JP2016065773A - Rotary machine diagnostic device and rotary machine diagnostic method - Google Patents
Rotary machine diagnostic device and rotary machine diagnostic method Download PDFInfo
- Publication number
- JP2016065773A JP2016065773A JP2014194163A JP2014194163A JP2016065773A JP 2016065773 A JP2016065773 A JP 2016065773A JP 2014194163 A JP2014194163 A JP 2014194163A JP 2014194163 A JP2014194163 A JP 2014194163A JP 2016065773 A JP2016065773 A JP 2016065773A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- vibration
- mode
- response
- transfer function
- excitation force
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Pending
Links
Images
Landscapes
- Testing Of Devices, Machine Parts, Or Other Structures Thereof (AREA)
- Measurement Of Mechanical Vibrations Or Ultrasonic Waves (AREA)
Abstract
Description
本発明の実施形態は、回転機械診断装置および回転機械診断方法に関する。 Embodiments described herein relate generally to a rotating machine diagnostic apparatus and a rotating machine diagnostic method.
図8は、一般的な回転機械診断装置の構成を示す概略図である。 FIG. 8 is a schematic diagram showing a configuration of a general rotating machine diagnostic apparatus.
図8(a)および図8(b)は、回転機械の固定子1と、固定子1のコイルエンド2と、回転機械を診断する回転機械診断装置とを示している。回転機械の例は、タービン発電機などの回転電機である。コイルエンド2は、第1から第nのコイルC1〜Cn(nは2以上の整数)を含んでいる。回転機械診断装置は、ロードセル3と、インパルスハンマー4と、加速度ピックアップ5と、パワーユニット7と、FFT(高速フーリエ変換)アナライザー8と、演算装置9とを備えている。
FIG. 8A and FIG. 8B show a
図8(a)および図8(b)において、X方向とY方向は水平方向を示し、Z方向は鉛直方向を示す。X方向は、固定子1の軸方向に平行であり、Y方向は、固定子1の軸方向に垂直である。図8(a)は、コイルエンド2におけるY方向に垂直な断面を示している。図8(b)は、コイルエンド2におけるX方向に垂直な断面を示している。
8A and 8B, the X direction and the Y direction indicate the horizontal direction, and the Z direction indicates the vertical direction. The X direction is parallel to the axial direction of the
コイルエンド2は、固定子(固定子鉄心)1に対し固定子1の軸方向外側に張り出した円錐殻状の構造物である。コイルエンド2は、複数のコイルを結束して形成されている。コイルエンド2は、図8(b)に示すように、周期対称構造を有している。コイルエンド2には、回転機械の電源周波数の2倍の周波数を有する電磁加振力が作用する。
The
コイルエンド2の各コイルは、図8(a)に示すように、片持ちはり構造を有しており、固定子1のような高い剛性を有していない。そのため、コイルエンド2は、電磁加振力により振動しやすく、振動により破損しやすい。よって、回転機械の製造時や点検時にコイルエンド2を検査し、コイルエンド2が電磁加振力に対して十分な振動強度を有していること、すなわち、コイルエンド2が電磁加振力に対してあまり振動しないことを確認することが望ましい。
As shown in FIG. 8A, each coil of the
回転機械診断装置は、コイルエンド2の振動強度が許容可能なものであるか否かを診断するために使用される。具体的には、コイルエンド2が所定の加振力に対して十分な振動強度を有しているか否か、すなわち、所定の加振力に対するコイルエンド2の振動が十分に小さいか否かが診断される。コイルエンド2の振動が十分に小さい場合、コイルエンド2の振動強度は許容可能であり、コイルエンド2の振動は健全であると診断される。
The rotating machine diagnostic apparatus is used for diagnosing whether or not the vibration intensity of the
電磁加振力Fmの加振周波数fmがコイルエンド2の固有振動数frに近付くと、コイルエンド2に共振により大きな振動が発生する。ここで、固有振動数frに対応する固有振動モード、モード減衰率、加振周波数比を、それぞれUr、ζr、λr(=fm/fr)で表す。また、電磁加振力Fmの振幅をFm0で表す。この場合、コイルエンド2の各コイルのモード周波数応答φrは、次の式(1)で与えられる。
応答感度Lrは、電磁加振力Fmに対するコイルの感度を表す指標となる。応答感度Lrが低い場合には、加振周波数比λrが1に近くなっても(すなわち、加振周波数fmが固有振動数frに近付いてコイルが共振状態となっても)、コイルに大きな振動は発生しない。一方、応答感度Lrが高い場合には、加振周波数fmが固有振動数frから離れていても、コイルに大きな振動が発生し得る(これを強制振動と呼ぶ)。 The response sensitivity L r is an index representing the sensitivity of the coil to the electromagnetic excitation force F m . If the response sensitivity L r is low, even if the vibration frequency ratio lambda r is closer to 1 (i.e., vibration frequency f m is the coil closer to the natural frequency f r be a resonance state), Large vibration does not occur in the coil. On the other hand, if the response sensitivity L r is high, even if the vibration frequency f m is away from the natural frequency f r, (referred to as a forced oscillation so) large vibration can occur in the coil.
コイルエンド2の各コイルの応答感度Lrは、回転機械診断装置により測定される。インパルスハンマー4は、加振力を測定するロードセル3を内蔵している。インパルスハンマー4と加速度ピックアップ5は、パワーユニット7を介してFFTアナライザー8に接続されている。
The response sensitivity L r of each coil of the
コイルエンド2は、第1から第nのコイルC1〜Cnにそれぞれ、第1から第nの測定点を有している。コイルエンド2は通常、各コイルに1つの測定点を有している。第1から第nの測定点は、コイルエンド2の同一円周上に設けられており、第1から第nの測定点の軸方向の位置(X方向の位置)はすべて同じである。
The
応答感度Lrの測定は、第1のコイルC1(第1の測定点)から第nのコイルCn(第nの測定点)へと進行していく。以下、第kのコイルCk(第kの測定点)での応答感度Lrの測定について説明する。kは、1≦k≦nを満たす整数である。 The measurement of the response sensitivity L r proceeds from the first coil C 1 (first measurement point) to the nth coil C n (nth measurement point). Hereinafter, measurement of the response sensitivity L r at the k-th coil C k (k-th measurement point) will be described. k is an integer satisfying 1 ≦ k ≦ n.
まず、第kのコイルCkの半径方向に位置する第kの測定点に加速度ピックアップ5を設置し、第kの測定点に対しインパルスハンマー4で打撃加振を行う。次に、第kの測定点に与えられた加振力Fk(t)に対する応答加速度Ak(t)を、加速度ピックアップ5により測定する。ここで、tは時刻を表し、Fk(t)、Ak(t)はそれぞれ、時間領域での加振力と応答加速度とを表す。次に、ロードセル3で測定された加振力Fkと、加速度ピックアップ5で測定された応答加速度Akとをパワーユニット7を介してFFTアナライザー8に入力し、次の式(3)で表される伝達関数Hk,k(f)を、FFTアナライザー8により算出する。
図9は、一般的な回転機械診断方法を説明するためのグラフである。この回転機械診断方法では、コイルエンド2の各コイルの振動強度が許容可能であるか否かを、応答感度Lrに基づいて診断する。この診断は、演算装置9により実行される。
FIG. 9 is a graph for explaining a general rotating machine diagnostic method. In this rotating machine diagnosis method, whether or not the vibration intensity of each coil of the
第kのコイルCkの応答感度Lrは、伝達関数Hk,k(f)の振幅と等価である。図9は、上記の測定方法により測定された第kのコイルCkの応答感度Lrを、周波数スペクトル表示により示したものである。図9では、応答感度Lrが周波数f1、f2、f3、f4においてピーク値を示している。 The response sensitivity L r of the k-th coil C k is equivalent to the amplitude of the transfer function H k, k (f). FIG. 9 shows the response sensitivity L r of the k-th coil C k measured by the above-described measurement method, using a frequency spectrum display. In FIG. 9, the response sensitivity L r shows peak values at frequencies f 1 , f 2 , f 3 , and f 4 .
応答感度Lrを使用した診断方法では、加振周波数fmの周囲にマージンΔfL、ΔfHをとり、fL≦f≦fHの周波数範囲に着目する。ここで、fL、fHはそれぞれ下限周波数と上限周波数であり、それぞれ次の式(4)、式(5)で与えられる。
応答感度Lrを使用した診断方法では、fL≦f≦fHの周波数範囲における応答感度Lrの最大値Lmaxを予め設定された判定値Lcriと比較することで、第kのコイルCkの加振周波数fmに対する健全性を評価(診断)する。具体的には、Lmax≦Lcriならば合格と判定し、Lmax>Lcriならば不合格と判定する。すなわち、図9では、fL≦f≦fHの周波数範囲で応答感度Lrが領域R内に収まっていれば健全と判定される。 In the diagnosis method using the response sensitivity L r, is compared with f L ≦ f ≦ f judgment value L cri set in advance the maximum value L max of the response sensitivity L r in the frequency range of the H, the coil of the k evaluate the soundness against vibration frequency f m of the C k to (diagnosis). Specifically, if L max ≦ L cri, it is determined to be acceptable, and if L max > L cri, it is determined to be unacceptable. That is, in FIG. 9, if the response sensitivity L r is within the region R in the frequency range of f L ≦ f ≦ f H , it is determined that the sound is healthy.
マージンΔfL、ΔfHを設ける理由は、コイルの固有振動数frが温度により変化することに基づいている。なお、回転機械の運転中にコイルの振動を計測し、加振周波数fmにおける応答感度Lrが小さくなるようにコイルを冷却する冷媒の温度や流量を調節することにより、固有振動数frを変更してもよい。 The reason for providing a margin Delta] f L, Delta] f H is based on the natural frequency f r of the coil changes with temperature. The vibration of the coil is measured during operation of the rotating machine, and the natural frequency f r is adjusted by adjusting the temperature and flow rate of the refrigerant that cools the coil so that the response sensitivity L r at the excitation frequency f m is reduced. May be changed.
図10は、一般的な回転機械における電磁加振力Fmの分布の例を示す図である。 FIG. 10 is a diagram illustrating an example of the distribution of electromagnetic excitation force F m in a general rotating machine.
コイルエンド2は、固定子1の軸方向外側に張り出した円錐殻状の構造物であり、固有振動モードUrとして多数の円環振動モードを有している。一方、コイルエンド2に作用する電磁加振力Fmは、一般に次の式(6)で表される。
図10(a)は、回転機械が2極機(p=2)の場合の電磁加振力Fmの分布を示す。図10(a)は、円周上に振動の4つの節を持ち、振幅が円周に沿って2周期の調波分布を有する円環振動モード(4節点2直径節の円環振動モード)を示している。また、図10(b)は、回転機械が4極機(p=4)の場合の電磁加振力Fmの分布を示す。図10(b)は、8節点4直径節の円環振動モードを示している。 FIG. 10A shows the distribution of the electromagnetic excitation force F m when the rotating machine is a two-pole machine (p = 2). FIG. 10 (a) shows an annular vibration mode having four nodes of vibration on the circumference and a harmonic distribution of two periods along the circumference (annular vibration mode of four nodes and two diameter nodes). Is shown. FIG. 10B shows the distribution of the electromagnetic excitation force F m when the rotating machine is a quadrupole machine (p = 4). FIG. 10B shows an annular vibration mode of 8 nodes and 4 diameter nodes.
上述のように、コイルエンド2の各コイルのモード周波数応答φrは、式(1)で与えられる。よって、モード周波数応答φrは、応答感度Lrとモード加振力Fm0・Urとの積で与えられ、モード加振力Fm0・Urは、電磁加振力Fmの振幅Fm0と固有振動モードUrとの内積で与えられる。
As described above, the mode frequency response φ r of each coil of the
電磁加振力Fmは、式(6)のように円環振動モードの分布を有している。また、コイルエンド2の固有振動モードUrも、上述のように円環振動モードを有している。円環振動モードは円周方向に調波関数の分布を持っているため、電磁加振力Fmの振幅Fm0と固有振動モードUrとの内積においては、三角関数の直交性が成り立つ。
The electromagnetic excitation force F m has an annular vibration mode distribution as shown in Equation (6). Moreover, the natural vibration modes U r of the
例えば、回転機械が2極機の場合、電磁加振力Fmは4節点2直径節の円環振動モードを示す。よって、固有振動モードUrが4節点2直径節の円環振動モードであると、モード加振力Fm0・Urが0以外の値を持ち得る。一方、固有振動モードUrがその他の円環振動モードであると、モード加振力Fm0・Urは0となる。よって、2極機のコイルを大きく振動させる固有振動モードUrは、4節点2直径節の円環振動モードであり、その他の固有振動モードとは区別して取り扱うことが求められる。 For example, when the rotating machine is a two-pole machine, the electromagnetic excitation force F m indicates an annular vibration mode having four nodes and two diameter nodes. Therefore, when the natural vibration mode U r is an annular vibration mode having four nodes and two diameter nodes, the mode excitation force F m0 · U r can have a value other than zero. On the other hand, when the natural vibration mode Ur is another annular vibration mode, the mode excitation force F m0 · U r becomes zero. Thus, natural vibration modes U r to significantly vibrate the coil 2-pole machine, a circular mode of vibration of the four-node second diameter section, be handled separately from the other natural vibration modes are determined.
一般的なコイルエンド2の振動診断では、コイルエンド2の振動の健全性を応答感度Lrのみにより判定している。しかしながら、コイルエンド2の振動の健全性を判定するためには、応答感度Lrの評価だけでは不十分であり、電磁加振力Fmと相似なモード形状を有する固有振動モードUrを考慮に入れることが求められる。そのためには、コイルエンド2の固有振動モードUrから、電磁加振力Fmと同じ節点数および直径節数を有する円環振動モードを抽出することが求められる。
In a general vibration diagnosis of the
また、実際のコイルエンド2は複雑な形状を有しているため、固有振動モードUrが、純粋な円環振動モードとなるとは限らず、複数の円環振動モードが重なり合った1つの振動モードとなることがある。この場合には、この振動モードの中から、電磁加振力Fmの円環振動モードと相似な円環振動モード成分を抽出し、この成分の構成比率を特定することが求められる。
Moreover, because the
そこで、本発明は、回転機械の振動診断の正確性を向上させることが可能な回転機械診断装置および回転機械診断方法を提供することを課題とする。 Therefore, an object of the present invention is to provide a rotating machine diagnostic apparatus and a rotating machine diagnostic method capable of improving the accuracy of vibration diagnosis of the rotating machine.
一の実施形態によれば、回転機械診断装置は、回転機械の構造物の第1から第n部分(nは2以上の整数)のうちの第k部分(kは、1≦k≦nを満たす整数)に加振力を与える加振部を備える。さらに、前記装置は、前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第k部分の振動応答である第1振動応答を測定する第1振動応答測定部と、前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第1部分の振動応答である第2振動応答を測定する第2振動応答測定部とを備える。さらに、前記装置は、前記第1振動応答に基づいて、前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第k部分の伝達関数である第1伝達関数を算出し、前記第2振動応答に基づいて、前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第1部分の伝達関数である第2伝達関数を算出する伝達関数算出部を備える。さらに、前記装置は、前記第1および第2伝達関数に基づいて、前記構造物の振動強度が許容可能であるか否かを診断する診断部を備える。 According to one embodiment, the rotating machine diagnostic apparatus has a k-th portion (k is 1 ≦ k ≦ n) of the first to n-th portions (n is an integer of 2 or more) of the structure of the rotating machine. An oscillating unit that applies an oscillating force to the integer) is provided. Furthermore, the apparatus is provided with a first vibration response measuring unit that measures a first vibration response that is a vibration response of the kth part with respect to an excitation force applied to the kth part, and the kth part. A second vibration response measuring unit that measures a second vibration response that is a vibration response of the first portion with respect to the excitation force. Further, the device calculates a first transfer function that is a transfer function of the k-th portion with respect to an excitation force applied to the k-th portion based on the first vibration response, and determines the second vibration response as the second vibration response. And a transfer function calculating unit that calculates a second transfer function that is a transfer function of the first part with respect to the excitation force applied to the kth part. Furthermore, the apparatus includes a diagnosis unit that diagnoses whether the vibration intensity of the structure is acceptable based on the first and second transfer functions.
以下、本発明の実施形態を、図面を参照して説明する。 Embodiments of the present invention will be described below with reference to the drawings.
(第1実施形態)
図1は、第1実施形態の回転機械診断装置の構成を示す概略図である。
(First embodiment)
FIG. 1 is a schematic diagram illustrating the configuration of the rotating machine diagnostic apparatus according to the first embodiment.
図1の回転機械診断装置の構成において、図8の回転機械診断装置と同一または類似の構成には同一の符号を付し、重複する説明は省略する。 In the configuration of the rotating machine diagnostic apparatus of FIG. 1, the same or similar components as those of the rotating machine diagnostic apparatus of FIG.
図1(a)および図1(b)は、回転機械の固定子1と、固定子1のコイルエンド2と、回転機械を診断する回転機械診断装置とを示している。コイルエンド2は、回転機械の構造物の例である。コイルエンド2は、第1から第nのコイルC1〜Cn(nは2以上の整数)を含んでいる。第1から第nのコイルC1〜Cnはそれぞれ、構造物の第1から第n部分の例である。回転機械の例は、タービン発電機などの回転電機である。
FIG. 1A and FIG. 1B show a
本実施形態の回転機械診断装置は、ロードセル3と、加振部の例であるインパルスハンマー4と、第1振動応答測定部の例である加速度ピックアップ5と、第2振動応答測定部の例である加速度ピックアップ6と、パワーユニット7と、伝達関数算出部の例であるFFTアナライザー8と、診断部の例である演算装置9とを備えている。
The rotating machine diagnostic apparatus of the present embodiment includes a
インパルスハンマー4は、加振力を測定するロードセル3を内蔵している。インパルスハンマー4と加速度ピックアップ5、6は、パワーユニット7を介してFFTアナライザー8に接続されており、FFTアナライザー8は、演算装置9に接続されている。演算装置9は、FFTアナライザー8からの出力情報を用いて種々の数値処理を実行する。演算装置9の例は、パーソナルコンピュータである。
The
本実施形態のコイルエンド2は、第1から第nのコイルC1〜Cnにそれぞれ、第1から第nの測定点を有している。本実施形態のコイルエンド2は、すべてのコイルに測定点を有しているが、一部のコイルのみに測定点を有していてもよい。例えば、振動診断の作業時間を短縮するため、n本のコイルのうちのn/n0本のコイルのみに測定点を有していてもよい(n0は2以上の整数)。本実施形態の第1から第nの測定点は、コイルエンド2の同一円周上に設けられており、第1から第nの測定点の軸方向の位置(X方向の位置)はすべて同じである。
The
本実施形態の振動診断においては、第1のコイルC1(第1の測定点)から第nのコイルCn(第nの測定点)を、インパルスハンマー4により順次加振していく。以下、第kのコイルCk(第kの測定点)を加振する際の処理について説明する。kは、1≦k≦nを満たす整数である。
In the vibration diagnosis of this embodiment, the first coil C 1 (first measurement point) to the nth coil C n (nth measurement point) are sequentially excited by the
まず、第kのコイルCkの半径方向に位置する第kの測定点に、加速度ピックアップ5を設置する。また、第1のコイルC1の半径方向に位置する第1の測定点に、加速度ピックアップ6を設置する。第1の測定点は、第1から第nの測定点のうちの基準点である。本実施形態では、Z座標が最も大きいコイルを第1のコイルC1としているが、その他のコイルを第1のコイルC1としてもよい。すなわち、基準点は、Z座標が最も大きいコイル以外のコイルに設けられていてもよい。
First, the
次に、第kの測定点に対しインパルスハンマー4でインパルス加振を行う。次に、第kの測定点に与えられた加振力Fk(t)に対する応答加速度Ak(t)を、加速度ピックアップ5により測定する。また、第kの測定点に与えられた加振力Fk(t)に対する応答加速度A1(t)を、加速度ピックアップ6により測定する。ここで、tは時刻、Fk(t)は時間領域での加振力、Ak(t)、A1(t)は時間領域での応答加速度を表す。応答加速度Ak(t)、A1(t)はそれぞれ、第1および第2振動応答の例である。
Next, impulse vibration is performed by the
次に、ロードセル3で測定された加振力Fkと、加速度ピックアップ5、6で測定された応答加速度Ak(t)、A1(t)とを、パワーユニット7を介してFFTアナライザー8に入力する。次に、以下の式(7)、式(8)で表される伝達関数Hk,k(f)、H1,k(f)を、FFTアナライザー8により算出する。
このような測定が、第1から第nの測定点について順次行われる。この際、インパルスハンマー4の加振位置が第1のコイルC1から第nのコイルCnへと変化していくのに伴い、加速度ピックアップ5の設置位置も第1のコイルC1から第nのコイルCnへと変化していく。一方、インパルスハンマー4の加振位置が第1のコイルC1から第nのコイルCnへと変化していっても、加速度ピックアップ6の設置位置は第1のコイルC1に維持される。
Such measurement is sequentially performed for the first to nth measurement points. At this time, as the excitation position of the
なお、第1から第nの測定点は、第1から第nのコイルC1〜Cnの半径方向ではなく、第1から第nのコイルC1〜Cnの接線方向や軸方向に設けてもよい。ただし、本実施形態の加速度ピックアップ6の設置位置は、第1のコイルC1の半径方向に位置する第1の測定点に固定される。 The measurement points of the first n from the first, not the radial direction of the coil C 1 -C n of the n from the first, provided from a first tangentially or axially of the coil C 1 -C n of the n May be. However, the installation position of the acceleration pickup 6 of the present embodiment is fixed to the first measurement point located in the radial direction of the first coil C 1 .
また、伝達関数Hk,k(f)、H1,k(f)の測定過程で、周波数範囲設定、分解能設定、ウィンドウ設定、平均化処理など、FFTアナライザー8による周波数分析で必要な一般的な処理が行われるが、その詳細な説明は省略する。
In addition, in the process of measuring the transfer functions H k, k (f) and H 1, k (f), it is necessary to perform general frequency analysis using the
本実施形態によれば、加速度ピックアップ5を用いることにより、伝達関数H1,1(f)、H2,2(f)、…、Hn,n(f)を算出することができる。また、本実施形態によれば、加速度ピックアップ6を用いることにより、伝達関数H1,1(f)、H1,2(f)、…、H1,n(f)を算出することができる。
According to the present embodiment, the transfer function H 1,1 (f), H 2,2 (f),..., H n, n (f) can be calculated by using the
伝達関数H1,1(f)、H2,2(f)、…、Hn,n(f)に関し、Hk,k(f)は、第kの測定点に与えられた加振力Fk(t)に対する第kの測定点の伝達関数を示す。伝達関数Hk,k(f)は、Fk(t)、Ak(t)をそれぞれFk(f)、Ak(f)に変換し、Ak(f)をFk(f)で割ることで算出される。 With respect to the transfer functions H 1,1 (f), H 2,2 (f),..., H n, n (f), H k, k (f) is the excitation force applied to the kth measurement point. The transfer function of the kth measurement point with respect to F k (t) is shown. The transfer function H k, k (f) is, F k (t), A k (t) respectively F k (f), is converted to A k (f), A k and (f) F k (f) Calculated by dividing by.
伝達関数Hk,k(f)の振幅は、第kのコイルCkの応答感度に相当する。第kのコイルCkの応答感度は、第kのコイルCkの加振力に対する動的な柔らかさ(アクセラタンス)を表す指標である。第kのコイルCkの応答感度が大きいほど、同一の加振力に対して第kのコイルCkに大きな振動応答が発生する。 The amplitude of the transfer function H k, k (f) corresponds to the response sensitivity of the k-th coil C k . Response sensitivity of coil C k of the k is an index representing a dynamic softness for excitation force of the coil C k of the k (Accelerated wardrobe). Higher response sensitivity of the coil C k of the k is large, large vibration in response to the coil C k of the k occurs for the same excitation force.
図2は、第1実施形態において算出される応答感度の例を示すグラフである。図2(a)から図2(d)はそれぞれ、第1、第2、第3、および第nのコイルC1、C2、C3、Cnの応答感度(伝達関数H1,1(f)、H2,2(f)、H3,3(f)、Hn,n(f)の振幅)の例を示す。 FIG. 2 is a graph showing an example of response sensitivity calculated in the first embodiment. Figures. 2 (d) from FIG. 2 (a), the first, second, coil C 1 of the third and n, C 2, C 3, C response sensitivity of n (the transfer function H 1, 1 ( f), H 2,2 (f), H 3,3 (f), H n, n (f) amplitude).
本実施形態の演算装置9は、伝達関数H1,1(f)、H2,2(f)、…、Hn,n(f)からそれぞれ、第1から第nのコイルC1〜Cnの応答感度を算出する。そして、本実施形態の演算装置9は、各コイルの応答感度を用いて、各コイルの振動強度が許容可能であるか否かを診断する。具体的には、図9に示す方法により、各コイルの振動強度が許容可能であるか否かが診断される。よって、第kのコイルCkの応答感度が、fL≦f≦fHの周波数範囲で領域R内に収まっていれば、第kのコイルCkの振動強度は十分(許容可能)であると判定される。一方、第kのコイルCkの応答感度が、fL≦f≦fHの周波数範囲で領域R内に収まっていなければ、第kのコイルCkの振動強度は不十分(許容不能)であると判定される。
The
伝達関数H1,1(f)、H1,2(f)、…、H1,n(f)に関し、H1,k(f)は、第kの測定点に与えられた加振力Fk(t)に対する第1の測定点の伝達関数を示す。伝達関数H1,k(f)は、Fk(t)、A1(t)をそれぞれFk(f)、A1(f)に変換し、A1(f)をFk(f)で割ることで算出される。 For the transfer functions H 1,1 (f), H 1,2 (f),..., H 1, n (f), H 1, k (f) is the excitation force applied to the kth measurement point. The transfer function of the first measurement point with respect to F k (t) is shown. The transfer function H 1, k (f) converts F k (t) and A 1 (t) to F k (f) and A 1 (f), respectively, and converts A 1 (f) to F k (f). Calculated by dividing by.
図3は、第1実施形態において算出される伝達関数の振幅および位相の例を示すグラフである。図3(a)から図3(d)はそれぞれ、伝達関数H1,1(f)、H1,2(f)、H1,3(f)、H1,n(f)の振幅および位相の例を示す。 FIG. 3 is a graph showing an example of the amplitude and phase of the transfer function calculated in the first embodiment. 3 (a) to 3 (d) show the amplitudes of the transfer functions H 1,1 (f), H 1,2 (f), H 1,3 (f), and H 1, n (f), respectively. An example of the phase is shown.
本実施形態の演算装置9は、伝達関数H1,1(f)、H1,2(f)、…、H1,n(f)から、コイルエンド2の固有振動モードUrを同定する。固有振動モードUrの同定方法としては、第1から第nのコイルC1〜Cnの伝達関数H1,1(f)〜H1,n(f)を第1のコイルCkの伝達関数H1,1(f)で割って固有振動モードUrを算出する簡便な方法が知られている。この方法は、実稼働モード変形法やODS法などと呼ばれる。
The
実稼働モード変形法では、伝達関数スペクトル線図のピーク値から、固有振動数frを算出することができる。さらには、伝達関数スペクトル線図のピーク値にハーフパワー法を適用することで、固有振動数frに対応するモード減衰率ζrを算出することができる。実稼働モード変形法によれば、第kのコイルCkの固有振動モード成分ukは、次の式(9)で与えられる。
このように、本実施形態の演算装置9は、伝達関数H1,1(f)、H1,2(f)、…、H1,n(f)から、コイルエンド2の固有振動モードUrを算出する。そして、本実施形態の演算装置9は、コイルエンド2の固有振動モードUrを用いて、コイルエンド2の全体の振動強度が許容可能であるか否かを診断する。固有振動モードUrによる振動強度の診断方法の詳細については後述する。
As described above, the
本実施形態によれば、第1から第nのコイルC1〜Cnの応答感度に基づいて、コイルエンド2の局所的な応答に関する振動強度を診断することができる。また、本実施形態によれば、コイルエンド2の固有振動モードUrに基づいて、コイルエンド2の全体的な応答に関する振動強度を診断することができる。よって、本実施形態によれば、コイルエンド2の診断強度を総合的に診断することが可能となる。
According to the present embodiment, the vibration intensity related to the local response of the
(1)実験モード解析
本実施形態においては、固有振動モードUrを算出する際に、実験モード解析を実行することが望ましい。この場合、固有振動モードUrは、伝達関数H1,1(f)、H1,2(f)、…、H1,n(f)のカーブフィットにより算出される。これにより、固有振動モードUrを正確に算出することが可能となる。本実施形態の実験モード解析は例えば、演算装置9内で実験モード解析用のソフトウェアを実行することで実現可能である。
(1) In the present embodiment Experimental Modal Analysis, when calculating the natural vibration mode U r, it is desirable to perform the experimental modal analysis. In this case, the natural vibration mode Ur is calculated by curve fitting of the transfer functions H 1,1 (f), H 1,2 (f),..., H 1, n (f). As a result, the natural vibration mode Ur can be accurately calculated. The experiment mode analysis of the present embodiment can be realized, for example, by executing software for experiment mode analysis in the
実験モード解析では一般に、固有振動モードUrがモーダルマスmrで正規化され、固有振動モードUrに加えてモード減衰率ζrやモード角固有振動数ωrが算出される。モード角固有振動数ωrを2πで割れば、固有振動数frが算出される。 In general the experimental modal analysis, natural mode U r is normalized modal mass m r, natural oscillation mode U in addition to r-mode damping factor zeta r and mode angle natural frequency omega r is calculated. By dividing the mode angle natural frequency ω r by 2π, the natural frequency f r is calculated.
実験モード解析で固有振動モードUrを算出する際には、伝達関数H1,1(f)、H2,1(f)、…、Hn,1(f)を使用することが一般的である。これらの伝達関数は、第1のコイルC1に加振力F1(t)を繰り返し与え、第1から第nのコイルC1〜Cnの応答加速度A1(t)〜An(t)を順次測定することで算出可能である。この場合には、加速度ピックアップ5の設置位置を第1のコイルC1から第nのコイルCnへと順次移動させる必要があり、応答加速度の測定作業が煩雑になる。
When calculating the natural vibration mode U r in experimental modal analysis, the transfer function H 1,1 (f), H 2,1 (f), ..., common to use H n, 1 (f) It is. These transfer functions are given repeated excitation force F 1 to the first coil C 1 (t), the response acceleration A 1 (t) ~A n ( t coil C 1 -C n of the first to n ) Can be calculated sequentially. In this case, it is necessary to sequentially move the installation position of the
しかしながら、相反定理を適用すれば、伝達関数Hk,1(f)と伝達関数H1,k(f)との間には、次の式(11)の関係が成り立つ。
よって、本実施形態の実験モード解析においては、伝達関数H1,1(f)、H1,2(f)、…、H1,n(f)を使用して固有振動モードUrを算出することができる。これらの伝達関数は、第1から第nのコイルC1〜Cnに加振力F1(t)〜Fn(t)を順次与え、第1のコイルC1の応答加速度A1(t)を繰り返し測定することで算出可能である。 Therefore, in the experimental mode analysis of this embodiment, the natural vibration mode Ur is calculated using the transfer functions H 1,1 (f), H 1,2 (f),..., H 1, n (f). can do. These transfer functions sequentially apply excitation forces F 1 (t) to F n (t) to the first to n-th coils C 1 to C n , and the response acceleration A 1 (t of the first coil C 1 ) Can be calculated repeatedly.
図4は、第1実施形態において算出される固有振動モードUrの例を示すグラフである。本実施形態の実験モード解析によれば、固有振動モードUrを算出して、このようなグラフを描画することが可能となる。 Figure 4 is a graph showing an example of a natural vibration mode U r calculated in the first embodiment. According to the experimental modal analysis of the present embodiment, to calculate the natural vibration mode U r, it is possible to draw such a graph.
図4(a)〜図4(d)の固有振動モードUrはそれぞれ、4節点2直径節モード、6節点3直径節モード、8節点4直径節モード、10節点5直径節モードであると視覚的に認識することができる。
FIGS. 4 (a) each of the natural vibration mode U r of ~ Figure 4 (d), 4
一方、図4(e)と図4(f)の固有振動モードUrは、モードの種類を認識することが難しい。図4(e)では、加振点とその周囲での応答が卓越しており、加振力がコイルエンド2全体に伝播していない。そのため、図4(e) の固有振動モードUrは、局所的な固有振動モードであると考えられる。また、図4(f)の固有振動モードUrは、10節点5直径節モードに見えるが、図4(d)の固有振動モードUrと同一モードとは断定しにくい紛らわしい形態を示している。
On the other hand, natural vibration modes U r shown in FIG. 4 (e) and FIG. 4 (f) it is difficult to recognize the type of mode. In FIG. 4 (e), the excitation point and the response around it are excellent, and the excitation force is not propagated throughout the
(2)調波分析
以上のように、固有振動モードUrを実験モード解析により算出する場合、固有振動モードUrの種類を視覚的に判定することが難しい場合がある。そのため、固有振動モードUrの種類の判定を定量化することが望ましい。
(2) Harmonic Analysis As described above, when the natural vibration mode Ur is calculated by the experimental mode analysis, it may be difficult to visually determine the type of the natural vibration mode Ur . Therefore, it is desirable to quantify the determination of the type of natural vibration modes U r.
そこで、本実施形態の演算装置9は、固有振動モードUrの空間調波分析を実行する。具体的には、コイルエンド2の一円周を一周期に対応付け、固有振動モードUrに関する空間領域を時間領域に置換して、固有振動モードUrの調波分析を実行する。
Therefore, the
調波分析では、時間領域を周波数領域に変換するのが一般的である。この場合、調波分析の手法としては、高速フーリエ変換(FFT)が広く用いられている。FFTは、演算時間が短く高速で実行されるフーリエ変換の一手法である。しかしながら、FFTには、サンプル数(本実施形態ではコイル数n)が高速化のために2の乗数に限定されるという制約がある。 In harmonic analysis, the time domain is generally converted to the frequency domain. In this case, fast Fourier transform (FFT) is widely used as a harmonic analysis technique. FFT is a method of Fourier transform that is executed at a high speed with a short calculation time. However, the FFT has a restriction that the number of samples (in this embodiment, the number of coils n) is limited to a multiplier of 2 for speeding up.
一方、回転電機は3相交流を採用していることが多いため、回転電機のコイル数は6の倍数であることが一般的である。よって、回転電機の調波分析をFFTで行う場合、サンプル数を補間により2の乗数に設定する必要がある。 On the other hand, since the rotating electrical machine often employs three-phase alternating current, the number of coils of the rotating electrical machine is generally a multiple of six. Therefore, when the harmonic analysis of the rotating electrical machine is performed by FFT, it is necessary to set the number of samples to a multiplier of 2 by interpolation.
しかしながら、一般的な回転電機のコイル数は、高速化が要求される時間領域の問題での一般的なサンプル数と比べて少ない。時間領域の問題でのサンプル数は、一般に1024以上である。一方、回転電機のコイル数は、一般に多くとも120程度である。また、本実施形態の調波分析では、固有振動モードUrを励起する電磁加振力モードのモード次数が判別できれば十分なので、本実施形態の調波分析で必要となる調波係数の次数は、多くの場合、低次で十分である。 However, the number of coils of a general rotating electrical machine is smaller than the general number of samples in the time domain problem that requires high speed. The number of samples in the time domain problem is typically 1024 or more. On the other hand, the number of coils of a rotating electrical machine is generally about 120 at most. Further, the harmonic analysis of the present embodiment, since sufficient if the determination is the mode number of the electromagnetic excitation force mode to excite the natural vibration modes U r, the order of the required becomes harmonic coefficients harmonic analysis of the present embodiment In many cases, a lower order is sufficient.
このように、本実施形態の調波分析は、高速性が要求されないことが多い。よって、本実施形態の調波分析は、離散フーリエ解析により実行される。本実施形態の離散フーリエ解析では、次の式(12)、式(13)、式(14)で固有振動モードUrの調波係数が算出される。
(3)調波係数
図5は、第1実施形態において算出される調波係数Cjの例を示すグラフである。
(3) Harmonic Coefficient FIG. 5 is a graph showing an example of the harmonic coefficient C j calculated in the first embodiment.
図5(a)〜図5(f)はそれぞれ、図4(a)〜図4(f)の固有振動モードUrの調波分析結果を示しており、図4(a)〜図4(f)の固有振動モードUrを構成する調波モードの調波係数Cjを棒グラフで示している。本実施形態の演算装置9は、固有振動モードUrの調波分析により、固有振動モードUrの調波係数Cjを算出する。
5 (a) to 5 (f) show the harmonic analysis results of the natural vibration modes Ur of FIGS. 4 (a) to 4 (f), respectively. the harmonic coefficients C j of the natural oscillation mode harmonic mode constituting a U r of f) are shown in a bar graph.
図5(a)のグラフでは、2次の調波係数C2が他の調波係数Cjよりも大きい。よって、図5(a)の固有振動モードUrは、図4(a)から視覚的に認識可能なように、4節点2直径節モードであることが分かる。このように、固有振動モードUrの調波係数Cjを利用すれば、固有振動モードUrの種類を定量的に判定することができる。 In the graph of FIG. 5A, the secondary harmonic coefficient C 2 is larger than the other harmonic coefficients C j . Therefore, it can be seen that the natural vibration mode Ur of FIG. 5A is a 4-node 2-diameter node mode, as can be visually recognized from FIG. In this manner, when a harmonic coefficients C j natural oscillation modes U r, it is possible to quantitatively determine the type of natural vibration modes U r.
同様に、図5(b)のグラフでは、3次の調波係数C3が他の調波係数Cjよりも大きい。また、図5(c)のグラフでは、4次の調波係数C4が他の調波係数Cjよりも大きい。また、図5(d)のグラフでは、5次の調波係数C5が他の調波係数Cjよりも大きい。よって、図5(b)、図5(c)、図5(d)の固有振動モードUrはそれぞれ、図4(b)、図4(c)、図4(d)から視覚的に認識可能なように、6節点3直径節モード、8節点4直径節モード、10節点5直径節モードであることが分かる。 Similarly, in the graph of FIG. 5B, the third-order harmonic coefficient C 3 is larger than the other harmonic coefficients C j . In the graph of FIG. 5C, the fourth-order harmonic coefficient C 4 is larger than the other harmonic coefficients C j . In the graph of FIG. 5D, the fifth-order harmonic coefficient C 5 is larger than the other harmonic coefficients C j . Thus, FIG. 5 (b), the visually recognized from each natural oscillation modes U r is FIG. 4 (b), the FIG. 4 (c), the Figure 4 (d) of FIG. 5 (c), FIG. 5 (d) It can be seen that the 6-node 3-diameter mode, the 8-node 4-diameter mode, and the 10-node 5-diameter mode are possible.
ただし、図5(a)のグラフでは、1次の調波係数C1が、2次の調波係数C2よりは小さいものの、他の調波係数Cjよりは大きくなっている。よって、図5(a)の固有振動モードUrは、単純な4節点2直径節モードではなく、2節点1直径節モード(剛体モード)が重畳されていることが分かる。 However, in the graph of FIG. 5A, the first-order harmonic coefficient C 1 is smaller than the second-order harmonic coefficient C 2 but larger than the other harmonic coefficients C j . Thus, natural vibration modes U r in FIGS. 5 (a) is not a simple four-node second diameter section mode, it can be seen that two nodes first diameter section mode (rigid body modes) is superimposed.
また、図5(e)のグラフでは、1次の調波係数C1と2次の調波係数C2が同程度の値を有し、これらの調波係数C1、C2が他の調波係数Cjよりも大きくなっている。図5(e)の固有振動モードUrは、図4(e)では種類の認識が困難であった。しかしながら、図5(e)の固有振動モードUrは、調波分析結果からは、2節点1直径節モードと4節点2直径節モードとが混在したモードであることが分かる。
Further, in the graph of FIG. 5 (e), the first-order harmonic coefficient C 1 and the second-order harmonic coefficient C 2 have similar values, and these harmonic coefficients C 1 and C 2 are the other values. It is larger than the harmonic coefficient C j . Natural vibration modes U r in FIG. 5 (e) has been difficult to recognize the type in FIG. 4 (e). However, the natural vibration modes U r in FIG. 5 (e) from the harmonic analysis result, it can be seen two nodes first diameter section mode and a four-
また、図5(f)のグラフでは、1次、4次、5次の調波係数C1、C4、C5が他の調波係数Cjよりも大きい。図5(f)の固有振動モードUrは、図4(f)では10節点5直径節モードのように見えている。しかしながら、図5(f)の固有振動モードUrは、調波分析結果からは、2節点1直径節モード、8節点4直径節モード、および10節点5直径節モードが混在したモードであることが分かる。また、図5(f)の固有振動モードUrでは、8節点4直径節モードの割合が5節点10直径節モードの割合より多いことが分かる。
In the graph of FIG. 5F, the first, fourth, and fifth harmonic coefficients C 1 , C 4 , and C 5 are larger than the other harmonic coefficients C j . FIG natural vibration modes U r of 5 (f) is seen as shown in FIG. 4 (f) in 10
(4)振動強度の診断
以上のように、固有振動モードUrの調波分析によれば、固有振動モードUrを構成する調波モードの割合を調波係数Cjにより定量化することができる。そこで、本実施形態の演算装置9は、調波分析により算出された固有振動モードUrの調波係数Cjに基づいて、コイルエンド2の振動強度が許容可能であるか否かを診断する。
(4) As described above diagnosis of vibration intensity, according to the harmonic analysis of the natural oscillation mode U r, it is quantified by harmonic coefficients C j the ratio of the harmonic modes which constitute the natural vibration mode U r it can. Therefore, the
以下、本実施形態の回転機械は、2極タービン発電機であるとする。この場合、コイルエンド2に作用する電磁加振力Fmは、次の式(16)で表される。
式(16)は、式(6)にp=2を代入して導出される。この場合の電磁加振力モードは、図10(a)のようなモードになる。よって、この場合の電磁加振力モードは、4節点2直径節モードであり、2次調波成分(2次調波係数)を有している。 Equation (16) is derived by substituting p = 2 into Equation (6). The electromagnetic excitation force mode in this case is a mode as shown in FIG. Therefore, the electromagnetic excitation force mode in this case is a 4-node 2-diameter node mode, and has a second-order harmonic component (second-order harmonic coefficient).
コイルエンド2の電磁振動の変位Xは、次のように算出される。まず、実験モード解析から誘導されるモード運動方程式を解き、モード運動方程式の解としてモード周波数応答φrを算出する。モード運動方程式は、以下の式(17)で表される。
そして、コイルエンド2の電磁振動の変位Xは、このモード周波数応答φrと固有振動モードUrとの積を複数のモードについて重ね合わせることで算出される。コイルエンド2の電磁振動の変位Xは、以下の式(18)で表される。
モード運動方程式の右辺に注目すると、加振力の大きさはFm0・Urで決定される。内積Fm0・Urについて考察する場合、調波関数同士に直交性が成り立つことが留意される。本実施形態の電磁加振力Fmは4節点2直径節モードの分布を有するため、2次調波成分である4節点2直径節モード成分が電磁振動としてコイルエンド2に励起され、その他の調波成分(例えば6節点3直径節モード成分)は励起されない。理由は、Fm0・Urに対するその他の調波成分の寄与は、直交性により0になるからである。
When attention is paid to the right side of the mode motion equation, the magnitude of the excitation force is determined by F m0 · U r . When considering the inner product F m0 · U r , it is noted that orthogonality is established between the harmonic functions. Since having an electromagnetic excitation force F m is the 4-node second diameter section mode distribution in this embodiment, it is a second-order
よって、コイルエンド2の電磁振動の変位Xは、電磁加振周波数fmに近い固有振動数frに対応する固有振動モードUrの2次調波係数C2に依存する。例えば、この固有振動モードUrの2次調波係数C2が大きければ、コイルエンド2に4節点2直径節モードの大きな振動が発生し得る。一方、この固有振動モードUrの2次調波係数C2が小さければ、コイルエンド2に4節点2直径節モードの大きな振動は発生しない。
Therefore, the displacement X of the electromagnetic vibration of the
よって、本実施形態の演算装置9は、調波分析により算出された固有振動モードUrの調波係数Cjのうち、2次調波係数C2に基づいて、コイルエンド2の振動強度が許容可能であるか否かを診断する。
Thus, the
具体的には、演算装置9は、fL≦f≦fH(図9)の周波数範囲内の固有振動数frに対応する固有振動モードUrを特定し、この固有振動モードUrの2次調波係数C2を算出する。次に、演算装置9は、2次調波係数C2と予め設定された判定値とを比較することにより、コイルエンド2の電磁加振周波数fmに対する健全性を評価(診断)する。具体的には、2次調波係数C2が判定値以下ならば合格と判定し、コイルエンド2の振動強度は十分(許容可能)であると判定する。一方、2次調波係数C2が判定値よりも大きければ不合格と判定し、コイルエンド2の振動強度は不十分(許容不能)であると判定する。
Specifically, the
なお、本実施形態の回転機械診断方法は、極対数pが2以外のタービン発電機にも適用可能である。この場合、本実施形態の演算装置9は、固有振動モードUrの調波係数Cjのうち、電磁加振力モードの調波係数と同じ次数を有するものに基づいて、コイルエンド2の振動強度が許容可能であるか否かを診断する。すなわち、固有振動モードUrの2p次の調波係数C2pに基づいて、診断が行われる。
Note that the rotating machine diagnosis method of the present embodiment can also be applied to a turbine generator having a pole pair number p other than two. In this case, the
また、本実施形態の演算装置9は、応答感度Lrによる診断結果と、固有振動モードUrによる診断結果とを、統合して出力してもよいし、個別に出力してもよい。前者の場合、演算装置9は例えば、両方の診断結果が合格の場合にコイルエンド2の振動強度は十分と出力し、少なくとも一方の診断結果が不合格の場合にコイルエンド2の振動強度は不十分と出力する。後者の場合、演算装置9は例えば、コイルエンド2の各コイルの振動強度は合格と出力し、コイルエンド2全体の振動強度は不合格と出力する。また、後者の場合には、応答感度Lrによる第1から第nのコイルC1〜Cnの診断結果を、個々のコイルごとに出力してもよい。
In addition, the
また、本実施形態の回転機械診断装置は、振動応答として振動加速度を測定する加速度ピックアップ5、6を備えているが、代わりに、振動応答として振動速度を測定する速度計や、振動応答として振動変位を測定する変位計を備えていてもよい。
The rotating machine diagnostic apparatus of the present embodiment includes the
(5)第1実施形態の作用効果
本実施形態では、インパルスハンマー4により打撃加振されるコイルと、加速度ピックアップ5により振動測定されるコイルは一致している。この過程により、各コイルの応答感度Lrが測定(算出)される。
(5) Effects of First Embodiment In this embodiment, the coil that is struck and excited by the
一方、基準点に設置された加速度ピックアップ6は、インパルスハンマー4により打撃加振されるコイルが変わっても、同一コイルに固定されている。この過程により、基準点が設置されたコイルと打撃加振されたコイルとの相関関係を表す伝達関数が測定(算出)される。
On the other hand, the acceleration pickup 6 installed at the reference point is fixed to the same coil even if the coil to be struck by the
本実施形態では、固有振動モードUrの調波分析を実行することで、固有振動モードUrを構成する円環振動モード成分を定量化することができる。 In the present embodiment, by executing the harmonic analysis of the natural oscillation mode U r, it is possible to quantify the circular mode of vibration components constituting the natural vibration mode U r.
本実施形態によれば、2つの加速度ピックアップ5、6を使用することで、打撃加振された測定点のコイルの伝達関数と、基準点のコイルの伝達関数とを同時に測定することができる。コイルの打撃加振が第1から第nのコイルC1〜Cnを一巡すれば、各コイルの応答感度Lrと共にコイルエンド2の固有振動モードUrが測定される。
According to the present embodiment, by using the two
また、実験モード解析をコイルエンド2で実施する際には、第1のコイルC1の打撃加振を繰り返し行い、第1から第nのコイルC1〜Cnの応答加速度を順次測定することで、伝達関数H1,1(f)、H2,1(f)、…、Hn,1(f)を算出することが一般的である。この場合、インパルスハンマー4は第1のコイルC1のコイルのみを打撃する。一方、各コイルの応答感度Lrを算出するためには、第1から第nのコイルC1〜Cnの打撃加振を順次行う必要がある。よって、この場合には、応答感度Lrの測定のための打撃加振と、固有振動モードUrの測定のための打撃加振を別々に実行する必要がある。
Further, in practicing the experimental modal analysis in the
一方、本実施形態の実験モード解析では、第1から第nのコイルC1〜Cnの打撃加振を順次行い、第1のコイルC1の応答加速度を繰り返し測定することで、伝達関数H1,1(f)、H1,2(f)、…、H1,n(f)を算出する。さらに、本実施形態では、第1から第nのコイルC1〜Cnの打撃加振を順次行い、第1から第nのコイルC1〜Cnの応答加速度を順次測定することで、第1から第nのコイルC1〜Cnの応答感度Lrを算出する。よって、本実施形態によれば、応答感度Lrの測定のための打撃加振と、固有振動モードUrの測定のための打撃加振を共通化することができ、応答感度Lrと固有振動モードUrを短時間の測定作業で測定することが可能となる。 On the other hand, in the experimental mode analysis of the present embodiment, the first to nth coils C 1 to C n are sequentially subjected to striking excitation, and the response acceleration of the first coil C 1 is repeatedly measured, whereby the transfer function H 1,1 (f), H 1,2 (f),..., H 1, n (f) are calculated. Furthermore, in the present embodiment, the first to nth coils C 1 to C n are sequentially subjected to impact excitation, and the response accelerations of the first to nth coils C 1 to C n are sequentially measured, so that The response sensitivity L r of the 1st to n-th coils C 1 to C n is calculated. Therefore, according to this embodiment, the vibration striking pressure for measurement of response sensitivity L r, can be shared hitting vibration for the measurement of the natural oscillation mode U r, response sensitivity L r and the unique It is possible to measure the vibration mode Ur in a short measurement operation.
また、本実施形態によれば、固有振動モードUrの調波分析を実行することで、固有振動モードUrを構成する円環振動モード成分の調波係数Cjを求めることができる。応答感度Lrは、コイルごとの電磁振動に対する振動強度の指標となるが、電磁加振力モードの調波係数と同じ次数を有する調波係数Cjは、コイルエンド2全体の電磁振動に対する振動強度の指標となる。
Further, according to this embodiment, by executing the harmonic analysis of the natural oscillation mode U r, it can be calculated harmonic coefficient C j of circular mode of vibration components constituting the natural vibration mode U r. The response sensitivity L r is an index of the vibration intensity with respect to the electromagnetic vibration for each coil. The harmonic coefficient C j having the same order as the harmonic coefficient of the electromagnetic excitation force mode is the vibration with respect to the electromagnetic vibration of the
よって、本実施形態によれば、応答感度Lrに基づいて、コイルエンド2の局所的な振動強度を診断することができ、固有振動モードUrに基づいて、コイルエンド2の全体的な振動強度を診断することができる。よって、本実施形態によれば、コイルエンド2の診断強度を総合的に診断することが可能となる。
Therefore, according to this embodiment, based on the response sensitivity L r, local vibration strength of the
以上のように、本実施形態によれば、伝達関数Hk,kから算出される応答感度Lrと、伝達関数H1,kから算出される固有振動モードUrとを使用することで、回転機械の振動診断の正確性を向上させることが可能となる。 As described above, according to the present embodiment, by using the response sensitivity L r calculated from the transfer function H k, k and the natural vibration mode U r calculated from the transfer function H 1, k , It becomes possible to improve the accuracy of the vibration diagnosis of the rotating machine.
(第2実施形態)
図6は、第2実施形態の回転機械診断装置の構成を示す概略図である。
(Second Embodiment)
FIG. 6 is a schematic diagram illustrating the configuration of the rotating machine diagnostic apparatus according to the second embodiment.
第1実施形態の第1から第nの測定点は、コイルエンド2の同一円周上に設けられており、第1から第nの測定点の軸方向の位置(X方向の位置)はすべて同じである。別言すると、第1から第nの測定点は、同じX座標を有している。また、第1実施形態の加速度ピックアップ5、6はそれぞれ、第kの測定点と第1の測定点に設置される(図1(a))。よって、図1(a)では、加速度ピックアップ6のX方向の位置が、加速度ピックアップ5のX方向の位置と同じ位置に設定されている。
The first to n-th measurement points of the first embodiment are provided on the same circumference of the
本実施形態の第1から第nの測定点も、第1実施形態と同様に、コイルエンド2の同一円周上に設けられている。ただし、本実施形態では、加速度ピックアップ5が第kの測定点に設置されるのに対し、加速度ピックアップ6は第1の測定点よりも固定子1側に設置される(図6(a))。よって、図6(a)では、加速度ピックアップ6のX方向の位置が、加速度ピックアップ5のX方向の位置とは異なる位置に設定されている。図6(a)における加速度ピックアップ5、6の設置位置はそれぞれ、第1および第2箇所の例である。
Similarly to the first embodiment, the first to nth measurement points of the present embodiment are also provided on the same circumference of the
図7は、第2実施形態において測定される固有振動モードUrについて説明するための断面図およびグラフである。 Figure 7 is a cross-sectional view and a graph for explaining the natural vibration modes U r measured in the second embodiment.
図7(a)は、コイルエンド2におけるY方向に垂直な断面を示している。コイルエンド2の固有振動モードUrは、コイルエンド2の端部と中間部で位相が異なる円環振動モードを含む場合がある。
FIG. 7A shows a cross section of the
図7(b)は、端部と中間部で位相が同じ円環振動モードの例を示す。図7(c)は、端部と中間部で位相が異なる円環振動モードの例を示す。符号SAは、端部の断面A−Aにおけるコイルエンド2の変形を示す。符号SBは、中間部の断面B−Bにおけるコイルエンド2の変形を示す。図7(b)と図7(c)の円環振動モードは、4節点2直径節モードである。図7(b)の円環振動モードは、断面A−Aと断面B−Bで変形の方向が同じであり、同相モードと呼ばれる。図7(c)の円環振動モードは、断面A−Aと断面B−Bで変形の方向が90度ずれており、逆相モードと呼ばれる。
FIG. 7B shows an example of an annular vibration mode in which the phase is the same at the end portion and the intermediate portion. FIG. 7C shows an example of an annular vibration mode in which the phase is different between the end portion and the intermediate portion. Reference sign S A indicates a deformation of the
一方、電磁加振力モードは一般に、位相角がコイルエンド2の曲率に沿ってわずかに変化するが、ほぼ同相モードとみなせる。よって、図7(c)の円環振動モード(逆相モード)は、固有振動モードUrとして電磁加振力により励起されにくい。よって、固有振動モードUrの調波係数Cjを使用して振動診断を行う際、図7(c)の円環振動モードは使用対象から除外することが望ましい。
On the other hand, in the electromagnetic excitation force mode, the phase angle generally changes slightly along the curvature of the
本実施形態においては、加速度ピックアップ5が断面A−A上に設置され、加速度ピックアップ6が断面B−B上に設置される。よって、本実施形態の演算装置9は、伝達関数Hk,k(f)と伝達関数H1,k(f)とに基づいて、コイルエンド2の円環振動モード(固有振動モードUr)が同相モードであるか逆相であるかを判別することができる。
In the present embodiment, the
よって、本実施形態によれば、固有振動モードUrの調波係数Cjを使用して振動診断を行う際に、逆相モードの調波係数Cjを使用対象から除外することが可能となり、同相モードの調波係数Cjのみを使用して振動診断を行うことが可能となる。よって、本実施形態によれば、励起されることのない固有振動モードUrを排除して振動診断を行うことが可能となり、診断精度を向上させることが可能となる。 Therefore, according to this embodiment, when the vibration diagnostics using harmonic coefficients C j natural oscillation modes U r, it is possible to exclude harmonic coefficients C j of the reverse phase mode from use The vibration diagnosis can be performed using only the harmonic coefficient C j of the common mode. Therefore, according to this embodiment, with the exclusion of that is never excited natural oscillation modes U r it is possible to perform vibration diagnostics, it is possible to improve the diagnostic accuracy.
以上、いくつかの実施形態を説明したが、これらの実施形態は、例としてのみ提示したものであり、発明の範囲を限定することを意図したものではない。本明細書で説明した新規な装置および方法は、その他の様々な形態で実施することができる。また、本明細書で説明した装置および方法の形態に対し、発明の要旨を逸脱しない範囲内で、種々の省略、置換、変更を行うことができる。添付の特許請求の範囲およびこれに均等な範囲は、発明の範囲や要旨に含まれるこのような形態や変形例を含むように意図されている。 Although several embodiments have been described above, these embodiments are presented as examples only and are not intended to limit the scope of the invention. The novel apparatus and methods described herein can be implemented in a variety of other forms. In addition, various omissions, substitutions, and changes can be made to the forms of the apparatus and method described in the present specification without departing from the spirit of the invention. The appended claims and their equivalents are intended to include such forms and modifications as fall within the scope and spirit of the invention.
1:固定子、2:コイルエンド、3:ロードセル、
4:インパルスハンマー、5、6:加速度ピックアップ、
7:パワーユニット、8:FFTアナライザー、9:演算装置
1: Stator, 2: Coil end, 3: Load cell,
4: Impulse hammer, 5, 6: Accelerometer,
7: Power unit, 8: FFT analyzer, 9: Arithmetic unit
Claims (8)
前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第k部分の振動応答である第1振動応答を測定する第1振動応答測定部と、
前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第1部分の振動応答である第2振動応答を測定する第2振動応答測定部と、
前記第1振動応答に基づいて、前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第k部分の伝達関数である第1伝達関数を算出し、前記第2振動応答に基づいて、前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第1部分の伝達関数である第2伝達関数を算出する伝達関数算出部と、
前記第1および第2伝達関数に基づいて、前記構造物の振動強度が許容可能であるか否かを診断する診断部と、
を備える回転機械診断装置。 An excitation unit that applies an excitation force to the k-th portion (k is an integer satisfying 1 ≦ k ≦ n) of the first to n-th portions (n is an integer of 2 or more) of the structure of the rotating machine;
A first vibration response measuring unit that measures a first vibration response that is a vibration response of the k-th part with respect to an excitation force applied to the k-th part;
A second vibration response measuring unit that measures a second vibration response that is a vibration response of the first part with respect to an excitation force applied to the kth part;
Based on the first vibration response, a first transfer function, which is a transfer function of the k-th portion with respect to the excitation force applied to the k-th portion, is calculated, and based on the second vibration response, the k-th portion A transfer function calculating unit that calculates a second transfer function that is a transfer function of the first part with respect to the excitation force applied to the part;
A diagnostic unit for diagnosing whether or not the vibration intensity of the structure is acceptable based on the first and second transfer functions;
Rotating machine diagnostic device.
前記第2振動応答測定部は、前記第2振動応答を測定する際に、前記第1部分における第2箇所に設置され、
前記第2箇所の位置は、前記回転機械の軸方向の位置に関し、前記第1箇所の位置とは異なる位置に設定される、請求項1から6のいずれか1項に記載の回転機械診断装置。 The first vibration response measurement unit is installed at a first location in the k-th portion when measuring the first vibration response,
The second vibration response measurement unit is installed at a second location in the first portion when measuring the second vibration response,
The rotary machine diagnostic apparatus according to claim 1, wherein the position of the second location is set to a position different from the location of the first location with respect to the axial position of the rotary machine. .
前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第k部分の振動応答である第1振動応答を測定し、
前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第1部分の振動応答である第2振動応答を測定し、
前記第1振動応答に基づいて、前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第k部分の伝達関数である第1伝達関数を算出し、前記第2振動応答に基づいて、前記第k部分に与えられた加振力に対する前記第1部分の伝達関数である第2伝達関数を算出し、
前記第1および第2伝達関数に基づいて、前記構造物の振動強度が許容可能であるか否かを診断する、
ことを含む回転機械診断方法。 An excitation force is applied to the k-th portion (k is an integer satisfying 1 ≦ k ≦ n) among the first to n-th portions (n is an integer of 2 or more) of the structure of the rotating machine,
Measuring a first vibration response which is a vibration response of the k-th part with respect to an excitation force applied to the k-th part;
Measuring a second vibration response which is a vibration response of the first portion with respect to an excitation force applied to the k-th portion;
Based on the first vibration response, a first transfer function, which is a transfer function of the k-th portion with respect to the excitation force applied to the k-th portion, is calculated, and based on the second vibration response, the k-th portion Calculating a second transfer function which is a transfer function of the first part with respect to the excitation force applied to the part;
Diagnosing whether the vibration intensity of the structure is acceptable based on the first and second transfer functions;
Rotating machine diagnostic method.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2014194163A JP2016065773A (en) | 2014-09-24 | 2014-09-24 | Rotary machine diagnostic device and rotary machine diagnostic method |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2014194163A JP2016065773A (en) | 2014-09-24 | 2014-09-24 | Rotary machine diagnostic device and rotary machine diagnostic method |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2016065773A true JP2016065773A (en) | 2016-04-28 |
Family
ID=55804064
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2014194163A Pending JP2016065773A (en) | 2014-09-24 | 2014-09-24 | Rotary machine diagnostic device and rotary machine diagnostic method |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2016065773A (en) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
WO2019180943A1 (en) * | 2018-03-23 | 2019-09-26 | 日本電気株式会社 | Abnormality diagnosis device, abnormality diagnosis method, and computer readable recording medium |
-
2014
- 2014-09-24 JP JP2014194163A patent/JP2016065773A/en active Pending
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
WO2019180943A1 (en) * | 2018-03-23 | 2019-09-26 | 日本電気株式会社 | Abnormality diagnosis device, abnormality diagnosis method, and computer readable recording medium |
JPWO2019180943A1 (en) * | 2018-03-23 | 2021-02-25 | 日本電気株式会社 | Abnormality diagnosis device, abnormality diagnosis method, and program |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
DK2646787T3 (en) | Method for improving the provision of swing forms of a mechanical structure and uses | |
JP4869249B2 (en) | Stator core looseness diagnosis device and stator core looseness diagnosis method | |
CN106525226B (en) | Evaluation method and system based on-site vibration load recognition | |
US9146163B2 (en) | Proximity and strain sensing | |
DK2390644T3 (en) | A method and system for determining static and / or dynamic loads using the inverse dynamic calibration | |
RU2707736C2 (en) | Method of measuring and device for measuring deviations in frontal parts of stator windings | |
Shravankumar et al. | Detection of a fatigue crack in a rotor system using full-spectrum based estimation | |
Lecointe et al. | Five methods of stator natural frequency determination: case of induction and switched reluctance machines | |
Fakkaew et al. | On the vibrational dynamics of rotating thin-walled cylinders: A theoretical and experimental study utilizing active magnetic bearings | |
JP2016065773A (en) | Rotary machine diagnostic device and rotary machine diagnostic method | |
Kobusch et al. | A case study in model-based dynamic calibration of small strain gauge force transducers | |
JP5904851B2 (en) | Calibration method for tire balance inspection device and tire balance inspection device | |
Ingole et al. | Joint Stiffness Identification: a Three-Parameter Joint Model of Cantilever Beam. | |
KR101420519B1 (en) | Device and Method for Measuring dynamic characteristic of air bearing | |
Manzato et al. | A general framework for the experimental characterization of nonlinearities and its application to a laminated assembly of an electrical motor | |
Badri et al. | A method to calibrate the measured responses by MEMS accelerometers | |
Šiaudinytė et al. | Modal analysis and experimental research into improved centering–leveling devices | |
Yu et al. | A quasi-modal parameter based system identification procedure with non-proportional hysteretic damping | |
Aswin et al. | Analysis of free vibration measurement by mems accelerometer device on wind turbine blade | |
Großhauser | Experimental and numerical analysis of the modal behavior of squirrel cage rotors | |
JP2003287461A (en) | Vibration analytical method for object to be measured symmetric with respect to central axis, program for executing the same and computer-readable recording medium with recorded program | |
Santos et al. | Experimental evaluation of numerical models to represent the stiffness of laminated rotor cores in electrical machines | |
Gebrel et al. | Dynamics of a ring-type macro gyroscope under electromagnetic external actuation forces | |
Muscolo et al. | Formulation of a Transfer Function between rotor responses on a High Speed Balancing Machine and in Turbo Machinery by System Identification | |
Bucher | Transforming and separating rotating disk vibrations using a sensor array |