管春偉，李偉力，鄭萍

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

0 引言

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

大容量汽輪發(fā)電機(jī)定子繞組多采用水內(nèi)冷，且采用空心股線和實(shí)心股線混合排列，繞組結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性增加了發(fā)電機(jī)內(nèi)電磁和溫度計(jì)算的難度。與傳統(tǒng)繞組相比，空心股線的存在，將引起發(fā)電機(jī)定子股線渦流損耗分布的改變，進(jìn)而直接影響定子溫度的變化。在發(fā)電機(jī)運(yùn)行過(guò)程中，空心股線的堵塞會(huì)造成電機(jī)的局部過(guò)熱，加快主絕緣的老化，嚴(yán)重時(shí)還會(huì)將絕緣擊穿，造成發(fā)電機(jī)短路而停機(jī)。因此，1000MW超臨界汽輪發(fā)電機(jī)的電磁場(chǎng)和溫度場(chǎng)的研究對(duì)于預(yù)測(cè)電機(jī)的全局溫度分布及故障狀態(tài)下的局部溫度分布具有重要的意義。

目前，對(duì)于水內(nèi)冷發(fā)電機(jī)定子空心股線堵塞情況下溫度場(chǎng)的相關(guān)研究較少。文獻(xiàn)[1－6]對(duì)發(fā)電機(jī)正常運(yùn)行狀態(tài)下的溫度場(chǎng)進(jìn)行了研究;文獻(xiàn)[7]采用熱網(wǎng)絡(luò)方法對(duì)發(fā)電機(jī)斷水持續(xù)運(yùn)行30s后的溫度進(jìn)行了計(jì)算;文獻(xiàn)[8－9]采用熱網(wǎng)絡(luò)方法研究了定子線棒一根空心股線的冷卻水路發(fā)生堵塞后定子溫度分布。

本文采用共軛傳熱法對(duì)發(fā)電機(jī)正常和股線堵塞故障下的定子流體場(chǎng)與溫度場(chǎng)進(jìn)行了求解，在求解過(guò)程中考慮了大容量汽輪發(fā)電機(jī)空實(shí)心股線渦流損耗分布對(duì)溫度計(jì)算結(jié)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(chǎng)熱源，減小了損耗計(jì)算不準(zhǔn)對(duì)溫度計(jì)算結(jié)果的影響。研究了定子空心股線堵塞根數(shù)和堵塞位置對(duì)電機(jī)定子溫度分布的影響，通過(guò)不同堵塞方案下溫度結(jié)果的對(duì)比分析，提出了一種可以有效降低發(fā)電機(jī)定子最高溫度的繞組新結(jié)構(gòu)。繞組采用該新結(jié)構(gòu)，當(dāng)發(fā)電機(jī)發(fā)生股線堵塞故障時(shí)，發(fā)電機(jī)的最高溫度較原結(jié)構(gòu)明顯降低，能夠保證發(fā)電機(jī)長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行，為排除故障爭(zhēng)取了時(shí)間，也降低了由于局部溫度過(guò)高發(fā)電機(jī)停機(jī)而產(chǎn)生的損失。

1 1000MW超臨界汽輪發(fā)電機(jī)額定工況下定子流體場(chǎng)與溫度場(chǎng)計(jì)算分析

1 000 MW超臨界汽輪發(fā)電機(jī)采用的是水－氫－氫的冷卻方式，定子繞組采用實(shí)心股線和空心股線混合排列的方式，定子空心股線的內(nèi)部通水進(jìn)行冷卻，定子徑向通風(fēng)溝采用氫氣冷卻。該1 000 MW汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子極數(shù)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(shù)0.9，定子槽數(shù)42。

1 000 MW超臨界汽輪發(fā)電機(jī)定子繞組采用空心股線與實(shí)心股線混合排列的非傳統(tǒng)方式，為減小股線渦流，上下層股線采用不等股不等截面結(jié)構(gòu)。由于渦流損耗受實(shí)心股線和空心股線排列方式的影響較大，為了更準(zhǔn)確的計(jì)算溫度場(chǎng)，對(duì)發(fā)電機(jī)定子槽內(nèi)上下層空心和實(shí)心股線渦流損耗進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算[10－13]，將計(jì)算得到的股線渦流損耗結(jié)果作為溫度場(chǎng)的熱源。

受槽內(nèi)漏磁場(chǎng)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(shí)心股線電阻增大系數(shù)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(shù)為3.1，遠(yuǎn)大于實(shí)心股線的電阻增大系數(shù)。其中上層線棒平均電阻增大系數(shù)為1.672，下層線棒平均電阻增大系數(shù)1.167，整體平均電阻增大系數(shù)為1.438。圖1為發(fā)電機(jī)每根股線的交流電阻增大系數(shù)，股線編號(hào)從槽底開始到槽口。

圖1 1 000 MW超臨界水—?dú)洹獨(dú)淦啺l(fā)電機(jī)定子繞組電阻增大系數(shù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果Fig.1 Resistance enhancement coefficient by using numerical method for 1 000 MW turbo-generator

考慮到電機(jī)結(jié)構(gòu)的對(duì)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(nèi)冷發(fā)電機(jī)股線堵塞狀態(tài)下定子的溫度分布，在計(jì)算過(guò)程中考慮了定子股線絕緣與排間絕緣對(duì)定子溫度分布的影響，以及空心股線冷卻能力對(duì)股線絕緣性能的影響程度，在有限元建模過(guò)程中，將定子股線絕緣、排間絕緣進(jìn)行了單獨(dú)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(guò)程中網(wǎng)格數(shù)量過(guò)多，為了減小求解量，將求解區(qū)域限定在一個(gè)通風(fēng)溝兩側(cè)的一個(gè)鐵心段，周向一個(gè)齒距的范圍。

圖2 1 000 MW超臨界水－氫－氫汽輪發(fā)電機(jī)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(fā)電機(jī)熱分析涉及到流體場(chǎng)與溫度場(chǎng)的耦合求解，在求解的過(guò)程中，需要同時(shí)滿足式(1)～式(3)質(zhì)量守恒方程，動(dòng)量守恒方程和能量守恒方程。根據(jù)流體力學(xué)理論，對(duì)電機(jī)內(nèi)的徑向通風(fēng)溝的流體采用標(biāo)準(zhǔn) k－ε方程進(jìn)行描述[14－17]。

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

式中:F為流體受到的質(zhì)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(shù)。

式中:T為溫度，單位為℃;λ為導(dǎo)熱系數(shù)，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(biāo)準(zhǔn)湍流k－ε模型對(duì)流體進(jìn)行描述，當(dāng)流體不可壓縮且處于穩(wěn)定流動(dòng)狀態(tài)時(shí)，通用控制方程為

式中:φ、V為通用變量;Γ為擴(kuò)散系數(shù);S為源項(xiàng)。

在發(fā)電機(jī)流體場(chǎng)與溫度場(chǎng)求解過(guò)程中，作基本假設(shè)如下:

1)電機(jī)中流體的雷諾數(shù)很大(Re＞2 300)，流體屬于湍流，采用湍流模型對(duì)電機(jī)內(nèi)流體場(chǎng)進(jìn)行求解;

2)發(fā)電機(jī)徑向通風(fēng)溝采用氫氣冷卻，根據(jù)冷卻氫氣總流量，計(jì)算得到徑向通風(fēng)溝入口速度為18 m/s;

3)發(fā)電機(jī)定子繞組采用水冷卻，根據(jù)繞組入口水流量，得到進(jìn)入每根空心股線的入口流速為1.5 m/s。

4)考慮到結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，認(rèn)為定子齒中心面和通風(fēng)溝兩側(cè)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(guò)對(duì)該微分方程的邊值問(wèn)題進(jìn)行求解，得到了定子不同部位的流速和溫度分布。圖3為發(fā)電機(jī)徑向通風(fēng)溝中心截面氫氣的流速分布。

圖3 徑向風(fēng)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(fēng)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(xiàn)了尾流，此處的流速較低。然而，由于氫氣的密度較小，擴(kuò)散性較好，尾流的區(qū)域較小，在定子外圓處，流速在周向分布已經(jīng)趨于均勻。由于定子冷卻水對(duì)繞組的冷卻效果較氫氣對(duì)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(jī)的最高溫度出現(xiàn)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(fā)電機(jī)額定負(fù)載定子溫度(℃)Fig.4 Stator temperature of 1 000 MW supercritical turbo-generator under rated load

圖4為發(fā)電機(jī)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(fā)電機(jī)定子線棒采用兩行實(shí)心股線上面布置一行空心股線進(jìn)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(shí)心股線非直接冷卻，而是通過(guò)熱傳導(dǎo)的方式將熱量傳遞出去，因此溫度較空心股線的區(qū)域要高，整個(gè)繞組的溫度呈現(xiàn)一高一低的分布規(guī)律。

圖5為發(fā)電機(jī)主絕緣在徑向方向上內(nèi)外側(cè)溫度分布圖，其中圖5(a)中主絕緣位于電機(jī)軸向鐵芯段的絕熱面處，圖5(b)中主絕緣位于電機(jī)軸向通風(fēng)溝處。由于定子冷卻水的熱傳導(dǎo)性較好，空心股線產(chǎn)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(nèi)側(cè)溫度呈現(xiàn)脈動(dòng)趨勢(shì)正是由于空心股線和實(shí)心股線混合排列引起的。

圖5 發(fā)電機(jī)正常運(yùn)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(shù)值方法計(jì)算得到的電機(jī)溫度結(jié)果與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，如表1所示。計(jì)算值與實(shí)測(cè)值比較接近，說(shuō)明了本文計(jì)算方法的正確性。

表1 正常情況下電機(jī)溫度計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果Table 1 Calculated and test temperature results under normally conditions ℃

2 1 000 MW超臨界汽輪發(fā)電機(jī)定子空心股線堵塞情況下溫度場(chǎng)分析

水內(nèi)冷汽輪發(fā)電機(jī)在運(yùn)行過(guò)程中常發(fā)生冷卻股線堵塞的問(wèn)題，造成發(fā)電機(jī)繞組局部溫度過(guò)高，嚴(yán)重時(shí)甚至停機(jī)檢修，給發(fā)電機(jī)及電網(wǎng)的安全運(yùn)行帶來(lái)隱患。本文對(duì)定子空心股線堵塞情況下電機(jī)溫度場(chǎng)和流體場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算，在計(jì)算過(guò)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(jìn)水流量相應(yīng)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?yōu)?.532 m/s，空心股線兩根堵塞后，其它空心股線的入口流速變?yōu)?.563 m/s。根據(jù)上述對(duì)電機(jī)槽內(nèi)渦流場(chǎng)的計(jì)算得知，受槽內(nèi)漏磁場(chǎng)的影響，上層線棒的渦流損耗明顯大于下層線棒的，對(duì)繞組內(nèi)溫度分布的影響也較大。因此，在對(duì)空心股線堵塞情況下的溫度場(chǎng)計(jì)算中，只考慮了上層線棒空心股線堵塞這種較嚴(yán)重的情況，對(duì)下層空心股線堵塞后的溫度分布沒有進(jìn)行計(jì)算。在計(jì)算過(guò)程中，假定發(fā)電機(jī)運(yùn)行過(guò)程中發(fā)生堵塞的股線具體位置及編號(hào)如圖6所示，分析了堵塞股線不同位置對(duì)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(rèn)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(fā)生堵塞，堵塞的位置分別為2號(hào)空心股線，7號(hào)空心股線和8號(hào)空心股線。另一種為上層線棒2根空心股線同時(shí)發(fā)生堵塞，堵塞的股線具體位置分別為1、2 號(hào)，3、7 號(hào)，4、7 號(hào)、5、7 號(hào)，7、8 號(hào)和8、9號(hào)，定子溫度計(jì)算結(jié)果如表2和表3所示。

定子線棒發(fā)生單根股線堵塞時(shí)，繞組溫度明顯升高，繞組的溫升變化大小與發(fā)生堵塞股線的位置密切相關(guān)。從表1可以看出，當(dāng)電機(jī)正常運(yùn)行時(shí)，繞組的最高溫度為79.2℃，齒部最高溫度為90.4℃。表2中，當(dāng)2號(hào)、7號(hào)和8號(hào)空心股線發(fā)生堵塞時(shí)，電機(jī)繞組的最高溫度分別變?yōu)?06℃，98.8℃和138℃，最高溫度出現(xiàn)在堵塞的空心股線位置處。由于三種堵塞情況中7號(hào)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(hào)和8號(hào)股線所在的位置要好，堵塞時(shí)溫度相對(duì)較低。而在2號(hào)和8號(hào)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(hào)股線發(fā)生堵塞時(shí)繞組的溫度升高最多，此時(shí)絕緣的溫度較正常情況下要高49℃。由于局部溫度過(guò)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(shí)上層線棒溫度分布圖。

表2 單股股線堵塞時(shí)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(shí)堵塞時(shí)定子不同部位的溫度計(jì)算結(jié)果，圖7(b)為此種情況下上層線棒繞組溫度分布圖。從計(jì)算結(jié)果可以看出，由于最上層空心繞組受到定子槽內(nèi)漏磁場(chǎng)的影響，會(huì)產(chǎn)生較大的渦流損耗，當(dāng)最上面2根空心股線同時(shí)堵塞時(shí)，繞組的最高溫度能夠達(dá)到152℃，主絕緣溫度達(dá)到150℃。該1 000 MW超臨界汽輪發(fā)電機(jī)定子采用F級(jí)絕緣，當(dāng)?shù)?根和第9根股線同時(shí)發(fā)生堵塞時(shí)，電機(jī)主絕緣的溫度已經(jīng)接近極限，這對(duì)電機(jī)絕緣壽命及電機(jī)的安全運(yùn)行會(huì)造成嚴(yán)重影響。因此，采用這種繞組排列方式的發(fā)電機(jī)，應(yīng)該避免發(fā)生上層線棒最上面兩根空心股線同時(shí)堵塞。一旦在此處兩根股線同時(shí)發(fā)生堵塞，會(huì)引起繞組局部和主絕緣溫度過(guò)高，加快絕緣老化和由于溫度分布不均引起的熱應(yīng)力對(duì)絕緣造成的損害，嚴(yán)重危害電機(jī)的壽命及機(jī)組的安全運(yùn)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(shí)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(jié)構(gòu)優(yōu)化后發(fā)電機(jī)正常運(yùn)行及股線堵塞后定子溫度場(chǎng)分析

通過(guò)上節(jié)對(duì)堵塞狀態(tài)下定子股線區(qū)域溫度的分析，發(fā)現(xiàn)1 000 MW超臨界汽輪發(fā)電機(jī)上層線棒第8根和第9根空心股線同時(shí)發(fā)生完全堵塞時(shí)，會(huì)造成電機(jī)股線溫度的升高，主絕緣溫度接近極限值。為此，對(duì)定子繞組重新進(jìn)行了排列，采用新的結(jié)構(gòu)來(lái)對(duì)電機(jī)內(nèi)部進(jìn)行冷卻，新結(jié)構(gòu)如圖8所示。

圖8 定子繞組冷卻結(jié)構(gòu)優(yōu)化結(jié)構(gòu)Fig.8 Optimized cooling structure of stator windings

將發(fā)電機(jī)定子繞組原結(jié)構(gòu)與新結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)原結(jié)構(gòu)采用的是一行空心股線和兩行實(shí)心股線混合排列的方式，繞組排布比較有規(guī)律。新結(jié)構(gòu)打破了原來(lái)的比較規(guī)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(huì)出現(xiàn)在同一行，而是均勻的分布在整個(gè)繞組區(qū)域，其優(yōu)勢(shì)是在正常情況下能夠使繞組的溫度分布更加趨于均勻，當(dāng)發(fā)生堵塞故障時(shí)，也能夠有效降低堵塞股線的溫度。

由于定子空心股線和實(shí)心股線排列方式的改變，定子繞組附加損耗也發(fā)生了變化，通過(guò)數(shù)值方法重新計(jì)算得到了新結(jié)構(gòu)下每根股線的渦流損耗，上層實(shí)心股線電阻增大系數(shù)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(shù)為3.03。其中上層股線平均電阻增大系數(shù)為1.567，下層股線平均電阻增大系數(shù)1.085，整體平均電阻增大系數(shù)為1.345。

將股線渦流損耗計(jì)算結(jié)果作為溫度場(chǎng)計(jì)算的熱源，對(duì)繞組結(jié)構(gòu)改變后的定子流體場(chǎng)與溫度場(chǎng)進(jìn)行求解，新結(jié)構(gòu)額定工況下溫度分布如圖9所示。

圖9 定子空實(shí)心繞組結(jié)構(gòu)化后定子溫度分布(℃)Fig.9 Stator temperature with optimized stator windings

圖9 (a)為新結(jié)構(gòu)下定子區(qū)域的溫度分布，從計(jì)算結(jié)果來(lái)看，繞組排布改變后，在正常運(yùn)行情況下，電機(jī)齒部溫度較原結(jié)構(gòu)升高2℃。圖9(b)為定子繞組結(jié)構(gòu)改變后繞組區(qū)域溫度局部放大圖，由于新結(jié)構(gòu)定子空心股線與實(shí)心股線進(jìn)行了交叉排列，使繞組的溫度分布更加均勻，實(shí)心股線的溫度也較原結(jié)構(gòu)有所降低。

從圖8可以看出，由于棋盤式繞組排列方式，新結(jié)構(gòu)繞組左右不對(duì)稱，因此左右兩側(cè)的主絕緣溫度分布也將是非對(duì)稱分布。圖10給出了新結(jié)構(gòu)下主絕緣左側(cè)和右側(cè)內(nèi)外表面的溫度分布。由于圖10中右側(cè)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(cè)靠近槽口處的主絕緣與實(shí)心股線相接觸，冷卻效果較差，因此左主絕緣內(nèi)側(cè)槽口處的溫度要高于右主絕緣內(nèi)側(cè)的溫度，圖10(a)和(b)中橫坐標(biāo)為0.14處的溫度曲線分布也解釋了這一現(xiàn)象。

將圖5(a)與圖10進(jìn)行對(duì)比，可以看出兩種結(jié)構(gòu)的發(fā)電機(jī)主絕緣內(nèi)側(cè)溫度都呈現(xiàn)波浪狀，這是受到空心股線和實(shí)心股線混合排列的影響。橫坐標(biāo)中間區(qū)域?yàn)閷娱g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(duì)比中還可以看到，圖10中，主絕緣內(nèi)側(cè)的波浪線抖動(dòng)程度較小，說(shuō)明新結(jié)構(gòu)下空實(shí)心股線的溫差較小，與繞組相接觸的主絕緣內(nèi)側(cè)溫度變化較平緩，新結(jié)構(gòu)更有利減小主絕緣受熱應(yīng)力不均所受到的損害。

圖10 發(fā)電機(jī)定子結(jié)構(gòu)優(yōu)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(guò)上節(jié)對(duì)原始結(jié)構(gòu)發(fā)電機(jī)堵塞故障下定子溫度場(chǎng)的分析，發(fā)現(xiàn)發(fā)生單根股線堵塞時(shí)，最高溫度為138℃，出現(xiàn)在上層線棒距離定子槽口最近的股線上。當(dāng)發(fā)生兩根股線同時(shí)堵塞時(shí)，最高溫度為152℃，為距離槽口最近的兩根股線同時(shí)堵塞時(shí)出現(xiàn)的。因此，定子繞組采用新結(jié)構(gòu)下，在對(duì)空心股線堵塞后的溫度場(chǎng)進(jìn)行分析時(shí)，為了減小計(jì)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(shí)堵塞。計(jì)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(jié)構(gòu)后，當(dāng)最上面第11根空心股線發(fā)生完全堵塞時(shí)，繞組的最高溫度為101℃，較原始結(jié)構(gòu)最高溫度138℃降低了37℃。當(dāng)最上面第11和12根空心股線同時(shí)發(fā)生堵塞時(shí)，繞組最高溫度為105℃，較原始結(jié)構(gòu)的152℃降低了47℃，說(shuō)明了在發(fā)生局部堵塞故障情況下，優(yōu)化后的繞組結(jié)構(gòu)能夠有效降低股線內(nèi)部的溫度，遏制絕緣老化的發(fā)生。

圖11 定子繞組結(jié)構(gòu)優(yōu)化后繞組發(fā)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(jié)論

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

2)定子空心股線發(fā)生堵塞時(shí)，堵塞區(qū)域溫度明顯升高，最高溫度與股線堵塞的位置以及發(fā)生堵塞股線的數(shù)量有關(guān)系。當(dāng)上層線棒單根股線堵塞時(shí)，繞組最高溫度達(dá)到138℃。當(dāng)最上面兩根股線同時(shí)被堵塞時(shí)，電機(jī)繞組的最低溫度為99℃，而最高將達(dá)到150℃，應(yīng)避免上層線棒最上面兩根空心股線同時(shí)堵塞情況的發(fā)生。

3)提出了一種棋盤式空心股線新結(jié)構(gòu)，采用該新結(jié)構(gòu)能夠使發(fā)電機(jī)在正常運(yùn)行時(shí)，繞組溫度分布更均勻。當(dāng)發(fā)生空心股線堵塞時(shí)，與原結(jié)構(gòu)相比，繞組最高溫度可以降低47℃，有效防止股線堵塞狀態(tài)下發(fā)電機(jī)絕緣老化現(xiàn)象的發(fā)生。

[1]焦曉霞，管春偉，李偉力，等.汽輪發(fā)電機(jī)不同冷卻介質(zhì)對(duì)定子傳熱特性的影響[J].電機(jī)與控制學(xué)報(bào)，2011，15(2):54－62，70.，，，ent cooling medium in turbo-generator on stator heat transfer characteristics[J].Electric Machines and Control，2011，15(2):54 －62，70.

[2]路義萍，豐帆，王佐民，等.同步電機(jī)定子三維溫度場(chǎng)數(shù)值模擬.電機(jī)與控制學(xué)報(bào)，2012，16(3):42 －46.LU Yiping，F(xiàn)ENG Fan，WANG Zuomin，et a1.Numerical simulation of 3D temperature field for the stator of a synchronous machine[J].Electric Machines and Control，2012，16(3):42 － 46.

[3]夏海霞，李桃，倪光正.發(fā)電機(jī)通風(fēng)系統(tǒng)流場(chǎng)及轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)分析[J].電機(jī)與控制學(xué)報(bào)，2007，11(5):472 －476.XIA Haixia，LI Tao，NI Guangzheng.Analysis of ventilation field and rotor temperature field of a generator[J].Electric Machines and Control，2007，11(5):472 －476.

[4]霍菲陽(yáng)，李勇，李偉力，等.大型空冷汽輪發(fā)電機(jī)定子通風(fēng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案的計(jì)算與分析[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2010，30(6):69－75.HUO Feiyang，LI Yong，LI Weili，et a1.Calculation and analysis on stator ventilation structure of different optimum proposal in aircooled turbogenerator[J].Proceedings of the CSEE，2010，30(6):69－75.

[5]溫志偉，傅德平，顧國(guó)彪.浸潤(rùn)式混合強(qiáng)迫內(nèi)冷的蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機(jī)定子三維溫度場(chǎng)的仿真分析[J].電工電能新技術(shù)，2006，25(3):13 －17.WEN Zhiwei，F(xiàn)U Deping，GU Guobiao.Simulation of 3D temperature distribution of immersion evaporative cooling turbo-generator combined with forced inner cooling system[J].Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy，2006，25(3):13 －17.

[6]王紅宇，李和明，羅應(yīng)立，等.三峽水輪發(fā)電機(jī)全定子非線性熱—流體耦合網(wǎng)絡(luò)模型研究[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2008，28(8):136－142.WANG Hongyu，LI Heming，LUO Yingli，et al.Research on the nonlinear thermal-liquid coupled network model of whole stator of three-gorge generator[J].Proceedings of the CSEE，2008，28(8):136－142.

[7]趙昌宗.三峽水輪發(fā)電機(jī)定子線圈斷水運(yùn)行能力分析[J].東方電氣評(píng)論，2004，18(1):1 －3，14.ZHAO Changzong.Analysis of three gorges hydro generator capacity in the envent of loss of stator coil cooling water flow[J].Dongfang Electric Review，2004，18(1):1 －3，14.

[8]李俊卿，王麗慧.汽輪發(fā)電機(jī)空心股線堵塞時(shí)定子溫度場(chǎng)的數(shù)值仿真[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，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.

[9]李俊卿，李和明.汽輪發(fā)電機(jī)定子冷卻水路堵塞時(shí)的溫度場(chǎng)分析與計(jì)算[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2005，25(21):163 －168.LI Heming，LI Junqing.Analysis and calculation of turbogenerators stator temperature field on cooling circuit blocked[J].Proceedings of the CSEE，2005，25(21):163 －168.

[10]李偉力，孫宏麗，于海濤.空冷汽輪發(fā)電機(jī)定子繞組異結(jié)構(gòu)下的不飽和同步電抗、繞組內(nèi)渦流場(chǎng)與溫度場(chǎng)的計(jì)算與分析[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2011，26(2):50 －58.LI Weili，SUN Hongli，YU Haitao.Calculation and analysis of unsaturated synchronous reactance，eddy current distribution in windings and temperature field for air cooled turbo－generator with different stator windings structures[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2011，26(2):50 －58.

[11]程福秀，林金銘.現(xiàn)代電機(jī)設(shè)計(jì)[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社，1993:169－179.

[12]湯蘊(yùn)璆.電機(jī)內(nèi)的電磁場(chǎng)[M].北京:科學(xué)出版社，1998:218－219，265 －266，270 －273.

[13]謝德馨.用有限元法計(jì)算矩形槽內(nèi)載流導(dǎo)體的集膚效應(yīng)[J].哈爾濱電工學(xué)院學(xué)報(bào)，1981，4(1):7－23.XIE Dexin.Calculation of the skin effect in the current-carrying rectangular conductor with the finite element method[J].Journal of Harbin Electrician，1981，4(1):7 －23.

[14]王福軍.計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析－CFD軟件原理與應(yīng)用[M].北京:清華大學(xué)出版社，2004:7－10，120－124.

[15]章梓雄，董曾南.粘性流體力學(xué)[M].北京:清華大學(xué)出版社，1998:48－142.

[16](美)J.P.霍爾曼(J.P.Holman).傳熱學(xué)(英文版原書第 9版)[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2005:3－12，218－228.

[17]LI Junqing，LI Heming.A thermal model for the water-cooled stator bars of the synchronous generator[C]//Proceedings of 2002 International Conference on Power System Technology，October 13－17，2002，Kunming，China.2002:756－760.