國建鴻 顧國彪 傅德平 黃德書

（1.中國科學(xué)院電工研究所 北京 100080 2.上海汽輪發(fā)電機有限公司 上海 200240）

1 引言

隨著電網(wǎng)的容量愈來愈大，發(fā)電設(shè)備逐步邁向巨型化，如汽輪發(fā)電機已達到百萬千瓦級，發(fā)電設(shè)備傳統(tǒng)的冷卻技術(shù)受到嚴峻的挑戰(zhàn)，人們在優(yōu)化設(shè)計、提高工藝的同時，通過嘗試各種冷卻組合，改變冷卻介質(zhì)形成各式各樣的冷卻方式?？梢哉f發(fā)電機單機容量的增加，電機冷卻技術(shù)的提高是關(guān)鍵技術(shù)之一。汽輪發(fā)電機所采用的冷卻方式包括空冷、氫冷、水冷、油冷及蒸發(fā)冷卻[1-4]?？绽洹淅?、水冷技術(shù)均為早期國外引進技術(shù)后優(yōu)化設(shè)計，是很成熟技術(shù)，為解決水內(nèi)冷、氫冷存在的安全隱患問題，同時繼承液冷方式有效帶走熱能的優(yōu)點，美、日、俄等國相繼開展了將相變原理應(yīng)用于大型發(fā)電設(shè)備中的研究，并取得了一定的理論成果，但至今沒有成熟的運行產(chǎn)品。

中科院電工所20世紀(jì)50年代開始蒸發(fā)冷卻技術(shù)研究，已經(jīng)成功研制多臺蒸發(fā)冷卻水輪發(fā)電機，最大單機容量為三峽840MW機組，通過72小時試運行，50MW蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機組運行了十年，證明了蒸發(fā)冷卻電機運行的安全可靠性[5-7]。本文依據(jù)兩相流與傳熱理論，采用有限元方法對 330MW級蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機對定子三維溫度場進行數(shù)值計算，給出了在發(fā)電機溫度場求解域中的溫度分布規(guī)律。將計算結(jié)果與樣機出廠型式試驗結(jié)果進行對比分析，表明了本文仿真分析方法的準(zhǔn)確性和適用性，同時分析了大型蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機的性能及特點。

2 蒸發(fā)冷卻技術(shù)特點

蒸發(fā)冷卻技術(shù)基于沸騰換熱機理，實現(xiàn)對發(fā)熱部件的冷卻，本文從下面兩點說明其與傳統(tǒng)冷卻方式不同。

2.1 冷卻原理

蒸發(fā)冷卻發(fā)電機與目前汽輪發(fā)電機常規(guī)的冷卻方式，如空氣、水、氫氣冷卻最關(guān)鍵的不同之一就是冷卻介質(zhì)的不同，進而冷卻介質(zhì)實現(xiàn)冷卻的原理稍有不同，除了利用冷卻介質(zhì)的物質(zhì)熱性質(zhì)比熱容來實現(xiàn)熱量交換，蒸發(fā)冷卻技術(shù)更主要的是利用相變傳熱原理[8,9]實現(xiàn)熱量交換的，即液體吸收發(fā)熱體熱量，由液態(tài)變?yōu)闅鈶B(tài)，氣化過程中分子內(nèi)能發(fā)生變化而吸收發(fā)熱元件產(chǎn)生的熱量，因此在含有相變的熱交換過程中，混合流體具有很大的表觀比熱，可明顯增大傳熱流體與流道管壁面間的傳熱能力[10]?？諝狻錃獾冉橘|(zhì)，是以顯熱的方式進行熱交換，其傳熱的效率比蒸發(fā)冷卻低，見表1。

表1 幾種冷卻介質(zhì)性能比較Tab.1 Comparisons on different cooling technologies

2.2 冷卻結(jié)構(gòu)

冷卻介質(zhì)是依賴特定的冷卻循環(huán)回路對電機發(fā)熱體實現(xiàn)冷卻，其介質(zhì)循環(huán)結(jié)構(gòu)有管內(nèi)強迫循環(huán)和全浸式自循環(huán)兩種[11,12]。全浸式自循環(huán)冷卻結(jié)構(gòu)與空冷結(jié)構(gòu)相似，體積小于空冷，其特點是結(jié)構(gòu)簡單、運行維護量少，系統(tǒng)基本處于零壓力運行狀態(tài)，安全可靠性高，重點研究電機繞組溫升是否能達到冷卻技術(shù)要求。全浸式冷卻自循環(huán)原理結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 300MW汽輪發(fā)電機全浸式蒸發(fā)冷卻自循環(huán)結(jié)構(gòu)Fig.1 300MW evaporative cooling turbine generator structure

管內(nèi)強迫循環(huán)結(jié)構(gòu)類似汽輪發(fā)電機定子繞組水內(nèi)冷式結(jié)構(gòu)，是定子鐵心采用全浸式結(jié)構(gòu)，定子繞組管內(nèi)冷，這是因為內(nèi)冷式是冷卻介質(zhì)直接與定子繞組導(dǎo)線發(fā)熱面接觸，是目前大容量機組普遍采用的一種更高效的冷卻方式，而全浸式是繞組導(dǎo)線的熱傳導(dǎo)要經(jīng)過絕緣層再與冷卻介質(zhì)進行熱交換，熱阻較大，因此內(nèi)冷冷卻效果比全浸式冷卻效果更上一臺階，但結(jié)構(gòu)要比全浸式的結(jié)構(gòu)復(fù)雜些[13,14]。

我國 300MW汽輪發(fā)電機的冷卻方式主要是有雙水冷型、全氫冷型和水氫冷型，由于定子繞組發(fā)熱較嚴重，基本上均采用內(nèi)冷方式，而 300MW量級蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機為國內(nèi)首次設(shè)計，對于蒸發(fā)冷卻管內(nèi)冷和全浸泡式結(jié)構(gòu)進行了對比計算和試驗后，經(jīng)過多方專家論證，認為 300MW量級蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機采用全浸式自循環(huán)式蒸發(fā)冷卻方式能滿足電機冷卻技術(shù)要求，結(jié)構(gòu)簡單無需采用定子繞組管內(nèi)強迫循環(huán)冷卻方式。因此，本文重點分析全浸式蒸發(fā)冷卻結(jié)構(gòu)下的定子繞組兩相流傳熱性能。由于 300MW量級蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機樣機是針對平頂山姚孟電廠2號發(fā)電機進行增容改造，平頂山姚孟電廠原2號機組為運行了30多年的300MW雙水內(nèi)冷機組，方案設(shè)計時考慮轉(zhuǎn)子仍采用原來的水冷轉(zhuǎn)子，因此根據(jù)姚孟電廠原2號機組參數(shù)設(shè)計了新型蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)的發(fā)電機定子結(jié)構(gòu)。

3 蒸發(fā)冷卻發(fā)電機設(shè)計

3.1 主要技術(shù)參數(shù)

（1）額定容量：為適應(yīng)整個電站改造增容的要求，與汽輪機匹配容量確定為330MW。

（2）額定電壓：為節(jié)約資金電廠改造不更換變壓器，所以發(fā)電機額定電壓仍采用18kV。

（3）發(fā)電機的設(shè)計原則為：利用原來的轉(zhuǎn)子、軸承、勵磁系統(tǒng)，保持機座的安裝尺寸不變。這樣電廠的廠房基礎(chǔ)設(shè)計可以不做太大的變化。

（4）主要技術(shù)參數(shù)見表2。

表2 主要參數(shù)Tab.2 Main parameters

3.2 樣機結(jié)構(gòu)設(shè)計

在吸取水氫氫 300MW 優(yōu)化設(shè)計和新 300MW雙水內(nèi)冷發(fā)電機設(shè)計技術(shù)的基礎(chǔ)上，對 330MW蒸發(fā)冷卻發(fā)電機整體部件的結(jié)構(gòu)等進行了全新的設(shè)計。

定子鐵心兩端部各有6個階梯，定子鐵心共有108個通液道，能夠保證冷卻液及冷卻蒸汽流動通道的暢通，從而使冷卻蒸汽順利地上升到冷卻器，起到了良好的冷卻作用。冷卻液在鐵心內(nèi)既能沿徑向流動又能沿軸向流動，改善了鐵心的冷卻效果。

發(fā)電機鐵心采用無磁性鑄鋼壓圈，壓圈外設(shè)有銅屏蔽，它們之間保持一定間隙，能保證冷卻液進入它們之間的區(qū)域進行冷卻，而且在金屬支架固定螺釘位置襯有銅墊塊，表面鍍銀，與壓圈和銅屏蔽保持良好接觸。

蒸發(fā)冷卻表面冷卻的定子線圈全部采用實心銅線，線圈的設(shè)計為上下層不同截面，上下層沿寬度方向為兩排。定子線圈槽內(nèi)固定設(shè)計中充分考慮了線圈和冷卻介質(zhì)的熱傳遞，楔下和層間固定墊條的結(jié)構(gòu)做了精細的布置使冷卻介質(zhì)在槽內(nèi)部分有流動的空隙以加強定子線圈散熱效果。定子線圈端部固定為了考慮端部線圈的散熱和制造多方面原因，采用綁扎結(jié)構(gòu)。

4 發(fā)電機定子繞組溫度場仿真分析

4.1 計算模型

電機正常穩(wěn)態(tài)運行時，內(nèi)部磁場近似為正弦交變磁場，在電機軸向橫截面相同半徑的圓周上，各處平均損耗近似相等，所以可以認為其中的溫度不隨時間變化，近似為穩(wěn)態(tài)場。根據(jù)傅立葉熱傳導(dǎo)定律以及電機內(nèi)的熱交換情況，汽輪發(fā)電機穩(wěn)定運行時定子鐵心和繞組溫度在直角坐標(biāo)系下定解問題為

式中 λx, λy, λz—— x,y,z方向的導(dǎo)熱系數(shù) (W/(m·K));

Q——熱源密度(W/m3);

λn——邊界面外法線方向的導(dǎo)熱系數(shù);

α——散熱系數(shù)(W/(m2·K)；

Tf——流體的溫度；

S1，S2——絕熱面；

S3, S4, S5, S6, S7, S8——散熱面；

n——邊界面外法線方向。

4.2 計算區(qū)域、基本假設(shè)及邊界條件

全浸式蒸發(fā)冷卻定子是將整個定子及鐵心密封在腔體內(nèi)，被其內(nèi)充放的液態(tài)蒸發(fā)冷卻介質(zhì)完全浸式，電機腔內(nèi)的流體熱交換可以視為池內(nèi)沸騰傳熱，定子的端部、鐵心表面與蒸發(fā)冷卻介質(zhì)充分接觸，沸騰區(qū)內(nèi)大量氣泡的形成、躍力和運動，構(gòu)成了加熱面與流體之間的強烈對流傳熱，熱量很快被帶走，由于定子槽內(nèi)的繞組發(fā)熱最嚴重，并且與冷卻介質(zhì)的有效接觸面較小，所以定子最熱段應(yīng)位于直線部分中心定子槽內(nèi)的繞組中。據(jù)此，由電機定子結(jié)構(gòu)的對稱性，溫度場求解域確定為半個鐵心段，周向半個齒距的范圍如圖2所示。發(fā)電機在穩(wěn)定運行過程中內(nèi)部兩相流場不會發(fā)生變化，即可將其視為泡和沸騰，產(chǎn)生氣泡的活動點數(shù)密度與所傳遞的熱流密度值關(guān)系密切，因此，依據(jù)電工所多年的研究成果及泡和沸騰傳熱計算相應(yīng)的公式計算出不同區(qū)域表面的散熱系數(shù)[14-16]。

圖2 定子三維溫度場的求解場域Fig.2 3D temperature distribution calculation region for stator

以 330MW蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機參數(shù)為依據(jù)，對定子三維溫度場進行數(shù)值計算，鑒于結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，作如下假設(shè)：

（1）位于同一定子槽中的上、下層繞組是同相的，在同一時間內(nèi)流過相同的電流。

（2）考慮定子繞組銅耗時，渦流效應(yīng)對每根股線的影響相同，即取其平均值。

（3）槽楔近似當(dāng)作與槽同寬，槽內(nèi)的所有絕緣(股線絕緣、層間絕緣)其熱性能與主絕緣相同。

（4）鐵心齒部和軛部的表面、槽楔表面、軛背部及部分定子繞組與冷卻介質(zhì)接觸面的散熱系數(shù)分別取其分區(qū)域平均值。齒中心截面和槽中心截面為絕熱面。

以上分析表明: 在所討論的溫度場的求解問題中，其邊界條件只有絕熱邊界和對流換熱邊界。鐵心軛背部S3、軛表面S4、徑向通液溝中鐵心齒表面S5、定子鐵心齒端面 S6、徑向通液溝中繞組散熱面S7以及槽楔與繞組之間夾有開槽墊條及波紋板，因此該處有部分繞組與介質(zhì)接觸，形成對流換熱面S8與蒸發(fā)冷卻介質(zhì)接觸的面為沸熱換熱面，按傳熱學(xué)中的第三類邊界條件處理，蒸發(fā)冷卻介質(zhì)區(qū)域面按等溫邊界條件處理。由于電機周向結(jié)構(gòu)的對稱性，槽中心面S1及齒中心面S2都是絕熱面，即為絕熱邊界條件。

4.3 發(fā)電機定子溫度場仿真結(jié)果

根據(jù)上述汽輪發(fā)電機內(nèi)溫度場的數(shù)學(xué)模型，采用有限元分析軟件Ansys 對姚孟330MW汽輪發(fā)電機在額定工況運行條件下的溫度場進行了分析與計算，如圖3、圖4所示。

圖3 求解域內(nèi)溫度分布Fig.3 Solved region of temperature distribution

圖4 求解域內(nèi)定子槽內(nèi)繞組及鐵心的溫度分布Fig.4 Temperature distribution of stator and core

從圖3可知，鐵心整體的溫度是很均勻的，而且鐵心表面溫度與介質(zhì)溫度接近（約 50℃左右）。說明沸騰換熱過程中，冷卻液體快速由液態(tài)轉(zhuǎn)化為氣態(tài)帶走熱量，使得發(fā)熱表面溫度保持在沸騰溫度范圍內(nèi)，利用氣化潛熱可以有效帶有鐵心的熱損耗，達到良好的冷卻效果，使得鐵心溫升遠低于采用空冷、氫冷方式時的20K以上。

圖4顯示的是求解域內(nèi)定子鐵心齒、槽以及槽內(nèi)的各個絕緣、各根銅線等的總體溫度分布情況，其中最下端出現(xiàn)的水平彩帶是溫度場的標(biāo)尺，按照其上顏色由藍到紅的變化依次代表溫度由低到高的分布變化，標(biāo)尺上的數(shù)字是溫度值，單位是℃。從圖中可看出，定子繞組最高溫升約81K，平均溫升約65K，由于繞組的集膚效應(yīng)，定子槽內(nèi)的熱量集中在上層繞組內(nèi)，致使該處成為整個定子側(cè)的最熱點，符合電機運行時的實際發(fā)熱狀況。下層線棒總的溫度分布情況要明顯低于上層線棒，主絕緣內(nèi)也存在一定的溫度梯度，槽內(nèi)的層間絕緣與上下層線棒緊貼，溫升為 40～60K。由于在上層繞組墊條設(shè)計中采用了開槽和加波紋板結(jié)構(gòu)，增加槽內(nèi)液體流通通路，即增加了與冷卻介質(zhì)的換熱面，因此，貼近槽楔部位的繞組溫度下對比較低，說明了該種設(shè)計結(jié)構(gòu)設(shè)計合理，可以發(fā)揮蒸發(fā)冷卻技術(shù)的兩相流動換熱特性。

5 發(fā)電機型式試驗結(jié)果

發(fā)電機定子和轉(zhuǎn)子裝配完成后進行了型式試驗。為全面了解電機溫度分布情況，埋設(shè)了較多的測溫元件，熱電阻測溫元件埋設(shè)位置為：在定子鐵心的兩端和中間擋，水平位置的齒部和軛部各埋置4個共12個（其中6個備用）；在發(fā)電機A、B、C每個相帶6個槽的層間，埋置兩個共12個（其中6個備用）；在汽勵端銅屏蔽埋置4個。短路試驗和空載試驗情況如圖5～圖7所示。

圖5 1.0IN短路溫升試驗Fig.5 Short-circuit temperature rise test

圖6 1.0IN短路和1.1UN空載試驗時鐵心溫升Fig.6 Shows the core temperature rise, the 1.0IN short circuit and 1.1UN no-load test

圖7 1.0IN短路和1.1UN空載試驗時銅屏蔽溫升Fig.7 Shows the copper shielding temperature rise, the 1.0IN short circuit and 1.1UN no-load test

發(fā)電機性能試驗測得電阻、電抗、時間常數(shù)等絕大部分參數(shù)均在允許范圍內(nèi)，短路比0.466。發(fā)電機效率損耗試驗值中，損耗與設(shè)計值相當(dāng)或稍小，因此發(fā)電機的試驗效率 98.90%略高于設(shè)計值98.89%（包括了勵磁機損耗）。經(jīng)過型式試驗及仿真計算結(jié)果分析表明：

（1）如圖5所示，330MW蒸發(fā)冷卻發(fā)電機在1.0IN額定短路定子線圈層間的最高溫升約39K，而且，鐵心段內(nèi)的繞組層間溫度（見圖51、3、5點）高于通液溝段的繞組層間溫度（見圖 5的 2、4、6點），這是因為通液溝內(nèi)繞組接觸冷卻介質(zhì)的散熱面更多，因此溫升只有20K左右，這符合蒸發(fā)冷卻換熱原理，由此也說明，在兼顧繞組機械強度的同時，可以盡量增加鐵心段內(nèi)繞組的散熱面積，使液體滲入其中達到更好的冷卻效果。另外根據(jù)GB4071—2005標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，電機繞組平均溫升可以采用電阻法測量熱態(tài)電阻，再根據(jù)公式推倒出繞組平均溫升。以電阻法測量得繞組內(nèi)導(dǎo)體平均溫度約107℃，溫升約59K。與仿真結(jié)果相對誤差9%（見圖4），表明理論分析方法的正確性。

（2）在短路試驗時，線圈中的熱損耗向鐵心傳遞，所以鐵心齒部熱流密度高于軛部相應(yīng)其溫度應(yīng)高于軛部的，由圖6可見，鐵心齒部測量點（1，3，5）測得的溫度高于軛部測量點（2，4，6），這符合傳熱原理。根據(jù)短路溫升和空載試驗，可計算出發(fā)電機鐵心最高溫升約15K。通過三次的短路試驗和空載試驗，其重復(fù)性較好，測量是準(zhǔn)確的。也說明設(shè)計時盡量使繞組能直接接觸蒸發(fā)冷卻介質(zhì)，會起到更好的冷卻效果。電機設(shè)計時在下層繞組和槽楔之間采用了波紋板，以增加散熱面積，由圖4可見，上層繞組得到了較好的冷卻效果。

（3）從圖7可見，短路溫升試驗時銅屏蔽最高溫升36K，在1.1UN空載試驗時，定子鐵心的最高溫升約 8K，銅屏蔽最高溫升 17K。這是由于銅屏蔽完全浸式在介質(zhì)中，與介質(zhì)直接進行沸騰換熱，因此達到比較理想的冷卻效果，可以滿足電機進行運行要求。

6 結(jié)論

在吸取水氫氫 300MW 優(yōu)化設(shè)計和新 300MW雙水內(nèi)冷發(fā)電機設(shè)計技術(shù)的基礎(chǔ)上，結(jié)合目前電力系統(tǒng)對新技術(shù)的需求和目前蒸發(fā)冷卻技術(shù)的創(chuàng)新發(fā)展，對 330MW蒸發(fā)冷卻發(fā)電機從電磁設(shè)計和整體部件的結(jié)構(gòu)等進行了全新的設(shè)計。蒸發(fā)冷卻發(fā)電機具有以下優(yōu)點：

（1）定子鐵心和線圈全部浸入在蒸發(fā)冷卻介質(zhì)后，使定子鐵心無過熱點、溫度均勻，同時也降低了端部結(jié)構(gòu)件因渦流損耗引起的溫升；可以滿足發(fā)電機進相運行

（2）同容量高級發(fā)電機中，全浸式蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機結(jié)構(gòu)最簡單，省去了氫冷機組的制氫設(shè)備，比水內(nèi)冷結(jié)構(gòu)簡單。

（3）鐵心及繞組溫度分布均勻，不會因熱變形帶來安全隱患。

（4）由于定子部分全密封結(jié)構(gòu)，無塵，清潔，定轉(zhuǎn)子間有套筒防止轉(zhuǎn)子漏水影響定子繞組和鐵心，提高了發(fā)電機運行的可靠性，而且減少了運行維護量。

蒸發(fā)冷卻技術(shù)以特有的絕緣介質(zhì)以及相變換熱特點，使得電機定子溫度分布均勻，安全性提高，具有較好的應(yīng)用前景。300MW量級蒸發(fā)冷汽輪發(fā)電機樣機的制造完成，標(biāo)志著蒸發(fā)冷卻技術(shù)在電機領(lǐng)域的應(yīng)用上了一個新臺階，為向更大容量電機發(fā)展奠定了堅實基礎(chǔ)。

[1]倪天軍.大型發(fā)電機主要冷卻方式及特點[J].東方電氣評論,2007,20(1): 31-37.Ni Tianjun.Major cooling methods and features of large gengerator[J].Dongfang Electric Review,2007,20(1): 31-37.

[2]顏正輝, 王拯元.趙昌宗.汽輪發(fā)電機設(shè)計回顧與展望[J].東方電機,2008(3-4): 55-68.

[3]關(guān)達生, 曹文.空冷 200MW 汽輪發(fā)電機與氫冷200MW汽輪發(fā)電機的比較[J].黑龍江電力,2010(1):3-5.Guan Dasheng, Cao Wen.Compare 200MW aircooled turbo-generator with 200MW hydrogen-cooled turbo-generator[J].Heilongjiang Electric Power,2010(1): 3-5.

[4]楊俊東.南汽 350MW 空冷汽輪發(fā)電機[J].科技資訊,2009(5): 155-156.

[5]廖毅剛, 侯小全, 周光厚, 三峽地下電廠水輪發(fā)電機蒸發(fā)冷卻模擬試驗研究[J].上海大中型電機,2010(1): 59-6 2.

[6]傅德平, 朱榮建.50MW 蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機運行情況[J].電力設(shè)備,2001,2(3): 32-34.Fu Deping, Zhu Rongjian.Operation of 50 MW turbo generator with evaporative cooling[J].Electrical Equipment,2001,2(3): 32-34.

[7]汪耕, 黃德書.60MW 定子氟利昂蒸發(fā)冷卻轉(zhuǎn)子水內(nèi)冷汽輪發(fā)電機的研制[J].科技情報, 1992(2).

[8]丁舜年.大型電機的發(fā)熱與冷卻[M].北京: 科學(xué)出版社, 199 2.

[9]林瑞泰.沸騰換熱[M].北京: 科學(xué)出版社, 1988.

[10]徐濟鋆.沸騰傳熱和汽液兩相流[M].北京: 原子能出版社,2001.

[11]欒茹, 傅德平, 唐龍堯.新型全浸式蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機定子三維溫度場的研究[J].中國電機工程學(xué)報,2004,24(8): 205-209.Luan Ru, Fu Deping, Tang Longyao.Study on 3D temperature distribution in new evaporative cooling asynchronous generator[J].Proceedings of the CSEE,2004,24(8)；205-209.

[12]溫志偉, 顧國彪, 王海峰.浸潤式與強迫內(nèi)冷結(jié)合的蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機定子三維溫度場計算[J].中國電機工程學(xué)報,2006, 12(23): 133-138.Wen Zhiwei, Gu Guobiao, Wang Haifeng.Calculation of 3D thermal field in the stator of turbo generator with immersion evaporative-cooling system and forced inner-cooling[J].Proceedings of the CSEE,2006, 12(23): 133-138.

[13]劉偉.大型電機定子繞組內(nèi)部蒸發(fā)冷卻的數(shù)值模擬[D].保定: 華北電力大學(xué),2009.

[14]國建鴻, 傅德平.300MW汽輪發(fā)電機強迫循環(huán)蒸發(fā)冷卻定子繞組溫升計算[J].中國電機工程學(xué)報,2008,28(26): 92-97.Guo Jianhong, Fu Deping.Calculation of temperature distribution of larger evaporative cooling turbo-generator with forced inner cooling system[J].Proceedings of the CSEE,2008,28(26): 92-97.

[15]劉隆波, 金家善.電機定子蒸發(fā)冷卻溫度場研究[J].船海工程,2009(2).Liu Longbo, Jin Jiashan.On the temperature field of evaporation cooling electromotor stator[J].Ship &Ocean Engineering,2009(2).

[16]國建鴻, 傅德平, 李振國, 等.大型蒸發(fā)冷卻汽輪發(fā)電機定子繞組溫度計算[J].電機與控制學(xué)報,2008, 12(5): 509-51 3.Guo Jianhong, Fu Deping, Li Zhenguo, et al.Calculation of temperature distribution in the stator of larger evaporative cooling turbo-generator[J].Electric Machines and Control,2008, 12(5): 509-51 3.