大型汽輪發(fā)電機環(huán)形引線汽堵故障分析

趙偉鐸， 劉玉新， 杜博超， 崔淑梅

(1.哈爾濱工業(yè)大學電氣工程及自動化學院，黑龍江哈爾濱150001;2.哈爾濱電氣動力裝備有限公司，黑龍江哈爾濱150001)

0 引言

大型發(fā)電機是電能的直接生產(chǎn)者，單機容量越大，經(jīng)濟性能越好，而單機容量的增大，主要依靠冷卻技術(shù)的改進［1］。現(xiàn)大型汽輪發(fā)電機普遍采用水氫氫冷卻方式，定子電樞繞組及其環(huán)形引線均采用水內(nèi)冷結(jié)構(gòu)，水路的暢通與否直接關(guān)系著機組能否實現(xiàn)安全可靠運行［2－7］。

近年來，多臺600 MW級汽輪發(fā)電機先后發(fā)生了定子環(huán)形引線水路堵塞引起的非正常停機事故，致使引線燒毀甚至整臺定子線棒報廢，造成了非常嚴重的損失［7－11］。典型的案例如A電廠和B電廠的發(fā)電機都發(fā)生過2W2相引線熔斷事故，B電廠電機還伴有W1相環(huán)形引線絕緣夾板局部碳化，對應(yīng)線棒絕緣流膠等現(xiàn)象，最終更換了14根定子線棒。

停機后檢查發(fā)現(xiàn)，兩起事故發(fā)電機的外接連通管管徑均小于設(shè)計值，且在兩根燒毀的環(huán)形引線內(nèi)并未發(fā)現(xiàn)異物與銅垢，因此定性的分析事故原因為環(huán)形引線由于水流量不足而引發(fā)了汽堵故障。迄今為止，對于汽堵故障的研究多是通過多年的實踐經(jīng)驗獲得的定性分析結(jié)論［12］，缺乏系統(tǒng)的、理論的定量分析計算，因此難以形成比較有針對性的預防措施與解決方案。

針對這一問題，本文以A電廠及B電廠事故為背景，對600 MW等級汽輪發(fā)電機環(huán)形引線汽堵燒毀故障展開研究。基于流固耦合的共軛傳熱計算方法，建立定子環(huán)形引線及其冷卻水的計算仿真模型，分析汽堵故障發(fā)生的機理，并給出有效的防護措施與建議。

1 環(huán)形引線共軛傳熱的數(shù)學模型

1.1 汽輪發(fā)電機定子冷卻水路簡介

兩起事故電機均為優(yōu)化型國產(chǎn)600 MW汽輪發(fā)電機，該型電機定子42槽上下層共84根線棒，通過位于勵端的12根環(huán)形引線連接成雙Y形接法，兩路并聯(lián)。對于每相引線水路，冷卻水從勵端匯流管進入，流過并聯(lián)的兩個支路后再與該相的主引線串聯(lián)，最后通過小匯流管返回汽端，如圖1所示。

圖1 600 MW汽輪發(fā)電機定子冷卻水路示意Fig.1 Stator water cooling circuit of 600 MW turbogenerator

檢查發(fā)現(xiàn)，A電廠存在小匯流管外接連通管內(nèi)徑由38 mm接為20 mm的安裝錯誤，而B電廠則是在外接連通管上錯誤的加裝了通徑為Φ20 mm的閥門，并且直接將外接連通管接到了汽端匯流管處。兩處安裝錯誤都導致了冷卻水流量降低，影響了散熱效果。

1.2 共軛傳熱與CFD方法

環(huán)形引線內(nèi)發(fā)生著流固共軛傳熱現(xiàn)象，即冷卻水對熱源銅管進行冷卻的同時，也受熱升溫，水溫從入口到出口沿程逐漸升高，熱邊界面上的溫度和熱流密度受到流體與壁面之間相互作用的制約，不再是已知條件［13］。因此，以往的方法無論是給定壁面溫度計算冷卻水流動，還是給定散熱系數(shù)計算銅管傳熱，都是將流體的傳熱過程與銅管的導熱過程分開，與實際情況差距較大，不能客觀反映環(huán)形引線冷卻的流動與傳熱問題。

采用計算流體力學法(computational fluid dynamic，CFD)對這類問題開展研究［14］。CFD 是建立在經(jīng)典流體動力學與數(shù)值計算方法基礎(chǔ)之上的一種離散化方法，通過計算機數(shù)值計算和圖像顯示，在時間和空間上定量地對流動進行數(shù)值模擬［15］。CFD能夠提供有效的流固共軛傳熱計算技術(shù)，在流體和固體交界面上不必施加任何邊界條件，就可以實現(xiàn)對流體區(qū)域和固體區(qū)域耦合求解導熱微分方程和流體控制方程［16－18］。

1.3 共軛傳熱的數(shù)學模型

采用CFD共軛傳熱方法進行流固耦合計算，流體區(qū)域和固體區(qū)域需要分別求解不同的方程。在固體域求解銅管的導熱微分方程，在流體區(qū)域求解冷卻流體的控制方程，在交界面上耦合交換數(shù)據(jù)，從而實現(xiàn)流場與溫度場的耦合計算。

1.3.1 固體域環(huán)形引線銅管的傳熱

環(huán)形引線由空心銅管制成，流過電流產(chǎn)生熱量，屬于常物性、有內(nèi)熱源、暫態(tài)的傳熱過程，滿足導熱微分方程為

式中:α =λ/ρc為熱擴散率;λ 為熱導率，W/(m·K);ρ 為密度，kg/m3;c為比熱，J/(kg·K)為單位體積的生成率，W/m3;τ為時間，s。

1.3.2 流體域環(huán)形引線冷卻液的流動與傳熱

環(huán)形引線內(nèi)的冷卻液流動受基本物理守恒定律的支配，研究對象為不可壓流體，滿足控制方程:

1)質(zhì)量守恒方程

式中，u為速度矢量。

2)動量守恒方程

研究對象冷卻液微元體上的體力只有重力，且z軸豎直向上，因此動量守恒方程可簡化為

式中:u、v、w 為速度矢量 u在 x、y、z方向的分量;p為流體微元體上的壓力;μ為動力粘度;g為重力加速度。

3)能量守恒方程

式中，ST為粘性耗散項。

1.3.3 流固耦合交界面的共軛傳熱

引線內(nèi)的流體冷卻液通過對流換熱帶走固體銅管產(chǎn)生的熱量，在流固耦合邊界滿足第三類邊界條件，即

式中，n為換熱表面的外法線;h為表面?zhèn)鳠嵯禂?shù);tw和tf分別為交界面和其周圍流體的溫度。

2 環(huán)形引線溫度場計算

基于ANSYS CFX軟件，對外接連通管故障接法下的環(huán)形引線溫度場進行求解，定量的分析引線燒毀事故原因。

只對兩次故障均燒毀的2W2相環(huán)形引線進行仿真分析，這是因為該相引線是所有12根引線中最長的一根，約5.5 m，且冷卻水需要從2點鐘位置逆時針流到7點鐘位置，中間要通過12點的最高位置處，因此最容易出現(xiàn)汽堵故障。建立該相引線的求解域模型及進出口邊界條件如圖2所示。

圖2 2W2相環(huán)形引線求解域模型及進出口邊界條件Fig.2 Model and inlet/outlet boundary condition of 2W2phase circular lead

采用ICEM CFD劃分網(wǎng)格，對流體控制方程在空間域上進行離散。由于環(huán)形引線管徑只有0.019 m，而軸向長度卻達到5.5 m，屬于細而長的管道流體模型，因此需要在網(wǎng)格劃分時采用六面體的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格剖分策略，軸向上節(jié)點之間距離可以適當增加，徑向上對壁面處的網(wǎng)格進行加密處理，如圖3所示，既保證了計算精確度，又節(jié)約了計算時間。

圖3 結(jié)構(gòu)網(wǎng)格剖分管道模型示意Fig.3 Structured grid of pipe model

網(wǎng)格結(jié)果如圖4所示，可見流固交界面處網(wǎng)格得到了足夠的細化。求解域共有112 176個單元，102 113個節(jié)點;Determinant和Angle 2項網(wǎng)格質(zhì)量評價分別大于0.5和45°，滿足工程計算的需求(一般認為 Determinant大于 0.2，Angle大于 18°，即符合工程計算要求)。

圖4 網(wǎng)格剖分結(jié)果Fig.4 Mesh results

對于共軛傳熱問題，首先需要定義固體域與流體域，并在固體域中設(shè)置子域加載熱源，熱源以生熱率形式給出。模型前處理及邊界條件設(shè)置如下:

1)入口:根據(jù)相關(guān)資料，錯誤接法時水流量為0.446 8 m3/h，約為設(shè)計值的一半，入口水溫45℃;

2)出口:靜壓0 Pa;

3)壁面光滑，無滑移;

4)根據(jù)環(huán)形引線的電流密度，固體子域的生熱率設(shè)為1.19×106W/m3;

5)流體側(cè)的熱導率根據(jù)流體溫度從水熱力性質(zhì)數(shù)據(jù)庫中自動插值提取，固體側(cè)的熱導率則采用給定定值的方法，這里取銅的熱導率為401 W/(m·K)。

仿真得到穩(wěn)態(tài)環(huán)形引線溫度分布如圖5所示，冷卻水沿程溫升曲線如圖6所示。

圖5 故障接法環(huán)形引線溫度分布Fig.5 Temperature distributions under fault connections

圖6 故障接法冷卻水沿程溫升Fig.6 Temperature rise of water under fault connections

結(jié)果表明，外接連通管錯接時，環(huán)形引線最熱點溫度73.34℃，冷卻水出口溫度61℃，沿程溫升16 K，約比設(shè)計溫升值增大一倍，但仍在正常范圍內(nèi)(30.5 K)，說明單獨的冷卻水流速降低引起的散熱效果變差并不足以導致引線熔斷，進一步驗證了引線內(nèi)出現(xiàn)汽堵是造成事故的主要原因。

3 環(huán)形引線汽堵故障分析

3.1 汽堵故障誘因分析

所述的汽堵故障泛指引起環(huán)形引線燒毀的全過程，實際應(yīng)分為兩個階段:氣堵和汽堵。

一般認為，環(huán)形引線冷卻水中析出的氫氣是引發(fā)氣堵的主要原因。根據(jù)相關(guān)資料，1臺600 MW發(fā)電機每天約有200L左右的氫氣通過絕緣引水管滲入定子水路，在水箱中因擴容析出，正常情況下只溶解在水路里。然而如上節(jié)所分析，在外接連通管錯接后，冷卻水溫一直高于設(shè)計值，水中將析出更多的氫氣，同時引線中冷卻水流速也降為設(shè)計值的一半，一部分氫氣不能有效地排出，首先形成氣堵;隨后冷卻水流速進一步降低，引線散熱條件變差，水溫繼續(xù)升高超過水的沸點，水汽化最終形成汽堵;汽堵后，水路完全堵塞，環(huán)形引線的散熱條件被完全破壞，最終達到銅的熔點，將環(huán)形引線熔斷，故障過程如圖7所示。

圖7 汽堵故障形成機理Fig.7 Formation mechanism of steam blockage faults

3.2 從氣堵到汽堵過程的定量仿真計算

氣堵開始形成時，水路中的氫氣會越積越多并聚集在引線頂部12點位置附近，逐漸堵塞水路。本文引入了堵塞程度表征參數(shù)η，研究氣堵程度對引線及其冷卻水溫升的影響:

η越大堵塞越嚴重，并假定氣堵位置η處處相同。這樣，決定氣堵時引線及冷卻水溫升的因素主要有:η、水流量和堵塞出現(xiàn)的位置。在A和B電廠事故中，堵塞位置相對固定，假定堵塞出現(xiàn)在距進水口150～200 cm的引線頂部位置。

由于氫氣熱導率遠小于水，因此假設(shè)堵塞處的氣體不傳熱，在建立流體域時根據(jù)η切去氣泡所占的體積，如圖8所示。這相當于冷卻水在流動過程中遇到一個固定的阻塊，導致水流量降低，并且引線的散熱面積減小。在氣泡與流體的交界面處采用O－grid網(wǎng)格剖分策略，細化邊界層的流體網(wǎng)格。

圖8 氣堵時流體域模型η=0.3Fig.8 Fluid model during steam blockage η =0.3

以環(huán)形引線的入口水壓為恒定的邊界條件，入口水溫45℃，在不同堵塞程度表征參數(shù)η下，流固共軛計算仿真結(jié)果如圖9所示，各具體數(shù)值如表1所示。

結(jié)果表明，堵塞越嚴重，引線內(nèi)冷卻水的流量和流速越小，散熱越差，引線和冷卻水的溫度越高。在堵塞處，氣泡使冷卻水流道變窄，水流速出現(xiàn)一個階躍的高值，對堵塞處的散熱產(chǎn)生影響。

圖9 氣堵時2W2環(huán)形引線及其冷卻水溫度Fig.9 Temperature of 2W2phase circular lead and its cooling water during steam blockage

對流散熱與流體的流速和散熱面積有關(guān)，當堵塞較小時，如η=0.3和η=0.5時，流速突變并不明顯，分別只增加0.5倍和1倍，此時堵塞處散熱面積減小成為決定散熱效果的主要因素，因此如圖9(b)所示，穩(wěn)態(tài)時堵塞處引線溫度會有明顯的凸起;當堵塞較嚴重時，如η=0.8和η=0.9時，堵塞處流速分別增加約5倍和8倍，此時流速的增加成為決定散熱效果的主要因素，因此如圖9(d)所示，堵塞處環(huán)形引線的溫度出現(xiàn)凹陷。

如表1所示，當氣堵程度超過0.8時，冷卻水出口處的環(huán)形引線溫度已經(jīng)超過引線主絕緣的最高允許溫度(120℃);當堵塞繼續(xù)發(fā)展η＞0.9時，水溫已超過100℃，水汽化變成蒸汽，體積急劇增加，氣堵最終發(fā)展為汽堵。

表1 氣堵時環(huán)形引線仿真結(jié)果Table 1 Simulation results of circular lead during steam blockage

3.3 汽堵故障時環(huán)形引線溫升規(guī)律研究

一旦汽堵故障發(fā)生，環(huán)形引線水內(nèi)冷條件被完全破壞，引線上產(chǎn)生的銅損熱量只能通過絕緣，由電機端部的氫氣進行對流散熱。在額定負載工況下，電機內(nèi)的氫氣風速為3.5 m/s，處于強制對流散熱，引線表面的氫氣溫度為40℃，根據(jù)空氣橫向掠過圓柱筒表面時的放熱準則，可以求得此時引線表面的對流散熱系數(shù)為70 W/(m2·K);然而，由于電機端部空間有限，引線及繞組的排列比較緊湊，因此一部分引線將處于自然對流狀態(tài)，算得此時散熱系數(shù)為14 W/(m2·K)。

利用Ansys Workbench有限元仿真平臺，取單位長度定子環(huán)形引線及其絕緣層，對汽堵故障時的環(huán)形引線進行瞬態(tài)溫度場仿真研究。熱源來自銅管的電阻損耗，電阻率與溫度的高低有關(guān)，溫度越高，電阻率越大，在相同的電流密度下，當初始溫度45℃時，環(huán)形引線銅管的生熱率為1.073×106W/m3;當達到銅的熔點1 070℃時，引線的生熱率可高達5.002×106W/m3。在強制對流與自然對流兩種邊界條件下，環(huán)形引線的最熱點溫升曲線如圖10所示。

圖10 汽堵時環(huán)形引線最熱點溫升曲線Fig.10 Temperature curve of hottest spot during steam blockage

結(jié)果表明，引線溫度幾乎線性增長，通風良好的引線約1 h后熔斷;通風不良的引線約0.5 h后熔斷。由于電機還裝有固定引線的絕緣壓板，相當于增大了引線散熱路徑上的熱阻，因此，故障熔斷時間一般小于0.5 h，幾乎所有的事故均首先由絕緣壓板處銅管開始熔斷。

4 汽堵故障的預防措施及建議

通過本文對汽堵故障的定性分析與定量計算，針對汽堵形成的原因及其現(xiàn)象，提出以下預防措施及建議:

1)環(huán)形引線的流固共軛仿真結(jié)果表明，故障時，銅管內(nèi)的水流速過低是引線及其冷卻水溫升過高的主要原因。因此，為了抑制氫氣的過量析出，從源頭上抑制氣堵，必須保證引線內(nèi)的冷卻水流速滿足設(shè)計要求，外接連通管的安裝應(yīng)嚴格按照運行規(guī)程及廠家說明書的要求，機組運行前，需按照說明書及圖紙，對冷卻水路系統(tǒng)進行全面檢查。

2)根據(jù)汽堵故障時的引線溫升計算，從出現(xiàn)異常到引線燒毀仍有接近0.5 h的時間，如能及時發(fā)現(xiàn)故障，快速采取有效的措施，仍能保證電機環(huán)形引線不至燒毀。因此，應(yīng)實時對環(huán)形引線的流量和溫度進行監(jiān)測。建議在外接連通管加裝流量監(jiān)測裝置，同時在引線水回路加裝測溫元件，特別是要對故障頻發(fā)的2w2相引線出口水溫進行監(jiān)測。

5 結(jié)論

針對兩起汽輪發(fā)電機定子環(huán)形引線汽堵燒毀事故，本文基于共軛傳熱理論對環(huán)形引線及其冷卻水進行了流固耦合研究，重點分析了汽堵故障形成的機理與過程，從定性和定量的角度解釋了故障產(chǎn)生的原因，總結(jié)了環(huán)形引線溫度變化特征與水路堵塞程度之間的對應(yīng)規(guī)律。計算及分析結(jié)果表明，外接連通管錯接后冷卻水流量過低是導致汽堵故障的直接原因，汽堵發(fā)生后約0.5 h引線開始熔斷。在此基礎(chǔ)上，提出了水路水管的安裝應(yīng)嚴格按照運行規(guī)程及加裝引線流量與溫度監(jiān)測裝置的預防措施與改進建議。

［1］ 丁舜年.大型電機的發(fā)熱與冷卻［M］.北京:科學出版社，1992.

［2］ WANG Lihui，LI Junqing，ZHANG Xiaorong.Thermal analysis on the stator of turbo-generators with hollow sub-conductor blockage［C］//International Conference on Electrical Machines and Systems，October 8 －11，2007，Seoul，Korea，2007:1080 －1083.

［3］ 李和明，李俊卿.汽輪發(fā)電機定子冷卻水路堵塞時的溫度場分析與計算［J］.中國電機工程學報，2005，25(21):166 －171.

LI Heming，LI Junqing.Analysis and calculation of turbogenerators stator temperature field on cooling circuit blocked［J］.Proceedings of the CSEE，2005，25(21):166 －171.

［4］ 李俊卿，王麗慧.汽輪發(fā)電機空心股線堵塞時定子溫度場的數(shù)值仿真［J］.中國電機工程學報，2009，29(12):70 －74.

LI Junqing，WANG Lihui.Numerical simulation of temperature field in turbo-generators stator on cooling water blockage［J］.Proceedings of the CSEE，2009，29(12):70－74.

［5］ 陳衛(wèi)勇.300MW水氫氫汽輪發(fā)電機定子線棒堵塞的處理［J］.大電機技術(shù)，2004(1):24－26.

CHEN Weiyong.The handling method of the clogged stator coil in 300MW water-hydrogen inner cooler turbogenerator［J］.Large E-lectric Machine and Hydraulic Turbine，2004(1):24 －26.

［6］ 沈文華.大型水內(nèi)冷汽輪發(fā)電機定子線棒腐蝕堵塞故障分析［J］.能源與節(jié)能，2011(5):89 －90.

SHEN Wenhua.Failure analysis of large water-cooled turbo-generator stator bar corrosion blockage［J］.Energy and Energy Conservation，2011(5):89 －90.

［7］ 劉為民.大型汽輪發(fā)電機定子線棒堵塞原因分析和處理方法的研究［D］.杭州:浙江大學，2006.

［8］ 史進淵，楊宇，孫慶，等.大型發(fā)電機故障特性規(guī)律的研究［J］.中國電機工程學報，2000，20(7):45 －48，52.

SHI Jinyuan，YANG Yu，SUN Qing，et al.Study on fault characteristics law for large capacity turbogenerators［J］.Proceedings of the CSEE，2000，20(7):45 －48，52.

［9］ 馮復生.大型汽輪發(fā)電機近年來事故原因及防范對策［J］.電網(wǎng)技術(shù)，1999，23(1):74 －78.

FENG Fusheng.Reasons of failures and accidents occurred in the stators of 300MW turbogenerators in recent years and countermeasures［J］.Power System Technology，1999，23(1):74 － 78.

［10］ 毛國光.我國大型汽輪發(fā)電機的事故及存在的質(zhì)量問題［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2000，24(11):1 －7.

MAO Guoguang.Reasons of failures occurred in large capacity turbogenerators in China［J］.Power System Technology，2000，24(11):1－7.

［11］ 曹志偉，陳云高，王啟崗.兩起660MW發(fā)電機定子環(huán)形引線燒損事故分析［J］，大電機技術(shù)，2009(6):13 －17，21.

CAO Zhiwei，CHEN Yungao，WANG Qigang.Analysis on the two burning faults of 660MW turbogenerator stator circular lead［J］.Large Electric Machine and Hydraulic Turbine，2009(6):13 －17，21.

［12］ 傅自清.大型汽輪發(fā)電機并聯(lián)環(huán)和主引線水路故障分析和預防［J］.中國電力，2007，40(8):66 －71.

FU Ziqing.Analysis and prevention of inner-cooled water system failure on parallel rings and main leads in large turbine generator［J］.Electric Power，2007，40(8):66 －71.

［13］ SHANEL M，PICKERING S.J，LAMPARD D.Conjugate heat transfer analysis of a salient pole rotor in an air cooled synchronous generator［C］//IEEE International Conference on Electric Machines and Drives，June 1 － 4，2003，Madison，2003:737－741.

［14］ BOGLIETTI A，CAVAGNINO A，STATON D，et al.Evolution and modern approaches for thermal analysis of electrical machines［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics，2009，56(3):871－882.

［15］ 王福軍.計算流體動力學分析－CFD軟件原理與應(yīng)用［M］.北京:清華大學出版社，2004.

［16］ HETTEGGER M，STREIBL B，BIRO O，et al.Measurements and simulations of the convective heat transfer coefficients on the end windings of an electrical machine［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics，2012，59(5):2299 －2308.

［17］ MARIGNETTI F，DELLI C V，COIA，Y.Design of axial flux PM synchronous machines through 3-D coupled electromagnetic thermal and fluid-dynamical finite-element analysis［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics，2008，55(10):3591－3601.

［18］ 李偉力，李守法，謝穎，等.感應(yīng)電動機定轉(zhuǎn)子全域溫度場數(shù)值計算及相關(guān)因素敏感性分析［J］.中國電機工程學報，2007，27(24):85 －91.

LI Weili，LI Shoufa，XIE Ying，et al.Stator-rotor coupled thermal field numerical calculation of induction motors and correlated factors sensitivity analysis［J］.Proceedings of the CSEE，2007，27(24):85－91.