(lì)磁系統(tǒng)采用帶機(jī)端勵(lì)磁變壓器的自并勵(lì)無刷勵(lì)磁系統(tǒng)。汽輪發(fā)電機(jī)主要由定子、轉(zhuǎn)子、端罩和軸承等部件組成。發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)軸由高強(qiáng)度、高導(dǎo)磁性的合金鋼鍛件加工而成，在轉(zhuǎn)子本體徑向上開有縱向的槽用于安裝勵(lì)磁繞組；轉(zhuǎn)子繞組在槽內(nèi)由銅合金槽楔緊固以抵御離心力，這種槽楔均楔入轉(zhuǎn)子槽口處的鴿尾槽內(nèi)。由于該型發(fā)電機(jī)已經(jīng)不再產(chǎn)生倍頻振動(dòng)，因此在大齒上不再加工橫向槽。

主要設(shè)計(jì)參數(shù)如下：

容量 1277.78 MVA

有功功率 1150 MW

功率因數(shù) 0.9

電壓 24 kV

電壓變化率 ±5%

額定電流 30739 A

轉(zhuǎn)速 1500 r/min

頻率 50 Hz

相數(shù) 3

定子繞組連接方式 Y

絕緣等級 F級（按B級溫升考核）

冷卻器進(jìn)水溫度 29 °C

氫壓 3 bar

轉(zhuǎn)子總長 15371 mm

轉(zhuǎn)子重量 233t

軸承跨距 12580 mm

軸徑 Φ800 mm

本體尺寸 Φ1950 mm×7950 mm

轉(zhuǎn)子加工有48槽，槽形為矩形槽，1號槽為淺槽；轉(zhuǎn)子采用全阻尼結(jié)構(gòu)：大齒淺槽內(nèi)阻尼條與下線槽內(nèi)的阻尼條共同形成一個(gè)完整的阻尼籠。汽輪發(fā)電機(jī)的結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 發(fā)電機(jī)總體結(jié)構(gòu)圖

2 帶熱彎曲的轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)模型

帶初始暫態(tài)熱彎曲轉(zhuǎn)子的彎曲彈性變形將產(chǎn)生彈性恢復(fù)力，采用有限元方法建立彎曲彈性轉(zhuǎn)子的加重響應(yīng)方程[13]：

因此，轉(zhuǎn)子的彎曲響應(yīng)為：

轉(zhuǎn)子的加重響應(yīng)為：

通過有限元計(jì)算該型發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子自身的一階臨界轉(zhuǎn)速為885r/min，二階臨界轉(zhuǎn)速區(qū)為1778~2127 r/min；汽輪發(fā)電機(jī)組軸系的前七階臨界轉(zhuǎn)速中對應(yīng)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子的分別是一階（890r/min）、五階（1804r/min）和六階（2140r/min）。

由于該型汽輪發(fā)電機(jī)的額定工作轉(zhuǎn)速是1500r/min，因此處于一階臨界轉(zhuǎn)速與二階臨界轉(zhuǎn)速之間。

3 啟停過程臺(tái)架試驗(yàn)研究

汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子出廠前需要驗(yàn)證熱態(tài)下（制造廠往往通過集電環(huán)對轉(zhuǎn)子進(jìn)行加熱至規(guī)定的溫升值）的振動(dòng)情況，其中轉(zhuǎn)子平均溫度通過壓降法測直流電阻的方式估算。由于大型鍛件材料難免存在各向異性（不均）的可能性，部分發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子熱態(tài)下存在一定熱彎曲，該型號各發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子出廠溫升試驗(yàn)結(jié)果也驗(yàn)證了這一點(diǎn)。

以其中一臺(tái)熱態(tài)下存在一定熱彎曲的汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子為例進(jìn)行試驗(yàn)研究。轉(zhuǎn)子在動(dòng)平衡臺(tái)架就位后，在環(huán)境溫度為12℃時(shí)將轉(zhuǎn)速提升至額定轉(zhuǎn)速1500 r/min并維持穩(wěn)定，隨后通過提高轉(zhuǎn)子上繞組的電壓/電流，將轉(zhuǎn)子溫度提升45℃的溫升（約25min內(nèi)由約15℃提高至約60℃）。實(shí)測發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子冷態(tài)升速及熱態(tài)惰走過程垂直方向測點(diǎn)的波德圖。其中，圖2所示為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子靠近汽輪機(jī)側(cè)軸頸位置（前軸承）的冷態(tài)升速波德圖，圖3所示為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子靠近勵(lì)磁機(jī)側(cè)軸頸位置（后軸承）的熱態(tài)降速波德圖，曲線a分別代表升速波德圖的一倍頻幅值與相位；曲線b分別代表降速波德圖的一倍頻幅值與相位。

圖2 發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子溫升試驗(yàn)振動(dòng)波德圖（前軸承側(cè)）

圖3 發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子溫升試驗(yàn)波德圖（后軸承側(cè)）

圖2和圖3比較發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)子的溫升對過臨界及額定轉(zhuǎn)速下的振動(dòng)影響明顯，熱態(tài)時(shí)的振動(dòng)情況與冷態(tài)時(shí)差別較大，熱矢量計(jì)算結(jié)果見表1。

由表1得出：溫升導(dǎo)致轉(zhuǎn)子過臨界時(shí)的熱矢量變化明顯高于額定轉(zhuǎn)速工況，前測點(diǎn)的幅值變化約為7倍，后測點(diǎn)處約為13.3倍；溫升前后轉(zhuǎn)子兩側(cè)（汽輪機(jī)側(cè)和勵(lì)磁機(jī)側(cè)）在臨界轉(zhuǎn)速區(qū)的熱矢量變化接近，轉(zhuǎn)子在額定轉(zhuǎn)速下前測點(diǎn)側(cè)的熱矢量幅值約為后測點(diǎn)側(cè)的兩倍；轉(zhuǎn)子在臨界轉(zhuǎn)速下熱矢量變化以一階變量為主，相位變化量接近反相，二階變量幾乎可以忽略，而轉(zhuǎn)子兩側(cè)額定轉(zhuǎn)速下一階熱矢量變化量略高于二階量，相位接近。試驗(yàn)結(jié)果與第2節(jié)的理論分析基本一致。

表1 發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子臺(tái)架試驗(yàn)振動(dòng)熱矢量幅值μm∠°

制造廠往往通過加重的方式調(diào)整發(fā)電機(jī)冷態(tài)、熱態(tài)下的振動(dòng)情況（該型號發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子本體上軸向共35排配重螺釘孔，兩螺釘孔軸向距離150 mm；每排配重孔在周向共8個(gè)配重孔。以零點(diǎn)為起點(diǎn)，周向配重孔角度分別是10°、75°、100°、165°、190°、255°、280°、345°），一般在轉(zhuǎn)子中部安裝動(dòng)平衡螺釘平衡過臨界時(shí)的振動(dòng)，在轉(zhuǎn)子兩側(cè)安裝動(dòng)平衡螺釘平衡轉(zhuǎn)子額定轉(zhuǎn)速下的振動(dòng)。

4 熱彎曲汽輪發(fā)電機(jī)啟停機(jī)試驗(yàn)研究

發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子在制造廠經(jīng)過仔細(xì)平衡后，在電廠軸系運(yùn)行條件下還會(huì)由于轉(zhuǎn)子外伸端狀態(tài)的變化、支承條件的不同、臨界轉(zhuǎn)速和振型的改變，靠背輪的對中不正效應(yīng)、熱狀態(tài)（帶負(fù)荷）的不同導(dǎo)致平衡狀態(tài)改變[14]。仍以第3節(jié)所述發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子為例，試驗(yàn)研究該汽輪發(fā)電機(jī)啟停機(jī)過程中的振動(dòng)特性。

4.1 冷態(tài)沖轉(zhuǎn)及熱態(tài)惰走工況振動(dòng)測試

首先研究該汽輪發(fā)電機(jī)冷態(tài)沖轉(zhuǎn)及長期帶負(fù)荷后停機(jī)惰走時(shí)的振動(dòng)特性。圖4所示為該汽輪發(fā)電機(jī)2016年6月13日沖轉(zhuǎn)過程兩側(cè)垂直方向測點(diǎn)的波德圖，沖轉(zhuǎn)前實(shí)測氫冷器冷氫平均溫度約34.94 ℃，熱氫平均溫度約36.09 ℃，轉(zhuǎn)子的平均溫度約35.52 ℃。

由圖4可見，發(fā)電機(jī)冷態(tài)沖轉(zhuǎn)通過臨界轉(zhuǎn)速區(qū)過程中在垂直方向出現(xiàn)兩處峰值，雖然四極發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子大齒上不再加工橫向槽，徑向各次剛度基本對稱，但該型汽輪發(fā)電機(jī)軸系采用的三瓦塊可傾瓦在水平/垂直方向存在較明顯的剛度差別（水平方向剛度低，導(dǎo)致振幅及臨界轉(zhuǎn)速均高于水平向）。同時(shí)從圖4還發(fā)現(xiàn)后軸承的振幅明顯低于前軸承，這可能發(fā)電機(jī)實(shí)際運(yùn)行時(shí)在后軸承處安裝有勵(lì)磁機(jī)有關(guān)。

圖4 汽輪發(fā)電機(jī)沖轉(zhuǎn)波德圖（20160613）

該發(fā)電機(jī)連續(xù)運(yùn)行半年多后于2017年1月20日解列臨停檢修，測量惰走時(shí)的波德圖，如圖5所示。此時(shí)，發(fā)電機(jī)解列停機(jī)前根據(jù)公式（9）[15]實(shí)測發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子平均溫度約50.2 ℃，惰走前實(shí)測氫冷器冷氫平均溫度36.68 ℃，熱氫平均溫度約39.63 ℃。

式（9）中，。

由前文可知，圖5中汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子惰走前的平均溫度約50.2 ℃，而圖4中約35.52 ℃，前者比后者的溫升高約15℃；前者惰走過臨界時(shí)垂直向的共振峰不如水平向明顯，共振振幅均有一定程度降低，但總體上振動(dòng)特性更復(fù)雜，尤其是后軸承測點(diǎn)處。發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子前軸承處在熱態(tài)時(shí)臨界共振振幅或額定轉(zhuǎn)速下的振動(dòng)均比冷態(tài)時(shí)有明顯降低，但后軸承處的變化相反。發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子兩側(cè)軸承處垂直方向振動(dòng)測點(diǎn)的熱矢量計(jì)算結(jié)果見表2。

表2 發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子實(shí)際運(yùn)行振動(dòng)熱矢量幅值μm∠°

由表2得出：溫升導(dǎo)致發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子過臨界時(shí)前測點(diǎn)處的熱矢量變化約低于額定轉(zhuǎn)速工況時(shí)20%，后測點(diǎn)處約高50%；溫升前后轉(zhuǎn)子前軸承側(cè)在臨界轉(zhuǎn)速區(qū)的熱矢量變化遠(yuǎn)低于后軸承側(cè)，僅約25%；轉(zhuǎn)子在額定轉(zhuǎn)速下前軸承側(cè)的熱矢量幅值約為后軸承側(cè)的50%；轉(zhuǎn)子在臨界轉(zhuǎn)速下熱矢量變化以一階變量居多，但二階變量不可忽略，一階變化量的相位與二階量基本反相；轉(zhuǎn)子兩側(cè)額定轉(zhuǎn)速下一階熱矢量變化量約為二階量的兩倍，一階變化量的相位與二階量基本反相。

總體而言，由于發(fā)電機(jī)實(shí)際運(yùn)行過程中支撐方式的改變、勵(lì)磁機(jī)的影響及溫升導(dǎo)致的熱矢量等綜合作用，改變了冷熱態(tài)啟停機(jī)的振動(dòng)特性，熱矢量導(dǎo)致的振動(dòng)變化更復(fù)雜。由于汽輪發(fā)電機(jī)組軸系的影響改變了發(fā)電機(jī)單轉(zhuǎn)子的振型，在臨界轉(zhuǎn)速區(qū)和額定轉(zhuǎn)速下發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子一階分量和二階分量同時(shí)存在且一階分量占優(yōu)，在發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子原有質(zhì)量分布狀態(tài)未發(fā)生改變的前提下，可以認(rèn)為熱矢量對轉(zhuǎn)子的振動(dòng)影響更大。試驗(yàn)結(jié)果與第2節(jié)理論分析結(jié)果不一致，發(fā)電機(jī)實(shí)際運(yùn)行時(shí)的振動(dòng)更復(fù)雜。

4.2 發(fā)電機(jī)運(yùn)行條件下動(dòng)平衡試驗(yàn)

由于發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子實(shí)際運(yùn)行中調(diào)節(jié)自身平均溫度的措施有限，對發(fā)電機(jī)在軸系運(yùn)行條件下進(jìn)行了動(dòng)平衡試驗(yàn)，進(jìn)一步探索該類大型四極汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子的振動(dòng)特性。

仍以第3節(jié)所述發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子為試驗(yàn)研究對象。結(jié)合圖3和圖4的波德曲線分析，該發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子過臨界時(shí)的共振振幅偏高存在優(yōu)化空間，同時(shí)考慮到電廠發(fā)電機(jī)抽轉(zhuǎn)子在本體上加重的難度，動(dòng)平衡試驗(yàn)以在發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子兩側(cè)風(fēng)扇的燕尾槽內(nèi)對稱加重的方式實(shí)施（風(fēng)扇環(huán)平衡槽節(jié)圓直徑1480 mm，兩側(cè)各對稱加重2.0kg），以此研究汽輪發(fā)電機(jī)在該處的動(dòng)平衡響應(yīng)特性。

測量發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子動(dòng)平衡前后冷態(tài)沖轉(zhuǎn)過程前軸承處垂直方向的波德圖，如圖6所示。從圖6看出：加重后發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子前軸承處垂直方向的共振峰值下降約30 μm，水平向的共振峰值基本保持不變，額定轉(zhuǎn)速下的振幅上升約10 μm；除700~900 r/min區(qū)間相位有一定變化外，其余轉(zhuǎn)速平臺(tái)下相位基本保持不變。同等比較二極發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子，四極發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子兩側(cè)共計(jì)4 kg的同相加重質(zhì)量對轉(zhuǎn)子的振動(dòng)影響有限，這可能和四極轉(zhuǎn)子自身的質(zhì)量大、跨距長等有關(guān)。大型四極發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子對兩側(cè)同相加重的振動(dòng)影響不敏感。

圖6 汽輪發(fā)電機(jī)動(dòng)平衡前后波德圖

5 結(jié)論

大型四極汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子由于鍛件各向異性（不均），溫升導(dǎo)致的熱彎曲對轉(zhuǎn)子振動(dòng)影響較大。發(fā)電機(jī)單轉(zhuǎn)子臺(tái)架試驗(yàn)時(shí)，熱彎曲的影響以一階為主；發(fā)電機(jī)實(shí)際運(yùn)行時(shí)，熱彎曲同時(shí)影響一階分量和二階分量，熱矢量影響復(fù)雜。發(fā)電機(jī)熱態(tài)惰走時(shí)共振振幅同比要低于冷態(tài)沖轉(zhuǎn)過程，因此適當(dāng)提高發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子溫度有助于改善轉(zhuǎn)子通過臨界轉(zhuǎn)速區(qū)時(shí)的共振振幅。試驗(yàn)研究還發(fā)現(xiàn)大型四極汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子存在兩側(cè)加重振動(dòng)響應(yīng)低的特點(diǎn)。

[1] 寇勝利. 汽輪發(fā)電機(jī)的熱不平衡振動(dòng)[J]. 大電機(jī)技術(shù), 1998(5):12-18.

[2] 張學(xué)延, 張衛(wèi)軍, 王延博. 汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子突發(fā)性振動(dòng)問題分析[J]. 中國電力, 2001, 34(12):11-15.

[3] 寇勝利. 汽輪發(fā)電機(jī)組的振動(dòng)及現(xiàn)場平衡[M]. 北京: 中國電力出版社, 2007.

[4] 張國強(qiáng), 楊溢. 汽輪發(fā)電機(jī)振動(dòng)故障分析與診斷[J]. 大電機(jī)技術(shù), 2011(5):29-34.

[5] 田錄林, 韓彬, 田亞奇. 基于核主元分析與模糊神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的汽輪發(fā)電機(jī)振動(dòng)故障診斷方法[J]. 大電機(jī)技, 2016(6):16-21.

[6] 卿光輝, 邱家俊, 黃學(xué)君. 大型汽輪發(fā)電機(jī)定子系統(tǒng)振動(dòng)與負(fù)荷的關(guān)系[J]. 大電機(jī)技術(shù), 2004(6):5-8+62.

[7] 王志新, 姚大坤. 汽輪發(fā)電機(jī)定子繞組端部振動(dòng)事故的預(yù)防[J]. 大電機(jī)技術(shù), 2005(2):21-23.

[8] 楊曉輝, 單世超. 核電汽輪機(jī)與火電汽輪機(jī)比較分析[J]. 汽輪機(jī)技術(shù), 2006, 48(6):404-406+438.

[9] 楊曉輝, 單世超. 核電汽輪機(jī)選型關(guān)鍵問題分析[J]. 汽輪機(jī)技術(shù), 2007, 49(1):5-7.

[10] 楊璋, 李如源. 四極發(fā)電機(jī)定子繞組端部振動(dòng)特性[J]. 熱力發(fā)電, 2014, 43(9):133-136.

[11] 許淵源. 核電對我國電力供應(yīng)的影響分析[J]. 中國核電, 2017(1):139-145.

[12] 鄭寬, 王軼禹, 王耀華,等. “十三五”期間核電參與電網(wǎng)調(diào)峰前景分析[J]. 中國電力, 2017, 50(1):49-55.

[13] 馮國全, 朱梓根. 具有初始彎曲的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的振動(dòng)特性[J]. 航空發(fā)動(dòng)機(jī), 2003, 29(1):20-22.

[14] 顧晃. 汽輪發(fā)電機(jī)組的振動(dòng)與平衡[M]. 北京: 中國電力出版社, 1998.

[15] IEC 60034-1-2010, Rotating electrical machines-Part 1: Rating and performance [S].

Experimental Study on Thermal Vibration of Large Nuclear Power Turbine Generator

CHEN Ziqiang, YANG Zhang

(Ningde Nuclear Power Company, Ningde 355200, China)

Experimental study on the vibration characteristics of the rotor of a large quadrupole turbo generator. The dynamic model of the rotor with thermal bending is established, and the vibration characteristics of the rotor are analyzed. Based on a series of 1000 MWe nuclear power generator rotor, the vibration data of the generator rotor at the cold and hot state was analyzed. Focus on the analysis of heat change vector of rotor critical speed and rated speed. The test results show that the vibration of generator rotor thermal bending mainly affects the rotor test bench when the test data and the theoretical model is consistent with the analysis results, also found that the thermal bending of generator rotor running on one and two step vibration components are complex effect. The experimental results also show that the damping effect is limited when the first order resonant amplitude of the generator is installed in the dovetail groove of the rotor of the generator.

1000 MWe quadrupole generator; rotor thermal bending; thermal vibration; thermal vector; vibration characteristics analysis; dynamic balance

TM311

A

1000-3983(2018)06-0057-05

2017-11-30

陳自強(qiáng)（1974-），1996年7月畢業(yè)于西安交通大學(xué)熱力渦輪機(jī)專業(yè)，本科學(xué)歷，從事核電站運(yùn)行及安全研究，高級工程師。