超臨界汽輪發電機定子股線堵塞對溫度分布的影響

管春偉，李偉力，鄭萍

(1.哈爾濱工業大學 電氣工程及自動化學院，黑龍江 哈爾濱150001;2.北京交通大學 電氣工程學院，北京100044)

0 引言

與亞臨界機組相比，超臨界機組具有煤耗低，效率高，溫室氣體排放少等優點，且機組容量愈大效益越明顯。機組容量的增大，與之配套的汽輪發電機的功率也隨之增加，所以開展大容量超臨界汽輪發電機的研究具有重要的意義。

大容量汽輪發電機定子繞組多采用水內冷，且采用空心股線和實心股線混合排列，繞組結構的復雜性增加了發電機內電磁和溫度計算的難度。與傳統繞組相比，空心股線的存在，將引起發電機定子股線渦流損耗分布的改變，進而直接影響定子溫度的變化。在發電機運行過程中，空心股線的堵塞會造成電機的局部過熱，加快主絕緣的老化，嚴重時還會將絕緣擊穿，造成發電機短路而停機。因此，1000MW超臨界汽輪發電機的電磁場和溫度場的研究對于預測電機的全局溫度分布及故障狀態下的局部溫度分布具有重要的意義。

目前，對于水內冷發電機定子空心股線堵塞情況下溫度場的相關研究較少。文獻[1－6]對發電機正常運行狀態下的溫度場進行了研究;文獻[7]采用熱網絡方法對發電機斷水持續運行30s后的溫度進行了計算;文獻[8－9]采用熱網絡方法研究了定子線棒一根空心股線的冷卻水路發生堵塞后定子溫度分布。

本文采用共軛傳熱法對發電機正常和股線堵塞故障下的定子流體場與溫度場進行了求解，在求解過程中考慮了大容量汽輪發電機空實心股線渦流損耗分布對溫度計算結果的影響。將采用有限元法得到的每根股線的渦流損耗作為溫度場熱源，減小了損耗計算不準對溫度計算結果的影響。研究了定子空心股線堵塞根數和堵塞位置對電機定子溫度分布的影響，通過不同堵塞方案下溫度結果的對比分析，提出了一種可以有效降低發電機定子最高溫度的繞組新結構。繞組采用該新結構，當發電機發生股線堵塞故障時，發電機的最高溫度較原結構明顯降低，能夠保證發電機長時間運行，為排除故障爭取了時間，也降低了由于局部溫度過高發電機停機而產生的損失。

1 1000MW超臨界汽輪發電機額定工況下定子流體場與溫度場計算分析

1 000 MW超臨界汽輪發電機采用的是水－氫－氫的冷卻方式，定子繞組采用實心股線和空心股線混合排列的方式，定子空心股線的內部通水進行冷卻，定子徑向通風溝采用氫氣冷卻。該1 000 MW汽輪發電機轉子極數為2極，額定功率1 000 MW，定子額定電流23 950 A，額定電壓27 kV，額定功率因數0.9，定子槽數42。

1 000 MW超臨界汽輪發電機定子繞組采用空心股線與實心股線混合排列的非傳統方式，為減小股線渦流，上下層股線采用不等股不等截面結構。由于渦流損耗受實心股線和空心股線排列方式的影響較大，為了更準確的計算溫度場，對發電機定子槽內上下層空心和實心股線渦流損耗進行了數值計算[10－13]，將計算得到的股線渦流損耗結果作為溫度場的熱源。

受槽內漏磁場和股線截面積大小的影響，下層股線的渦流損耗較上層股線的要低，上層實心股線電阻增大系數最大值為1.42，而位于槽口處的空心股線最大電阻增大系數為3.1，遠大于實心股線的電阻增大系數。其中上層線棒平均電阻增大系數為1.672，下層線棒平均電阻增大系數1.167，整體平均電阻增大系數為1.438。圖1為發電機每根股線的交流電阻增大系數，股線編號從槽底開始到槽口。

圖1 1 000 MW超臨界水—氫—氫汽輪發電機定子繞組電阻增大系數數值計算結果Fig.1 Resistance enhancement coefficient by using numerical method for 1 000 MW turbo-generator

考慮到電機結構的對稱性，確定了定子共軛傳熱的物理求解域模型如圖2所示。由于本文主要分析定子水內冷發電機股線堵塞狀態下定子的溫度分布，在計算過程中考慮了定子股線絕緣與排間絕緣對定子溫度分布的影響，以及空心股線冷卻能力對股線絕緣性能的影響程度，在有限元建模過程中，將定子股線絕緣、排間絕緣進行了單獨的建模處理。由于股線絕緣的尺寸較小，造成了有限元離散過程中網格數量過多，為了減小求解量，將求解區域限定在一個通風溝兩側的一個鐵心段，周向一個齒距的范圍。

圖2 1 000 MW超臨界水－氫－氫汽輪發電機定子共軛傳熱求解域Fig.2 Liquid-solid conjugate heat transfer model for 1 000 MW turbo-generator

大容量汽輪發電機熱分析涉及到流體場與溫度場的耦合求解，在求解的過程中，需要同時滿足式(1)～式(3)質量守恒方程，動量守恒方程和能量守恒方程。根據流體力學理論，對電機內的徑向通風溝的流體采用標準 k－ε方程進行描述[14－17]。

式中:ρ為流體密度，單位為 kg/m3;t為時間，單位為s;u為流體的速度矢量。

式中:F為流體受到的質量力，單位為N;p為流體壓力，單位為pa;μ為流體的粘性系數。

式中:T為溫度，單位為℃;λ為導熱系數，單位為W·m－1·K－1;c為比熱容，單位為 J·kg－1·℃－1;Sh為體積生熱率，單位為W·m－3。

采用標準湍流k－ε模型對流體進行描述，當流體不可壓縮且處于穩定流動狀態時，通用控制方程為

式中:φ、V為通用變量;Γ為擴散系數;S為源項。

在發電機流體場與溫度場求解過程中，作基本假設如下:

1)電機中流體的雷諾數很大(Re＞2 300)，流體屬于湍流，采用湍流模型對電機內流體場進行求解;

2)發電機徑向通風溝采用氫氣冷卻，根據冷卻氫氣總流量，計算得到徑向通風溝入口速度為18 m/s;

3)發電機定子繞組采用水冷卻，根據繞組入口水流量，得到進入每根空心股線的入口流速為1.5 m/s。

4)考慮到結構的對稱性，認為定子齒中心面和通風溝兩側的鐵心段中心截面為絕熱面。

5)定子股線熱源為定子繞組基本銅耗和附加損耗，齒部和軛部熱源為定子鐵損。

通過對該微分方程的邊值問題進行求解，得到了定子不同部位的流速和溫度分布。圖3為發電機徑向通風溝中心截面氫氣的流速分布。

圖3 徑向風溝中心截面處流速分布圖(m/s)Fig.3 Velocity distribution of hydrogen in ventilation duct(in m/s)

從圖3中可以看出定子通風溝最高流速為37.8 m/s，由于線棒的擾流作用，在槽底部位出現了尾流，此處的流速較低。然而，由于氫氣的密度較小，擴散性較好，尾流的區域較小，在定子外圓處，流速在周向分布已經趨于均勻。由于定子冷卻水對繞組的冷卻效果較氫氣對齒部的冷卻效果要好，繞組的絕大部分熱量由冷卻水帶走，因此正常情況下繞組的溫度較齒部的溫度要低，電機的最高溫度出現在定子齒部，最高溫度為90.4℃，如圖4所示。

圖4 1 000 MW超臨界水－氫－氫汽輪發電機額定負載定子溫度(℃)Fig.4 Stator temperature of 1 000 MW supercritical turbo-generator under rated load

圖4為發電機額定工況下定子繞組的溫度分布圖，其中圖4(b)給出了定子上下層線棒的溫度局部放大圖。由于發電機定子線棒采用兩行實心股線上面布置一行空心股線進行冷卻，因此從圖中可以看出位于空心股線處的溫度分布明顯較低。與空心股線冷卻方式不同，實心股線非直接冷卻，而是通過熱傳導的方式將熱量傳遞出去，因此溫度較空心股線的區域要高，整個繞組的溫度呈現一高一低的分布規律。

圖5為發電機主絕緣在徑向方向上內外側溫度分布圖，其中圖5(a)中主絕緣位于電機軸向鐵芯段的絕熱面處，圖5(b)中主絕緣位于電機軸向通風溝處。由于定子冷卻水的熱傳導性較好，空心股線產生的熱量大部分被冷卻水帶走，使得空心股線的溫度較低，圖中主絕緣內側溫度呈現脈動趨勢正是由于空心股線和實心股線混合排列引起的。

圖5 發電機正常運行不同位置處的絕緣溫降分布曲線(℃)Fig.5 Insulation temperature drop at different position of 1 000 MW turbo-generator

將采用數值方法計算得到的電機溫度結果與實測值進行對比，如表1所示。計算值與實測值比較接近，說明了本文計算方法的正確性。

表1 正常情況下電機溫度計算與實測結果Table 1 Calculated and test temperature results under normally conditions ℃

2 1 000 MW超臨界汽輪發電機定子空心股線堵塞情況下溫度場分析

水內冷汽輪發電機在運行過程中常發生冷卻股線堵塞的問題，造成發電機繞組局部溫度過高，嚴重時甚至停機檢修，給發電機及電網的安全運行帶來隱患。本文對定子空心股線堵塞情況下電機溫度場和流體場進行了計算，在計算過程中，定子線棒冷卻水總流量保持不變，其中的一根空心股線堵塞后，其他空心股線進水流量相應增大。定子空心股線單根堵塞后，其它空心股線的入口流速變為1.532 m/s，空心股線兩根堵塞后，其它空心股線的入口流速變為1.563 m/s。根據上述對電機槽內渦流場的計算得知，受槽內漏磁場的影響，上層線棒的渦流損耗明顯大于下層線棒的，對繞組內溫度分布的影響也較大。因此，在對空心股線堵塞情況下的溫度場計算中，只考慮了上層線棒空心股線堵塞這種較嚴重的情況，對下層空心股線堵塞后的溫度分布沒有進行計算。在計算過程中，假定發電機運行過程中發生堵塞的股線具體位置及編號如圖6所示，分析了堵塞股線不同位置對定子溫度分布的影響。

圖6 上層線棒股線堵塞不同方案分布圖Fig.6 Positions and numbers of blocked hollow strands in upper windings

認為空心股線堵塞分兩種情況，一種為上層線棒僅有一根空心股線發生堵塞，堵塞的位置分別為2號空心股線，7號空心股線和8號空心股線。另一種為上層線棒2根空心股線同時發生堵塞，堵塞的股線具體位置分別為1、2 號，3、7 號，4、7 號、5、7 號，7、8 號和8、9號，定子溫度計算結果如表2和表3所示。

定子線棒發生單根股線堵塞時，繞組溫度明顯升高，繞組的溫升變化大小與發生堵塞股線的位置密切相關。從表1可以看出，當電機正常運行時，繞組的最高溫度為79.2℃，齒部最高溫度為90.4℃。表2中，當2號、7號和8號空心股線發生堵塞時，電機繞組的最高溫度分別變為106℃，98.8℃和138℃，最高溫度出現在堵塞的空心股線位置處。由于三種堵塞情況中7號股線所在位置為4根空心股線并排，其周圍冷卻效果比2號和8號股線所在的位置要好，堵塞時溫度相對較低。而在2號和8號股線處，冷卻的股線為2根并排，因此股線周圍的冷卻效果較差，而且定子線棒最上層空心繞組的渦流損耗最大，因此8號股線發生堵塞時繞組的溫度升高最多，此時絕緣的溫度較正常情況下要高49℃。由于局部溫度過高，此種情況極易造成主絕緣的局部老化。圖7(a)為第8根股線堵塞時上層線棒溫度分布圖。

表2 單股股線堵塞時定子不同部位最高溫度(℃)Table 2 Highest temperature of different parts with single strand blocking

表3為定子上層繞組第8根和第9根股線同時堵塞時定子不同部位的溫度計算結果，圖7(b)為此種情況下上層線棒繞組溫度分布圖。從計算結果可以看出，由于最上層空心繞組受到定子槽內漏磁場的影響，會產生較大的渦流損耗，當最上面2根空心股線同時堵塞時，繞組的最高溫度能夠達到152℃，主絕緣溫度達到150℃。該1 000 MW超臨界汽輪發電機定子采用F級絕緣，當第8根和第9根股線同時發生堵塞時，電機主絕緣的溫度已經接近極限，這對電機絕緣壽命及電機的安全運行會造成嚴重影響。因此，采用這種繞組排列方式的發電機，應該避免發生上層線棒最上面兩根空心股線同時堵塞。一旦在此處兩根股線同時發生堵塞，會引起繞組局部和主絕緣溫度過高，加快絕緣老化和由于溫度分布不均引起的熱應力對絕緣造成的損害，嚴重危害電機的壽命及機組的安全運行。

表3 雙根股線堵塞上層線棒不同部件最高溫度(℃)Table 3 Highest temperature of different parts with double strands blocking

圖7 股線堵塞時定子線棒溫度分布(℃)Fig.7 Stator winding temperature with blocked hollow strands

3 定子繞組冷卻結構優化后發電機正常運行及股線堵塞后定子溫度場分析

通過上節對堵塞狀態下定子股線區域溫度的分析，發現1 000 MW超臨界汽輪發電機上層線棒第8根和第9根空心股線同時發生完全堵塞時，會造成電機股線溫度的升高，主絕緣溫度接近極限值。為此，對定子繞組重新進行了排列，采用新的結構來對電機內部進行冷卻，新結構如圖8所示。

圖8 定子繞組冷卻結構優化結構Fig.8 Optimized cooling structure of stator windings

將發電機定子繞組原結構與新結構進行對比，可以發現原結構采用的是一行空心股線和兩行實心股線混合排列的方式，繞組排布比較有規律。新結構打破了原來的比較規律化的排布方式，采用的是類似棋盤式的排布方式，空心股線不會出現在同一行，而是均勻的分布在整個繞組區域，其優勢是在正常情況下能夠使繞組的溫度分布更加趨于均勻，當發生堵塞故障時，也能夠有效降低堵塞股線的溫度。

由于定子空心股線和實心股線排列方式的改變，定子繞組附加損耗也發生了變化，通過數值方法重新計算得到了新結構下每根股線的渦流損耗，上層實心股線電阻增大系數最大值為1.37，而位于槽口處的空心股線最大電阻增大系數為3.03。其中上層股線平均電阻增大系數為1.567，下層股線平均電阻增大系數1.085，整體平均電阻增大系數為1.345。

將股線渦流損耗計算結果作為溫度場計算的熱源，對繞組結構改變后的定子流體場與溫度場進行求解，新結構額定工況下溫度分布如圖9所示。

圖9 定子空實心繞組結構化后定子溫度分布(℃)Fig.9 Stator temperature with optimized stator windings

圖9 (a)為新結構下定子區域的溫度分布，從計算結果來看，繞組排布改變后，在正常運行情況下，電機齒部溫度較原結構升高2℃。圖9(b)為定子繞組結構改變后繞組區域溫度局部放大圖，由于新結構定子空心股線與實心股線進行了交叉排列，使繞組的溫度分布更加均勻，實心股線的溫度也較原結構有所降低。

從圖8可以看出，由于棋盤式繞組排列方式，新結構繞組左右不對稱，因此左右兩側的主絕緣溫度分布也將是非對稱分布。圖10給出了新結構下主絕緣左側和右側內外表面的溫度分布。由于圖10中右側主絕緣靠近槽口位置與第11根空心股線相接觸，冷卻效果較好，而左側靠近槽口處的主絕緣與實心股線相接觸，冷卻效果較差，因此左主絕緣內側槽口處的溫度要高于右主絕緣內側的溫度，圖10(a)和(b)中橫坐標為0.14處的溫度曲線分布也解釋了這一現象。

將圖5(a)與圖10進行對比，可以看出兩種結構的發電機主絕緣內側溫度都呈現波浪狀，這是受到空心股線和實心股線混合排列的影響。橫坐標中間區域為層間絕緣，由于該處受空心股線的冷卻影響較小，因此此處溫度較高。從對比中還可以看到，圖10中，主絕緣內側的波浪線抖動程度較小，說明新結構下空實心股線的溫差較小，與繞組相接觸的主絕緣內側溫度變化較平緩，新結構更有利減小主絕緣受熱應力不均所受到的損害。

圖10 發電機定子結構優化后主絕緣溫降分布曲線(℃)Fig.10 Insulation temperature drop at different position with optimized stator windings

通過上節對原始結構發電機堵塞故障下定子溫度場的分析，發現發生單根股線堵塞時，最高溫度為138℃，出現在上層線棒距離定子槽口最近的股線上。當發生兩根股線同時堵塞時，最高溫度為152℃，為距離槽口最近的兩根股線同時堵塞時出現的。因此，定子繞組采用新結構下，在對空心股線堵塞后的溫度場進行分析時，為了減小計算量，只分析了兩種情況，分別是:圖8中第11根空心股線單根堵塞和第11和12根空心股線同時堵塞。計算后，得到兩種堵塞情況下的定子溫度分布如圖11所示。

定子繞組采用新結構后，當最上面第11根空心股線發生完全堵塞時，繞組的最高溫度為101℃，較原始結構最高溫度138℃降低了37℃。當最上面第11和12根空心股線同時發生堵塞時，繞組最高溫度為105℃，較原始結構的152℃降低了47℃，說明了在發生局部堵塞故障情況下，優化后的繞組結構能夠有效降低股線內部的溫度，遏制絕緣老化的發生。

圖11 定子繞組結構優化后繞組發生堵塞情況下定子線棒溫度分布(℃)Fig.11 Stator temperature with optimized stator windings under blocking conditions

4 結論

1)受到空心股線排列方式的影響，定子主絕緣內側溫度呈現波浪狀分布。在定子槽內絕熱面處的主絕緣，其外側溫度高于內側溫度。而位于通風溝處的主絕緣，其外側溫度低于內側溫度。通風溝處的主絕緣溫降與定子槽內絕熱面處的主絕緣溫降呈現相反的趨勢。

2)定子空心股線發生堵塞時，堵塞區域溫度明顯升高，最高溫度與股線堵塞的位置以及發生堵塞股線的數量有關系。當上層線棒單根股線堵塞時，繞組最高溫度達到138℃。當最上面兩根股線同時被堵塞時，電機繞組的最低溫度為99℃，而最高將達到150℃，應避免上層線棒最上面兩根空心股線同時堵塞情況的發生。

3)提出了一種棋盤式空心股線新結構，采用該新結構能夠使發電機在正常運行時，繞組溫度分布更均勻。當發生空心股線堵塞時，與原結構相比，繞組最高溫度可以降低47℃，有效防止股線堵塞狀態下發電機絕緣老化現象的發生。

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