王 亮，王建明，龔海峰，何 濤，陳 柱

(1.重慶理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，重慶 400054；2.重慶水輪機(jī)廠有限責(zé)任公司，重慶 400054)

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燈泡貫流式水輪發(fā)電機(jī)熱流耦合溫度場分析

王 亮1，王建明2，龔海峰1，何 濤2，陳 柱2

(1.重慶理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，重慶 400054；2.重慶水輪機(jī)廠有限責(zé)任公司，重慶 400054)

對型號為SFWG6176-36/3800的燈泡貫流式發(fā)電機(jī)溫度場，運(yùn)用傳熱學(xué)與流體力學(xué)理論，綜合考慮溫度場、流場的共同作用，進(jìn)行熱流耦合數(shù)值仿真研究。通過分析原結(jié)構(gòu)各零部件溫度場分布情況，總結(jié)了定子線圈存在局部溫度過高的原因。對比分析數(shù)值計(jì)算結(jié)果、現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)和熱路法計(jì)算結(jié)果，表明采用熱流耦合的數(shù)值計(jì)算方法是合理可行的。提出的改進(jìn)措施將定子線圈最大溫升降至67.1 K，滿足要求，為解決機(jī)組的通風(fēng)散熱問題提供方案。

熱流耦合；溫度場；通風(fēng)散熱；數(shù)值分析；燈泡貫流式水輪發(fā)電機(jī)

水輪發(fā)電機(jī)溫度場問題一直是發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)中的難題。自20世紀(jì)90年代，許多專家學(xué)者就開始利用數(shù)值計(jì)算方法來解決發(fā)電機(jī)溫度場問題。張大為等[1]利用有限元數(shù)值計(jì)算方法法對水輪發(fā)電機(jī)定子最熱段溫度場進(jìn)行了計(jì)算。張靜等[2]研究了大型水輪發(fā)電機(jī)主要部件表面散熱系數(shù)的模擬測試及計(jì)算方法?？紫榇旱萚3]采用直三棱柱單元有限元法深入研究了股線絕緣對水輪發(fā)電機(jī)定子繞組最熱段溫度的影響。J.Muggiestone等[4]考慮了復(fù)雜的電機(jī)端部通風(fēng)系統(tǒng)，提出了端部計(jì)算的等效模型，利用有限元法進(jìn)行了流場和溫度場的聯(lián)合計(jì)算。隨著近10年來計(jì)算機(jī)軟硬件水平的提高，水輪發(fā)電機(jī)溫度場的數(shù)值計(jì)算研究已經(jīng)向多物理場耦合發(fā)展。溫嘉斌等[5]對大型水輪發(fā)電機(jī)通風(fēng)系統(tǒng)以及轉(zhuǎn)子三維溫度場進(jìn)行了綜合分析，為該類型電機(jī)的熱變形及冷卻技術(shù)研究提供了理論依據(jù)。韓力等[6]通過對風(fēng)路、熱路和三維溫度場3方面的研究，對大型燈泡貫流式水輪發(fā)電機(jī)的溫升問題進(jìn)行了全面的計(jì)算分析，并利用算例驗(yàn)證了分析和計(jì)算方法的有效性。Miao Lijie等[7]為了解決電機(jī)中可能出現(xiàn)局部過熱和形變的問題，對電機(jī)內(nèi)電磁場、流體場、溫度場、變形場進(jìn)行了綜合的分析和研究。

目前，對于大型水輪發(fā)電機(jī)利用數(shù)值分析方法都能得到合理的結(jié)果，而中小型燈泡貫流式水輪發(fā)電機(jī)組空間結(jié)構(gòu)緊湊，發(fā)電機(jī)布置在燈泡體內(nèi)，且受水力設(shè)計(jì)的限制(燈泡體不能過大)，使得徑向尺寸較小，軸向尺寸較大，通風(fēng)條件尤其不佳。另外，燈泡貫流式機(jī)型直徑小、轉(zhuǎn)速低，轉(zhuǎn)子自身不能產(chǎn)生散熱冷卻所需要的風(fēng)壓，必須采用外鼓風(fēng)強(qiáng)迫循環(huán)的通風(fēng)方式。受風(fēng)路和自身結(jié)構(gòu)影響發(fā)電機(jī)軸向溫度分布不均勻，通風(fēng)散熱問題顯得尤為突出。

采用仿真模擬可以在研發(fā)階段提前了解產(chǎn)品性能，進(jìn)而提出優(yōu)化方案[8]。本文以型號為SFWG6176-36/3800的燈泡貫流式水輪發(fā)電機(jī)通風(fēng)系統(tǒng)為研究對象，借助ANSYS FLUENT數(shù)值仿真分析平臺(tái)，采用熱流耦合的數(shù)值計(jì)算方法，對定子散熱冷卻問題進(jìn)行分析計(jì)算，結(jié)合現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)結(jié)果對通風(fēng)結(jié)構(gòu)提出了局部改進(jìn)措施。為解決類似機(jī)組的通風(fēng)散熱問題提供方案。

1 理論分析

在熱源一定的情況下，水輪發(fā)電機(jī)冷卻介質(zhì)流過電機(jī)內(nèi)部將熱源所產(chǎn)生的熱量帶走，電機(jī)內(nèi)部溫度分布的優(yōu)劣就完全取決于冷卻介質(zhì)的分布[9]。由于發(fā)電機(jī)是由多種材料零部件組成，它們各自的損耗密度和冷卻強(qiáng)度差異較大，因而各部件之間有熱交換。在一定時(shí)間內(nèi)，當(dāng)發(fā)電機(jī)各部件之間及冷卻介質(zhì)之間的熱交換達(dá)到平衡時(shí)，運(yùn)行溫度就穩(wěn)定于某一數(shù)值。在運(yùn)行中，發(fā)電機(jī)各部件發(fā)熱后的熱交換一般是以熱傳導(dǎo)和熱對流的方式進(jìn)行的。

能量守恒定律表明：流進(jìn)任意體積單元中的熱量等同于流出體積單元的熱量加上體積單元中保留的熱量，保留的熱量導(dǎo)致了體積單元內(nèi)溫度的變化[10]。在守恒定律的基礎(chǔ)上結(jié)合傅里葉定律可以得到笛卡爾坐標(biāo)系下的三維穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)微分程[11]：

(1)

式中：λx、λy、λz分別為x、y、z方向上的導(dǎo)熱系數(shù)；qv為物體單位體積在單位時(shí)間內(nèi)發(fā)出的熱流量。

對于對流換熱問題，在進(jìn)行數(shù)值計(jì)算時(shí)主要是求解質(zhì)量連續(xù)性方程、動(dòng)量守恒方程以及能量守恒方程[12]：

質(zhì)量連續(xù)性方程

(2)

動(dòng)量守恒方程

(3)

能量守恒方程

(4)

式(2)～(4)中：cp為固體比定壓熱容；ρ為材料密度；λ為材料熱傳導(dǎo)系數(shù)。

1.1 發(fā)電機(jī)內(nèi)溫度場損耗分析

發(fā)電機(jī)運(yùn)行中，所有的損耗幾乎都以發(fā)熱的形式表現(xiàn)出來，其內(nèi)部的溫度場分布主要指定子和轉(zhuǎn)子區(qū)域熱源的溫度分布。定子溫度場的熱源來自于定子鐵芯和定子線圈上產(chǎn)生的損耗，表現(xiàn)為在額定電流時(shí)定子線圈的基本銅耗和附加銅耗、空載額定電壓時(shí)定子軛部和齒部的鐵耗、三次諧波在定子齒中引起的附加損耗。轉(zhuǎn)子溫度場的熱源主要來自于轉(zhuǎn)子磁極線圈的銅耗和以及分布在轉(zhuǎn)子磁極表阻尼繞組中的附加損耗。為得到發(fā)電機(jī)在運(yùn)行時(shí)定子線圈部位溫度數(shù)據(jù)，定子線圈層間墊條中部埋設(shè)有測溫元件。

所研究的SFWG6176-36/3800型燈泡貫流式水輪發(fā)電機(jī)的基本參數(shù)和損耗見表1。

表1 發(fā)電機(jī)基本參數(shù)及損耗

1.2 發(fā)電機(jī)內(nèi)流場分析

本文模擬的燈泡貫流式水輪發(fā)電機(jī)的通風(fēng)散熱系統(tǒng)示意圖如圖1所示。發(fā)電機(jī)的額定容量為7.27 MVA，額定轉(zhuǎn)速為166.7 r/min，定子通風(fēng)系統(tǒng)為鐵芯貼壁式密閉強(qiáng)迫循環(huán)空氣冷卻系統(tǒng)。發(fā)電機(jī)上游端裝設(shè)有2臺(tái)混流風(fēng)機(jī)作為通風(fēng)系統(tǒng)的壓力源，冷卻發(fā)電機(jī)的空氣從鼓風(fēng)機(jī)的出口流出，進(jìn)入發(fā)電機(jī)內(nèi)部，在電機(jī)內(nèi)不停地進(jìn)行循環(huán)，吹拂發(fā)電機(jī)發(fā)熱部分。冷卻空氣將發(fā)電機(jī)內(nèi)的大部分熱量帶到空氣冷卻器內(nèi)與水進(jìn)行熱交換后由冷卻水將熱量帶至發(fā)電機(jī)外，另一部分熱量通過鐵芯傳導(dǎo)到機(jī)座上由機(jī)座體表面?zhèn)鲗?dǎo)給河水帶走。

圖1 通風(fēng)散熱系統(tǒng)示意圖

2 數(shù)值分析

2.1 模型的簡化

在滿足計(jì)算精度、確保熱流耦合計(jì)算能得出合理的數(shù)值結(jié)果的前提下，對原物理模型做必要簡化和假設(shè)，主要包括：

1) 由于燈泡貫流式發(fā)電機(jī)本體具有周期對稱性，分析時(shí)選取360°/18局部定、轉(zhuǎn)子求解域模型。

2) 定子的發(fā)熱源自定子鐵損和銅損，主要分布在定子鐵芯和定子線圈。分析時(shí)忽略線圈槽部與端部之間的熱交換[13]，定子線圈槽部簡化為包裹著一層絕緣層的長方體形狀銅芯，不考慮線圈端部的散熱。

3) 轉(zhuǎn)子發(fā)熱主要源于勵(lì)磁繞組的銅損，主要分布在磁極線圈和極靴的表面處。由于該機(jī)組磁極線圈匝間的絕緣平均厚度僅為0.33 mm，故忽略其層間絕緣對散熱的影響，建模時(shí)轉(zhuǎn)子的磁極線圈結(jié)構(gòu)簡化為實(shí)心長方體環(huán)狀結(jié)構(gòu)。

4) 由于定、轉(zhuǎn)子是相對運(yùn)動(dòng)的，轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)會(huì)攪動(dòng)流體域的運(yùn)動(dòng)，故假設(shè)以氣隙高度的一半劃分旋轉(zhuǎn)域和靜止域模型。

5) 假設(shè)線圈、絕緣、鐵芯、導(dǎo)熱膠和機(jī)座等各零部件之間是緊密接觸相連的。

2.2 模型的建立

根據(jù)以上模型的簡化和假設(shè)，在NX三維建模軟件中，建立了如圖2(a)所示的發(fā)電機(jī)通風(fēng)散熱的幾何模型，其中：定子部分由定子鐵芯、定子線圈(含絕緣)、機(jī)座等組成；轉(zhuǎn)子部分由磁極線圈、磁極鐵芯(含磁極壓板)等部件組成。

將幾何模型導(dǎo)入ANSYS MESH網(wǎng)格劃分模塊中。鑒于發(fā)電機(jī)定轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)特征較為復(fù)雜，采用自適應(yīng)能力較強(qiáng)的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行單元?jiǎng)澐?。為了滿足計(jì)算精度要求，對定子、轉(zhuǎn)子之間的氣隙以及線圈、絕緣、導(dǎo)體部分進(jìn)行網(wǎng)格局部加密處理，最終獲得整個(gè)通風(fēng)散熱求解域的網(wǎng)格模型，如圖2(b)所示。

圖2 通風(fēng)散熱系統(tǒng)分析模型

2.3 邊界條件的設(shè)定

根據(jù)該發(fā)電機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和仿真模型的建立方法設(shè)定邊界條件：

1) 發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子外圓處在額定工況時(shí)最大線速度僅為29.4 m/s，定、轉(zhuǎn)子氣隙局部流道內(nèi)的空氣流速也遠(yuǎn)小于聲速，即馬赫數(shù)很小，故將其作為不可壓縮流體來處理。

2) 根據(jù)傳統(tǒng)計(jì)算方法判斷流動(dòng)狀態(tài)的雷諾數(shù)Re=261 226>>4 000，可知空氣的流動(dòng)為湍流流動(dòng)。

3) 由于發(fā)電機(jī)定子鐵芯為疊片式結(jié)構(gòu)，故鐵芯材料的導(dǎo)熱系數(shù)設(shè)置為各向異性，其他部件(見表2)的導(dǎo)熱系數(shù)按各向同性設(shè)置。

4) 旋轉(zhuǎn)域與靜止域相連接的邊界條件采用interface交界面，對氣隙上壁絕對速度設(shè)置為0，其他壁面為標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

5) 考慮定子線圈熱態(tài)電阻的變化，線圈上產(chǎn)生的銅耗由UDF自定義文件給定。

6) 流體域的入口為速度進(jìn)口，出口為壓力出口。

7) 發(fā)電機(jī)冷卻器出風(fēng)溫度為40 ℃，機(jī)座外壁水溫為30 ℃，環(huán)境基準(zhǔn)溫度為40 ℃。

表2 材料導(dǎo)熱系數(shù) W/(m·K)

名稱數(shù)值名稱數(shù)值硅鋼片(徑向)43.2線圈(銅芯)387.6硅鋼片(軸向)1.5機(jī)座43.2線圈絕緣0.16空氣0.02423240環(huán)氧樹脂0.35導(dǎo)熱膠0.5

2.4 分析結(jié)果

在ANSYS FLUENT分析軟件平臺(tái)上，采用RNGk-ε湍流模型，運(yùn)用SIMPLEC計(jì)算方法，對該燈泡貫流式水輪發(fā)電機(jī)定轉(zhuǎn)子通風(fēng)散熱系統(tǒng)模型進(jìn)行熱流耦合數(shù)值仿真分析，獲得空氣速度分布，定子鐵芯、定子線圈、定子線圈層間墊條中部以及轉(zhuǎn)子線圈的溫度場分布，分別如圖3、圖4所示。

圖3 流體域空氣速度分布

圖3為流體靜止域和旋轉(zhuǎn)域風(fēng)速分布，發(fā)電機(jī)運(yùn)行時(shí)，其最大速度為36.89 m/s，沿定轉(zhuǎn)子氣隙順時(shí)針方向分布。圖4所示為原結(jié)構(gòu)溫度場分布計(jì)算結(jié)果：當(dāng)發(fā)電機(jī)在額定工況運(yùn)行時(shí)，定子、定子線圈和轉(zhuǎn)子線圈整體沿發(fā)電機(jī)軸向溫度分布不均勻，最高溫度出現(xiàn)在發(fā)電機(jī)上游側(cè)，其中轉(zhuǎn)子線圈最高溫升為58.9 K，定子最高溫升為69.9 K，定子線圈層間墊條中部測溫處的溫升最高達(dá)95.1 K，溫升最高為定子線圈，達(dá)到103.3 K，遠(yuǎn)高于國家標(biāo)準(zhǔn)80 K溫升限值。其原因在于原結(jié)構(gòu)定子線圈電流密度過高并且齒部散熱不佳，因此必須對原定子結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化改造。

以上數(shù)值計(jì)算結(jié)果與傳統(tǒng)熱路法計(jì)算相比(溫升比較數(shù)據(jù)見表3)，定子鐵芯溫升最大相差35.9 K，定子線圈溫升相差49.7 K，其原因在于：熱路法計(jì)算結(jié)果為平均溫升，并不能準(zhǔn)確反映溫度場的真實(shí)分布情況。原結(jié)構(gòu)定子線圈層間墊條數(shù)值計(jì)算溫升與現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)相比僅相差2.7 K，表明分析結(jié)果與實(shí)測數(shù)據(jù)基本一致。

3 改進(jìn)措施

根據(jù)定轉(zhuǎn)子溫度場的數(shù)值計(jì)算分析，溫升最高處位于定子線圈上游側(cè)，因此在原結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，僅對定子部分通風(fēng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行局部改造，具體措施如下：

1) 在定子齒部增加5 mm×90 mm矩形軸向通風(fēng)槽(簡稱增加軸向通風(fēng)槽)，每齒布置一個(gè)，槽內(nèi)冷卻空氣將直接帶走定子部分的熱量。

2) 原結(jié)構(gòu)定子繞組電密為3.48 A/mm2，高于同類型機(jī)組，因此在上述措施的基礎(chǔ)上，增加定子線圈的截面積(簡稱增大線圈截面)，由原線圈截面積507.6 mm2增至593.45 mm2，降低定子線圈截面上的電流密度。

改造后定子處空氣速度分布、定子溫度場數(shù)值計(jì)算結(jié)果分別如圖5、圖6所示，主要零部件溫升數(shù)據(jù)見表3，定子線圈層間墊條中部溫度數(shù)據(jù)對比如圖7。定子齒部增加軸向通風(fēng)槽和增大定子線圈截面后，定子線圈最大溫升分別為79.9 K和67.1 K，與改造前相比分別降低23.4 K和36.2 K，滿足相關(guān)技術(shù)規(guī)范要求，達(dá)到預(yù)期改造目的。

圖5 改造后定子處空氣速度分布

圖6 改造后定子溫度場

圖7 層間墊條中部測溫點(diǎn)數(shù)據(jù)

K

4 結(jié)束語

本文對型號為SFWG6176-36/3800的燈泡貫流式水輪發(fā)電機(jī)定轉(zhuǎn)子溫度場進(jìn)行了熱流耦合數(shù)值仿真分析，并根據(jù)仿真結(jié)果對定子通風(fēng)散熱結(jié)構(gòu)提出了兩種優(yōu)化改進(jìn)方案，將定子線圈最大溫升降至67.1 K。仿真結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)的對比分析表明：熱流耦合仿真得到的結(jié)果與實(shí)際測量結(jié)果誤差僅為3%，在可接受的范圍內(nèi)。仿真結(jié)果能較為真實(shí)地反映出發(fā)電機(jī)內(nèi)部各部件的溫度分布，同時(shí)能為該類型發(fā)電機(jī)通風(fēng)散熱系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和改進(jìn)提供依據(jù)。

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(責(zé)任編輯 楊文青)

Heat-Fluid Coupling Temperature Distribution Analysis of the Bulb Turbine Generator

WANG Liang1，WANG Jian-ming2，GONG Hai-feng1, HE Tao2，CHEN Zhu2

(1.College of Mechanical Engineering, Chongqing University of Technology, Chongqing 400054, China; 2.Chongqing Water Turbine Works Co.,Ltd., Chongqing 400054, China)

According to the theory of heat transfer and fluid mechanics, considering the joint effect of temperature and fluid-flow field, this study analyzes the temperature distribution of a bulb turbine generator (SFWG6176-36/3800) by using heat-fluid coupling method. By Analyzing the temperature distribution of different parts of the original structure, it finds out the reason why some local temperature of the coil of stator is too high. Comparing the results of numerical analysis, measured data and classical calculation,it finds that the heat-fluid coupling temperature distribution analysis is reasonable and feasible. The proposed improvement is helpful to reduce the temperature rise of the coil of stator to 67.1K, which meets the requirement and provides a scheme for solving ventilation and heat dissipation of other bulb turbine generators.

heat-fluid coupling; temperature distribution; ventilation and heat dissipation; numerical analysis; bulb turbine generator

2016-09-08 基金項(xiàng)目：重慶市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(cstc2015jcyjA90018)

王亮(1990—)，男，碩士研究生，主要從事中小型燈泡貫流式水輪發(fā)電機(jī)溫度場研究，E-mail:myueo@126.com;王建明(1963—)，男，高級工程師，主要從事水輪發(fā)電機(jī)組產(chǎn)品設(shè)計(jì)、制造及電站成套技術(shù)研究。

王亮，王建明，龔海峰，等.燈泡貫流式水輪發(fā)電機(jī)熱流耦合溫度場分析[J].重慶理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué))，2017(5):156-161.

format：WANG Liang，WANG Jian-ming，GONG Hai-feng,et al.Heat-Fluid Coupling Temperature Distribution Analysis of the Bulb Turbine Generator[J].Journal of Chongqing University of Technology(Natural Science)，2017(5):156-161.

10.3969/j.issn.1674-8425(z).2017.05.026

TM312

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1674-8425(2017)05-0156-06