路義萍 陰文豪 韓家德 李偉力 李俊亭 曹 文 靳慧勇

（1. 哈爾濱理工大學(xué)機(jī)械動(dòng)力學(xué)院 哈爾濱 150080）（2. 哈爾濱電機(jī)廠有限責(zé)任公司 哈爾濱 150040）

1 引言

電機(jī)最高溫升直接影響電機(jī)運(yùn)行可靠性，電機(jī)轉(zhuǎn)子通風(fēng)及溫升研究始終是國(guó)內(nèi)外研究熱點(diǎn)[1-6]。國(guó)內(nèi)電機(jī)溫升研究大多采用有限元法等方法。運(yùn)用有限體積法[7-8]，且針對(duì)汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子溫升研究較少，而且所選取的物理模型無法得出轉(zhuǎn)子較完整的軸向溫度分布規(guī)律。有限體積法的主要優(yōu)點(diǎn)是計(jì)算域內(nèi)部流體與壁面交界處的對(duì)流傳熱系數(shù)采用場(chǎng)耦合計(jì)算得到，不需采用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算。為了準(zhǔn)確分析轉(zhuǎn)子溫升，考慮轉(zhuǎn)子軸向?qū)ΨQ通風(fēng)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，在轉(zhuǎn)子半軸向段通風(fēng)道空氣量分配研究的基礎(chǔ)上，首次建立轉(zhuǎn)子端部、半軸向段本體及繞組的三維傳熱及紊流物理模型，結(jié)合工程實(shí)際確定邊界條件，利用基于有限體積法的 CFD軟件 Fluent分析端部繞組、本體軸向通風(fēng)段繞組及徑向副槽通風(fēng)段繞組的溫度分布特點(diǎn)，并據(jù)此調(diào)整通風(fēng)結(jié)構(gòu)，得到較理想的轉(zhuǎn)子通風(fēng)結(jié)構(gòu)。該計(jì)算方法及結(jié)論有益于大型電機(jī)轉(zhuǎn)子通風(fēng)冷卻設(shè)計(jì)。

2 轉(zhuǎn)子通風(fēng)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

某大型空冷汽輪發(fā)電機(jī)采用兩端通風(fēng)方式冷卻，其中轉(zhuǎn)子通風(fēng)示意圖如圖1所示?？諝饨?jīng)風(fēng)扇進(jìn)入轉(zhuǎn)子區(qū)域，部分空氣經(jīng)斜副槽，軸向流入本體中部，進(jìn)入雙排徑向通風(fēng)孔，內(nèi)部徑向冷卻轉(zhuǎn)子繞組后，從槽楔出風(fēng)孔流入氣隙；部分空氣經(jīng)轉(zhuǎn)子端部通風(fēng)道分為兩路：一部分經(jīng)轉(zhuǎn)子端部進(jìn)風(fēng)孔冷卻端部繞組，由線圈極中心線處的轉(zhuǎn)子本體大齒上的通風(fēng)槽排出；一部分經(jīng)軸向進(jìn)風(fēng)孔進(jìn)入本體，軸徑向內(nèi)部冷卻本體前端槽內(nèi)繞組，并從槽楔出風(fēng)孔流入氣隙。

圖1 轉(zhuǎn)子區(qū)域通風(fēng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Ventilation schematic diagram of rotor region

3 物理模型

某大型空冷汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子冷卻通風(fēng)包括轉(zhuǎn)子端部通風(fēng)、槽內(nèi)軸向通風(fēng)及徑向副槽通風(fēng)三部分?？紤]轉(zhuǎn)子沿環(huán)向周期性開槽及兩端對(duì)稱通風(fēng)的特點(diǎn)，取其端部繞組最長(zhǎng)的單個(gè)線圈（第8號(hào)線圈）為研究對(duì)象，分別建立端部繞組、整齒整槽半軸向段本體及繞組物理模型。端部物理模型除繞組內(nèi)部空氣冷卻外，還包括繞組兩側(cè)及繞組與轉(zhuǎn)軸間空氣外部冷卻，并布置有軸向擋塊及扇形絕緣擋塊（端部進(jìn)風(fēng)孔與軸向進(jìn)風(fēng)孔位于靠近本體端一側(cè)）；本體槽內(nèi)通風(fēng)冷卻包括軸向通風(fēng)及徑向副槽通風(fēng)兩部分，在轉(zhuǎn)子半軸向段，軸向通風(fēng)末端布置6排單徑向通風(fēng)孔，副槽通風(fēng)段布置29排雙徑向通風(fēng)孔。空氣經(jīng)位于端部的軸向進(jìn)風(fēng)孔進(jìn)入本體軸向通風(fēng)段，以及經(jīng)副槽進(jìn)入副槽通風(fēng)段，經(jīng)各自通風(fēng)孔內(nèi)部冷卻轉(zhuǎn)子本體及繞組后，從槽楔出風(fēng)孔流入氣隙。半軸向段本體及繞組局部物理模型如圖2所示，端部物理模型如圖3所示，其中該模型z坐標(biāo)軸零點(diǎn)建立在軸向通風(fēng)與徑向副槽通風(fēng)的交界面上，y坐標(biāo)零點(diǎn)位于轉(zhuǎn)軸截面圓心。為便于分析，對(duì)槽內(nèi)頂部楔下墊條到槽底墊條間的繞組標(biāo)號(hào)分別為1～12。

圖2 轉(zhuǎn)子本體局部結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Local structure schematic diagram of rotor body

圖3 轉(zhuǎn)子端部模型溫度分布云圖Fig.3 Contour of the temperature distribution of the rotor end model

4 數(shù)學(xué)模型及邊界條件

電機(jī)內(nèi)流體為不可壓縮流體，空氣流動(dòng)處于紊流狀態(tài)。在旋轉(zhuǎn)參考坐標(biāo)系下，建立包括能量守恒方程的流動(dòng)與傳熱控制方程[7,9]，湍流控制方程采用RNGk-ε兩方程形式。在計(jì)算過程中，材料物性參數(shù)為常數(shù)，即20℃時(shí)的數(shù)值。其中，匝間絕緣材料、銅線的熱導(dǎo)率λ分別為 0.16（W/（m·K）、387.6（W/（m·K））；槽楔及本體材料的熱導(dǎo)率分別202.4（W/（m·K））和 31.8（W/（m·K））。

以轉(zhuǎn)子多風(fēng)路通風(fēng)道空氣流量分配計(jì)算（邊界條件：轉(zhuǎn)子風(fēng)道入口壓力5000Pa，所有出風(fēng)孔的表壓力為零）結(jié)果為已知條件，轉(zhuǎn)子端部模型入口采用速度入口邊界條件，入口空氣流量為0.2994kg/s，結(jié)合模型入口面積0.0316m2，求得入口空氣速度為7.73m/s，入口空氣溫度采用50℃；為保證流量不變，端部各出口邊界采用各自質(zhì)量分?jǐn)?shù)的出流邊界；本體端面為端部物理模型與本體物理模型的交界面，端部各軸向出口與本體段各入口相同，均為副槽入口及軸向通風(fēng)口，空氣流速與溫度保持一致；本體段齒部?jī)蓚?cè)面采用周期性邊界；副槽軸向中心截面采用對(duì)稱邊界；各槽楔出風(fēng)口采用對(duì)應(yīng)空氣流量計(jì)算的質(zhì)量分?jǐn)?shù)的出流邊界。轉(zhuǎn)子氣隙表面采用對(duì)流耦合邊界，由于氣隙不在計(jì)算域內(nèi)，轉(zhuǎn)子外表面散熱系數(shù)按經(jīng)驗(yàn)公式[10]計(jì)算得299.83(W/(m2·K))。在空氣通道內(nèi)，所有內(nèi)部流體與壁面交界處均采用耦合對(duì)流邊界。端部所有外表面采用絕熱邊界條件，計(jì)算結(jié)果偏于安全。轉(zhuǎn)子端部繞組熱源主要來自線圈銅耗，計(jì)算得轉(zhuǎn)子銅線圈的熱源強(qiáng)度為557 796.33W/m3，本體段除銅耗外，還包括轉(zhuǎn)子表面雜散損耗，計(jì)算得分布在轉(zhuǎn)子齒部的熱源強(qiáng)度為53 070W/m3。

網(wǎng)格劃分考慮了近壁面處理方法，滿足壁面函數(shù)要求。方程組采用分離、隱式求解，針對(duì)旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，壓力速度耦合選用 SIMPLEC算法，其他方程離散采用二階迎風(fēng)格式，獲得穩(wěn)定收斂解。

5 計(jì)算結(jié)果分析

5.1 轉(zhuǎn)子端部溫度場(chǎng)分析

端部繞組冷卻主要通過通風(fēng)孔內(nèi)部冷卻及繞組間空氣外部冷卻。圖3為轉(zhuǎn)子端部繞組及外部冷卻空氣溫度分布，從端部直線段到弧段中心，繞組溫度逐漸增大，在弧段中心頂匝繞組靠近中心環(huán)附近區(qū)域，溫度最大值達(dá)到130.3℃，該溫度超出了轉(zhuǎn)子峰值溫度工程允許范圍，所以需改進(jìn)轉(zhuǎn)子端部通風(fēng)結(jié)構(gòu)，使進(jìn)入端部的空氣量增加，降低轉(zhuǎn)子端部高溫。沿端部線圈長(zhǎng)度方向最大溫差也出現(xiàn)在頂匝區(qū)域，弧段繞組沿圓周方向最大溫差約30℃，相同軸向位置繞組間的徑向溫差約 2℃。冷空氣進(jìn)入端部通風(fēng)孔后，沿著流動(dòng)方向，空氣溫度升高，從端部弧段出口流出空氣的溫度約 107℃。由于扇形絕緣擋塊及風(fēng)區(qū)擋板的布置，從端部入口進(jìn)來的冷空氣不能對(duì)弧段高溫區(qū)繞組進(jìn)行外部冷卻，擋塊兩側(cè)的空氣及繞組溫度差較顯著。繞組與轉(zhuǎn)軸間空氣沿軸向溫度變化不大，進(jìn)入副槽的空氣溫度約 51.3℃，軸向溫差為1.3℃。部分空氣經(jīng)軸向進(jìn)風(fēng)孔進(jìn)入本體，端面處各通風(fēng)孔空氣平均溫度在54.8～58.3℃。

5.2 轉(zhuǎn)子本體溫度場(chǎng)分析

圖4為轉(zhuǎn)子8號(hào)線圈半軸向段空氣流量分配計(jì)算結(jié)果，從本體端部到副槽軸向中心，其中橫坐標(biāo)1～6代表軸徑向通風(fēng)段槽楔出風(fēng)孔，其余為副槽通風(fēng)段各槽楔出風(fēng)孔。由圖可知，軸向通風(fēng)段第4個(gè)槽楔出風(fēng)孔的流量最大；副槽通風(fēng)段，隨著空氣的軸向流動(dòng)各槽楔出風(fēng)孔的空氣量逐漸增大，在副槽中心區(qū)域空氣量達(dá)到最大值，與理論分析相一致。計(jì)算時(shí)，空氣從端部流入本體時(shí)溫度及流速保持連續(xù)性，以空氣量計(jì)算結(jié)果為邊界條件，得出轉(zhuǎn)子本體半軸向段溫度分布。

圖4 8號(hào)線圈各槽楔出風(fēng)孔空氣質(zhì)量流量分布Fig.4 Air mass flow rate distribution of each wedge outlet of No.8 coil

由計(jì)算得出，轉(zhuǎn)子本體半軸向段最高溫度約114℃，最高溫度區(qū)域出現(xiàn)在軸向通風(fēng)段第3～4排徑向通風(fēng)孔間第2匝繞組區(qū)域。圖5給出了本體半軸向段徑向不同匝繞組的軸向最大溫差。由圖可知，1～3匝軸向最大溫差基本相同，第3匝繞組軸向溫差最大為29.95℃；其他每匝繞組的軸向溫差隨著旋轉(zhuǎn)半徑的增大而逐漸增大，但溫差梯度逐漸減小。

圖6為本體半軸向段軸向通風(fēng)及徑向副槽通風(fēng)區(qū)域，徑向不同匝繞組沿軸向溫度分布特點(diǎn)，圖中數(shù)字分別代表繞組匝號(hào)；橫坐標(biāo)表示從本體端部到副槽中心軸向長(zhǎng)度區(qū)域，其中z3左側(cè)表示軸向通風(fēng)段，z3右側(cè)表示徑向副槽通風(fēng)段。由圖6可知，在軸向通風(fēng)段，沿軸向流動(dòng)方向，由于空氣溫度升高，傳熱溫差變小，導(dǎo)致繞組溫度不斷升高，由于槽內(nèi)線圈為銅，導(dǎo)溫系數(shù)大，軸向熱擴(kuò)散能力非常強(qiáng)，溫度趨近一致能力強(qiáng)，使最高溫度沒有出現(xiàn)在空氣流量最小處。因?yàn)檩S向溫差不同，每匝繞組的軸向最高溫度并不在軸向同一位置處。第1～5匝繞組相同軸向位置的徑向溫差較小，從第6～12匝，繞組徑向溫差加大。軸向通風(fēng)段6個(gè)槽楔出風(fēng)口的空氣平均溫度為93.8℃，各槽楔出風(fēng)口空氣溫度距平均值的偏差范圍為-4.9～1.7℃。在徑向副槽通風(fēng)段，隨著副槽內(nèi)空氣軸向流動(dòng)，軸向繞組溫度逐漸減小，與理論分析一致。副槽通風(fēng)段的軸向溫差較軸向通風(fēng)段小，其最大溫差約 15℃；徑向最大溫差約25℃。副槽通風(fēng)段各槽楔出風(fēng)口的空氣平均溫度為78.5℃，各槽楔出風(fēng)口空氣溫度距平均值的偏差范圍為-1.7～5.6℃。由上述分析可知，軸向通風(fēng)段出口熱空氣溫度偏高，應(yīng)采用增加副槽通風(fēng)長(zhǎng)度的方法縮短軸向風(fēng)路。

圖5 本體半軸向段各匝繞組沿軸向最大溫差Fig.5 Maximum axial temperature difference of each winding among the half axial segment of rotor body

圖6 本體半軸向段繞組軸向溫度分布Fig.6 Axial temperature distribution of windings among the half length of the rotor body

5.3 轉(zhuǎn)子通風(fēng)結(jié)構(gòu)改進(jìn)后溫度分析

以上分析說明，初始方案下端部供風(fēng)量太少，軸向通風(fēng)段較長(zhǎng)；為此，經(jīng)多次通風(fēng)設(shè)計(jì)及計(jì)算，增加副槽通風(fēng)段的長(zhǎng)度，半軸向副槽通風(fēng)段布置40排徑向通風(fēng)孔，相應(yīng)減小軸向通風(fēng)段的長(zhǎng)度，降低該段出口的熱空氣溫度，提高傳熱溫差；另外，沿程阻力減小，進(jìn)風(fēng)量將增大，傳熱系數(shù)也將增加，有利于降低繞組溫度；同時(shí)，把端部進(jìn)風(fēng)孔向風(fēng)扇側(cè)前移，使空氣流入端部進(jìn)風(fēng)孔的沿程最短；采用前面敘述的溫度場(chǎng)研究方法，得到轉(zhuǎn)子端部（如圖7所示）及本體段的溫度分布（如圖8所示）。由圖7可知，轉(zhuǎn)子端部的最高溫度降低約114℃，該溫度值在工程允許范圍內(nèi)，弧段繞組沿長(zhǎng)度方向最大溫差減小約24℃。端部出風(fēng)口空氣平均溫度約86℃，在本體端面處各軸向通風(fēng)孔的空氣平均溫度在59.4～64.7℃范圍內(nèi)。本體段繞組最高溫度為106℃，如圖8所示，軸向最大溫差約22℃，主要體現(xiàn)在第2匝繞組軸向通風(fēng)段，未超出工程允許溫度范圍，均較轉(zhuǎn)子初始通風(fēng)結(jié)構(gòu)有較大改善。由圖8可知，本體段齒部高溫也出現(xiàn)在軸向通風(fēng)段，隨著空氣軸向流動(dòng)，副槽內(nèi)空氣流速不斷減小，對(duì)流換熱系數(shù)減小，副槽兩側(cè)的齒部溫度逐漸增大。軸向通風(fēng)段從各槽楔出風(fēng)孔流入氣隙的熱空氣平均溫度為82.4℃，副槽通風(fēng)段從各槽楔出風(fēng)孔流入氣隙的熱空氣平均溫度為75.5℃。與初始結(jié)構(gòu)相比，軸向通風(fēng)段各出風(fēng)孔流出的熱空氣溫度有較明顯降低。

圖7 轉(zhuǎn)子端部溫度分布云圖Fig.7 Contour of the temperature distribution of the rotor end

圖8 轉(zhuǎn)子本體段溫度分布云圖Fig.8 Contour of the temperature distribution of the rotor body

5.4 轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)數(shù)值模擬方法評(píng)價(jià)

目前，由于非線性偏微分方程求解困難，獲得轉(zhuǎn)子內(nèi)旋轉(zhuǎn)流場(chǎng)與溫度場(chǎng)及給定邊界條件的方程組的分析解是不可能的，關(guān)于 CFD商業(yè)軟件 Fluent應(yīng)用于電機(jī)溫度場(chǎng)計(jì)算的準(zhǔn)確性研究國(guó)內(nèi)外均有報(bào)道，本文在前期[7]三維局部物理模型溫度場(chǎng)計(jì)算方法并采用實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證基礎(chǔ)上，進(jìn)一步將物理模型向完整化發(fā)展，考慮目前普通計(jì)算機(jī)的計(jì)算能力，針對(duì)所研究的電機(jī)轉(zhuǎn)子8號(hào)線圈分別建立端部、半軸向本體段的三維傳熱及紊流計(jì)算模型，彌補(bǔ)了以往三維溫度場(chǎng)計(jì)算基本沒有考慮繞組軸向?qū)岬娜毕?，由于模型交界面位置距端部及本體溫度峰值位置較遠(yuǎn)，交界面處導(dǎo)熱對(duì)溫度分布的影響較小，兩模型交界面繞組存在小于5°的誤差，因此由8號(hào)線圈整體分為兩段引起的計(jì)算誤差較?。欢瞬客獗砻娼^熱假設(shè)條件下計(jì)算出的最高溫度將高于實(shí)際數(shù)值?？傮w而言，本方法考慮了轉(zhuǎn)子本體的軸向?qū)?，能預(yù)測(cè)軸向不同位置處的三維溫度分布，計(jì)算結(jié)果較理想，可為大容量發(fā)電機(jī)研發(fā)提供參考。

6 結(jié)論

本文給出了某空冷汽輪發(fā)電機(jī)多風(fēng)路轉(zhuǎn)子溫度分布的CFD物理模型及邊界條件，考慮了轉(zhuǎn)子本體的軸向?qū)?，預(yù)測(cè)了實(shí)際運(yùn)行工況下轉(zhuǎn)子端部、本體段繞組的三維溫度分布、峰值溫度及軸向溫差，指出初始通風(fēng)結(jié)構(gòu)下的峰值溫度超出允許溫度范圍；經(jīng)調(diào)整軸向通風(fēng)長(zhǎng)度及端部進(jìn)風(fēng)孔位置，得到較理想的轉(zhuǎn)子通風(fēng)結(jié)構(gòu)下的轉(zhuǎn)子端部及轉(zhuǎn)子本體半軸向段溫度分布，轉(zhuǎn)子端部最高溫約 114℃，轉(zhuǎn)子本體半軸向段最高溫度約 106℃，轉(zhuǎn)子最高溫度在允許溫度范圍內(nèi)。本文通過實(shí)際工況下轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)計(jì)算為轉(zhuǎn)子通風(fēng)設(shè)計(jì)及優(yōu)化提供參考。

[1] Taniyama Y, Kabata Y, et al. Improvement of ventilation analysis in turbine generator[J]. American Society of Mechanical Engineers of Fluids Engineering Division, 2005, 261: 605-612.

[2] Shane M, Pickering S J, Lampard D. Application of computational fluid dynamics to the cooling of salient pole electrical machines[C]. International Conference on Electrical Machines, Finland, Espoo, 2000: 338-342.

[3] Ide, Kazumasa, Hattori, Ken'ichi, Takahashi,Kazuhiko. A sophisticated maximum capacity analysis for large turbine generators considering limitation of temperature[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2005, 20(1): 166-172.

[4] 陳楠. 220MW空冷汽輪發(fā)電機(jī)的通風(fēng)及溫升[J]. 電機(jī)技術(shù), 2008(1): 52-54.

Chen Nan. Ventilation and temperature-rise of 220MW air-cooled turbine-generator[J]. Electrical Machinery Technology, 2008(1): 52-54.

[5] 劉保生，安志華，韓榮娜. 空冷汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)計(jì)算研究[J]. 上海大中型電機(jī)，2008(4)：9-11.

Liu Baosheng, An Zhihua, Han Rongna. Calculation research on rotor temperature field of air cooled turbo-generator[J]. Shanghai Medium and Large Electrical Machines, 2008(4): 9-11.

[6] 關(guān)達(dá)生，曹文. 國(guó)產(chǎn)空冷 150MW 汽輪發(fā)電機(jī)的設(shè)計(jì)特點(diǎn)[J]. 東北電力技術(shù), 2005(5): 12-15.

Guan Dasheng, Cao Wen. Design characteristics of home made 150MW air-cooled turbo-generator[J].Northeastern Electric Power Technology, 2005(5):12-15.

[7] 路義萍，李偉力，馬賢好，等. 大型空冷汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)數(shù)值模擬[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2007，27(12)：7-13.

Lu Yiping, Li Weili, Ma Xianhao, et al. Numerical simulation of temperature field in rotor of large turbo generator with air-coolant[J]. Proceedings of the CSEE, 2007, 27(12): 7-13.

[8] 路義萍，李偉力，韓家德，等. 大型汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子風(fēng)道結(jié)構(gòu)對(duì)空氣流量分配影響[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2008，23(4)：20-24.

Lu Yiping, Li Weili, Han Jiade, et al. Effect of rotor’s cooling duct geometry on air mass flow rate distribution of large turbo generator[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2008, 23(4): 20-24.

[9] Fluent Inc.. FLUENT user’s guide[M]. Fluent Inc.,2003.

[10] 魏永田，孟大偉，溫嘉斌. 電機(jī)內(nèi)熱交換[M]. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1998.