王 超，劉傳坤

（東方電機有限公司，四川德陽 618000）

0 引言

發(fā)電機全空冷冷卻方式以其簡單可靠的結構、方便的維護檢修和低廉豐富的冷卻介質而受到越來越多業(yè)主的青睞。就水輪發(fā)電機而言，全空冷方式已經在600～700MW等級水輪發(fā)電機上得到了成功的應用，在未來的幾年，其很可能被應用到百萬千瓦級的巨型水輪發(fā)電機上。由于大型水輪發(fā)電機定子部件損耗（鐵損、線圈銅損及附加損耗）占總損耗的比重大，往往在40%～45%左右［1］，加之其散熱條件惡劣而使其成為發(fā)電機發(fā)熱計算的主要關心對象。

筆者介紹了利用數值仿真方法對某700MW全空冷水輪發(fā)電機定子三維流場和溫度場進行仿真，仿真結果與真機實測結果對比顯示了較好的一致性，在此基礎上就定子風溝內速度、表面?zhèn)鳠嵯禂导皦毫Ψ植己投ㄗ痈鞑考g的熱量傳遞規(guī)律等重要特征作了分析，得到了一些規(guī)律性的結論，對大型水輪發(fā)電機定子部件冷卻結構設計優(yōu)化具有借鑒意義。

1 計算原理、模型及流程簡介

基于有限體積法的數值仿真的基本思路是將計算區(qū)域劃分為一系列控制體積，將待解微分方程對每一個控制體積進行積分得出離散方程。求解離散方程可以得到及其復雜的流場內各個位置上的基本物理量（如速度、壓力、溫度等）的分布。其對固體導熱微分方程的求解可以歸為一個邊值問題：

式中λ為熱傳導率，即導熱系數，W／m·k；q為內部熱源密度，W／m3；S1，S2為求解區(qū)域的邊界，方向為逆時針；TC為已知壁面溫度，也可以為已知溫度函數；q0為已知熱流密度或為已知熱流密度函數；?、Tf分別是換熱系數和換熱面溫度，可以是常數，也可以是某種隨時間和位置變化的函數。

基于有限體積法的數值仿真在發(fā)電機通風冷卻分析中的應用可以幫助電機工程師在產品設計階段對冷卻系統進行仿真模擬和結構優(yōu)化設計，避免發(fā)生嚴重失誤，其主要魅力在于將流道表面對流換熱系數當作一個未知量來求解，而非作為一個已知量或中間變量使用［2-4］，從而降低了計算誤差?？紤]到大型水輪發(fā)電機定子周向結構的對稱性，取包括該水輪發(fā)電機定子鐵心、繞組、槽間墊條、槽楔在內的一個齒距作為計算區(qū)域，求解其在額定工況下的流場和溫度場分布特征，如圖1所示。

圖1 計算模型示意圖

發(fā)電機的流場及溫度場的仿真分析流程見圖2。

圖2 發(fā)電機流場及溫度場仿真流程圖

在判斷計算收斂后，可以采用矢量圖、等值線圖、流線圖、云圖等方式對計算結果進行表達。

2 計算結果

2.1 計算結果列表

該水輪發(fā)電機額定運行時其流場和溫度場仿真計算主要結果如表1所示。

表1 主要計算結果（發(fā)電機冷風溫度40℃）

表1可見該水輪發(fā)電機在額定工況下運行時，其定子線圈溫升為58K，定子鐵心溫升為28.8K，定子風溝齒部平均風速比風溝軛部平均風速大7m／s左右，其較大的風速和較低的風溫可以部分抵消定子齒部熱源集中，且有效散熱面積較小的不利影響，這被定子齒部平均溫度僅比軛部平均溫度高5K所證實。

2.2 計算精度對比

計算結果與真機實測結果對比，顯示了較好的一致性，如表2所示。

表2 仿真計算結果與真機實測結果對比

2.3 流場和溫度場分布

2.3.1 流場分布

該水輪發(fā)電機實際運行時定子風溝內空氣流動狀況如圖3、圖4所示。

1.3.2 High Performance Liquid Chromatography (HPLC)

圖3 定子風溝內空氣流線圖

圖4 定子風溝內風速分布圖

圖3和圖4反映了空氣在發(fā)電機定子風溝內流動具有以下基本特征：

1）定子風溝入口空氣流場變化十分劇烈，原因在于空氣流動方向在該處受到槽楔和線圈的突然阻擋由切向為主轉變?yōu)閺较驗橹鳌?/p>

2）定子線圈背部有明顯的漩渦產生，這是由于空氣在線圈底部尖角處發(fā)生了脫落流動，隨后產生了與原流動方向相反的回流形成漩渦，該二次流的形成有利于定子線圈槽底與空氣間的對流換熱。

3）定子風溝齒部風速要高于軛部風速，齒部風速大部分在15～35m／s之間，而軛部風速則大部分位于10～20m／s之間。

4）迎風面風速要高于背風面風速，這主要是氣隙內空氣旋轉造成的。

2.3.2 溫度場分布

該水輪發(fā)電機在額定工況下運行時其定子線圈、鐵心的溫度場分布如圖5和圖6所示。

圖5 定子線圈、鐵心溫度場分布

圖6 定子鐵心中心截面溫度分布

圖6表明：定子鐵心溫度沿徑向先增加后減小，且迎風面鐵心溫度要低于背風面鐵心溫度，這與熱源和風速分布規(guī)律是相一致的。

2.4 定子風溝表面散熱系數分布

通過計算，定子風溝表面散熱系數分布及沿徑向平均變化規(guī)律如圖7和圖8所示。

圖7 風溝表面散熱系數分布

圖7顯示了定子風溝表面散熱系數變化的劇烈程度，具體表現為定子風溝齒部散熱系數明顯高于軛部的散熱系數，迎風面散熱系數要高于背風面散熱系數。圖8表明，定子風溝表面散熱系數沿徑向平均呈逐漸下降趨勢。

圖8 風溝表面散熱系數沿徑向變化

2.5 定子風溝內壓降規(guī)律

通過計算可以得到定子風溝內壓力變化云圖及壓降沿風溝徑向變化規(guī)律如圖9、圖10所示。

圖9可見：風溝入口區(qū)域壓力發(fā)生急劇下降，表明該處流動阻力最大。圖10顯示了相對總壓壓降和靜壓壓降沿風溝徑向的變化規(guī)律，兩者的差值可以直觀反映風溝內平均風速沿徑向的變化趨勢。經計算得到空氣流經不同區(qū)域的壓降占總壓降的比例如表3所示。

表3 定子風溝內不同區(qū)域壓降比例

表3可見，空氣流經不同區(qū)域壓降大小關系為：P入口＞P齒部＞P軛部＞P出口，其中定子風溝入口損失在通風溝總損失中占據的比例最大，達到了36.6%，原因是在這里氣隙中切向氣流被偏轉為徑向氣流進入定子風溝，同時表明了定子入口流道優(yōu)化的必要性和重要性。

3 定子熱流量分析

對該發(fā)電機定子而言，線圈、絕緣件、鐵心等固體間的熱量傳遞以傳導的方式進行，固體與空氣之間的熱傳遞則是通過對流換熱的方式來實現。最終的換熱過程是固體（包括定子鐵心、定子繞組等）通過對流換熱將損耗傳遞給空氣。通過仿真計算，不僅可以得到風溝內各對流散熱面的熱流量，而且可以計算出定子各部件間導熱的熱流量。額定運行工況下單位時間內模型中各部件間熱流量和熱流方向如表4所示。

表4 定子各部件間熱量傳遞分析

表4可以看出：在定子繞組產生的熱量中，78.6%的熱量通過絕緣傳遞給鐵心齒部，經由冷卻空氣傳遞的熱量不足1／4，表明定子線圈和鐵心之間的熱阻的大小對定子繞組的散熱情況好壞起著至關重要的作用，因此提高絕緣導熱系數，適當減薄絕緣厚度以及保證線圈與鐵心表面良好接觸，采用較大的槽深寬比等措施對降低定子線圈溫度均會產生一定作用。同時，通過定子齒部和定子軛部表面?zhèn)鬟f給冷卻空氣的熱量分別占整個計算域產生總熱量的59.1%和33.6%，表明通過定子鐵心表面將熱量傳遞給空氣是對流換熱的主要途徑。

4 結語

1）利用數值仿真方法計算該發(fā)電機定子線圈溫升值與風溝出口風速值與真機實測結果比較接近，證明了數值仿真方法在700MW等級全空冷發(fā)電機通風冷卻分析中的適用性。

2）發(fā)電機實際運行時定子風溝入口空氣流場變化十分劇烈，且齒部風速大于軛部風速，迎風面風速大于背風面風速。定子風溝表面散熱系數變化規(guī)律與此類似。

3）空氣流經定子風溝不同區(qū)域壓降大小關系為：P入口＞P齒部＞P軛部＞P出口，其中定子風溝入口損失在通風溝總損失中占據的比例最大，表明定子入口流道優(yōu)化的必要性和重要性。

4）定子線圈和鐵心之間熱阻的大小對定子繞組的散熱情況好壞有至關重要的作用，因此提高絕緣導熱系數，適當減薄絕緣厚度以及保證線圈與鐵心表面良好接觸，采用較大的槽深寬比等措施對降低定子線圈溫度均會產生一定作用。

［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］李偉力，丁樹業(yè)，邢慧勇.基于耦合場的大型同步發(fā)電機定子溫度場的數值計算［J］.中國電機工程學報.2005，25（13）：129-134.

［3］侯云鵬，李偉力，周封，等.大型水輪發(fā)電機定子三維溫度場的等參元計算［J］.大電機技術，2000，（6）：14-19.

［4］樊亞東，文習山，鄧曉萍，等.水輪發(fā)電機定子三維溫度場仿真計算［J］.電站系統工程，2006，（3）：51-53.