大型全空冷水轮发电机定子线棒损耗和温度场综合计算

第 32卷 第 12期 中 国 电 机 工 程 学 报 Vol.32 No.12 Apr.25, 2012 2012年 4月 25日 Proceedings of the CSEE ©2012 Chin.Soc.for Elec.Eng. 111 文章编号：0258-8013 (2012) 12-0111-09 中图分类号：TM 312 文献标志码：A 学科分类号：470·40 大型全空冷水轮发电机 定子线棒损耗和温度场综合计算 杜灿勋 1，桂卫华 1，周光厚 2 (1．中南大学信息科学与 工程 路基工程安全技术交底工程项目施工成本控制工程量增项单年度零星工程技术标正投影法基本原理 学院，湖南省 长沙市 410083; 2．东方电机有限公司，四川省 德阳市 618000) Excessive Losses and Temperature Field Calculation of Stator Coil Bars in Air-cooled Large Hydro-generators DU Canxun1, GUI Weihua1, ZHOU Guanghou2 (1. School of Information Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, Hunan Province, China; 2. Dongfang Electrical Machinery Co., Ltd, Deyang 618000, Sichuan Province, China) ABSTRACT: To calculate the excessive losses of the stator coil bars in air-cooled hydro-generator, the eddy and circulating current losses and temperatures in the stator bars were investigated thoroughly. An optimal solution of electromagnetic field, fluid field, temperature field of the stator bars was presented and established using finite element method (FEM) based computational fluid dynamics (CFD)/numerical heat transfer (NHT) methods, with consideration of the factors such as the strands distribution in slots and the difference of slots of same phase and different phase. The excessive loss and temperature distribution of the stator bars were calculated and compared with the site test data from a 350MW air-cooled large hydro generator. Results show the optimal method is accurate and effective in engineering application. KEY WORDS: hydro-generator; stator coil bars; excessive loss; finite element; temperature filed 摘要：针对空冷水轮发电机定子绕组附加损耗的实际工程问 题，从其产生的原理出发，在综合考虑了同相槽和异相槽在 涡流损耗上的区别、上下层线棒股线在槽内的实际位置等多 种因素影响的基础上，以一台 350MW 空冷水轮发电机为 例，综合运用电磁场、流场、温度场数值求解方法，对其线 棒附加损耗及发热情况进行了计算 分析 定性数据统计分析pdf销售业绩分析模板建筑结构震害分析销售进度分析表京东商城竞争战略分析 ，并与现场实测数据 进行了比较。结果表明，该文方法计算精度较高，优化措施 有效，对于指导大型水轮发电机定子线圈的优化设计具有良 好的工程实用价值。 关键词：水轮发电机；定子线棒；附加损耗；有限元；温度场 0 引言 随着大型水轮发电机单机容量的增加，电机线 负荷也相应增大，导致电机槽内及端部漏磁场愈来 愈强。理论与实践证明，穿过电机定子线棒股线所 形成的回路的交变漏磁通，将在该回路产生感应电 势，引起环流及涡流，在定子线圈中产生大量的附 加损耗导致发电机运行温度升高，严重情况下还可 能会损坏发电机[1-2]。定子绕组损耗和温度场的准确 计算对大型发电机的优化设计与安全可靠运行具 有重要价值。 空冷水轮发电机定子线棒由多股方形股线在 两端并联组成，其附加损耗包括涡流损耗和环流损 耗。涡流损耗来自于线棒交变电流产生的交变槽漏 磁通在每根股线中产生的涡流，设计中一般采用 “Field 系数”KF 来计算[3]，尚可获得工程上较为 接受的结果。对于定子采取适当冷却方式和线棒换 位的大型水轮发电机，可以采用在槽部设置一个空 换位段的措施，来抑制线棒横向及径向漏磁场的作 用，降低线棒温度，减小股线间的温差，同时降低 电机的附加损耗[2,4-6]。但在温升计算方面，由于散 热系数难以确定，其计算结果的准确性与合理性， 尚有待提高。自 Armor等人首次采用三维有限元法 计算大型透平发电机定子铁心温度场以来[7-8]，数值 计算方法在大型发电机温度场计算领域得到了广 泛应用[9-12]。总体来看，关于大型发电机电磁场、 温度场研究的文献较多，但将电磁场、三维流场和 温度场计算模型与空冷水轮发电机换位温升问题 结合在一起进行研究的文献，则少见于公开报道。 为此，本文针对实际工程问题，选择一台 350MW 空冷水轮发电机为研究对象，基本参数如 112 中 国 电 机 工 程 学 报 第 32卷 表 1所示，以定子线棒温升数值模型的对比研究为 重点，提出基于电磁场有限元思路的大型水轮发电 机定子线棒涡流损耗及环流损耗的优化计算方法， 进而建立三维流场和温度场耦合数值模型，计算了 定子线棒的总损耗和温度分布。在电磁场建模与计 算中，考虑同相槽和异相槽在涡流损耗上的区别， 以及上下层线棒股线在槽内的实际位置的影响。同 时根据损耗计算结果，耦合流场与温度场，根据定 子风沟内空气实际流动状态求得换热效果及温度 分布。在此基础上，提出了优化 方案 气瓶 现场处置方案 .pdf气瓶 现场处置方案 .doc见习基地管理方案.doc关于群访事件的化解方案建筑工地扬尘治理专项方案下载 ，使发电机线 棒环流附加损耗有效下降。通过与实际试验数据的 对比，验证了本文方法计算精度较高，对大型水轮 发电机定子线圈的优化设计具有良好的指导意义 和工程实用价值。 表 1 发电机原方案基本参数 Tab. 1 Generator basic parameters of original scheme 参数 取值 参数 取值 额定功率/MW 350 额定功率因数 0.9 额定电流/kA 12.474 定子内径/mm 18130 定子槽深/mm 149 定子槽宽/mm 30.8 上层股线数 38 下层股线数 34 线规(/mmmm) 2.810.6 支路电流/kA 3.1185 1 涡流损耗分析 1.1 发电机基本参数 所研究水轮发电机优化前的电磁方案基本参 数如表 1所示。根据经验，上层线棒附加损耗大于 下层，为合理用铜，上层线棒股线数为 38，下层 为 34。 发电机定子绕组中通过电流时，将产生槽磁动 势及槽宽方向的漏磁通，漏磁通使定子绕组股线电 流分布不均匀，导致线棒交流电阻增加，产生涡流 损耗，用 Field 系数定义为导体的交流电阻和直流 电阻之比。 根据经典设计理论[13]，Field系数近似表示为 2 2 4 21 0.107 ( ) ( ) 50 2 s n t v v w b fK n h b l n b l        (1) 式中：b 为槽内铜宽；bn为槽宽；h 为单根股线铜 高；n 为股线数；f 为频率；lt为铁心有效长度；lw 为单个线圈长度；nv为定子风沟个数；bv为每个定 子风沟高度。 从式(1)可以看出，其 Field 系数没有考虑上下 层线棒同相或异相的区别，也没有考虑线圈股线在 槽内实际布置位置、上下层线棒间距离的影响。 1.2 基于有限元的定子绕组 Field系数计算 如图 1所示，选取一个定子齿距作为研究对象， 为考虑空间位置对涡流的影响，以实际股线形状建 立模型，网格进行局部加密，以保证计算精度。 A B C D E F 图 1 电磁场求解区域及局部网格剖分 Fig. 1 Problem region and mesh of electromagnetic field 考虑到铁心的饱和效应，描述非线性时变运动 电磁场问题的偏微分方程[14]为 0( [ ] ) 0rv v t      AA (2) 式中：[vr]为材料磁阻率张量；v0为真空磁阻率；A 为矢量磁位；为电导率。 AB、CD设置为狄利克莱(Dirichlet)边界，AE、 BF设置为纽曼(Neumann)边界。 在进行涡流计算时，可以假定已通过换位消除 环流，即单根线棒上每根股线上的电流相等。若是 同相槽，上下层线棒电流相位一致，若是异相槽， 则相位互差 60。 1.3 结果分析 从图 2—6 中可以看出，定子上层线棒磁密与 电密在同相槽和异相槽的区别较大，异相槽的电密 更加均匀。 磁通密度/T 365.000103 324.447103 283.897103 243.340103 202.787103 162.234103 121.681103 81.127103 40.574103 21.000106 图 2 同相槽、异相槽漏磁场分布 Fig. 2 Flux leakage distribution in same-phase slot and different-phase slot 第 12期 杜灿勋等：大型全空冷水轮发电机定子线棒损耗和温度场综合计算 113 磁 通 密 度 /T 0.0 槽口 0.1 0.2 0.4 0.3 槽底 同相槽漏磁密 异相槽漏磁密 图 3 漏磁场从槽口到槽底分布 Fig. 3 Flux Leakage Distribution in Slot Height Direction 电流密度/(A/m 2) 9.141106 8.616106 8.091106 7.566106 7.040106 6.515106 5.990106 5.465106 4.940106 4.415106 3.889106 3.364106 2.839106 2.314106 1.789106 电流密度/(A/m2) 8.511106 8.244106 7.937106 7.651106 7.364106 7.078106 6.791106 6.505106 6.218106 5.932106 5.645106 5.358106 5.072106 4.785106 4.499106 4.212106 3.926106 图 4 同相槽、异相槽上层线棒电密 Fig. 4 Current density distribution of upper bar in same-phase slot and different-phase slot 电流密度/(A/m 2) 5.894106 5.787106 5.679106 5.571106 5.464106 5.356106 5.248106 5.141106 5.033106 4.926106 4.818106 4.710106 4.603106 4.495106 4.387106 图 5 同相槽、异相槽下层线棒电密 Fig. 5 Current density distribution of lower bar in same-phase slot and different-phase slot 单根股线厚度方向/mm 电 流 密 度 /(A /m m 2 ) 0 0.0 2 4 7 6 0.5 1.5 2.5 1.0 2.0 1 3 5 异相槽上层槽顶 同相槽上层槽顶 同相槽下层槽顶 同相槽上层槽底 同相槽下层槽底 异相槽上层槽底 异相槽下层槽顶 异相槽下层槽底 图 6 4根股线沿股线高度上的电流密度分布 Fig. 6 Current density distribution in height direction of 4 wires 经计算，同相槽和异相槽的下层线棒 Field 系 数几乎相等；而同相槽上层线棒的 Field 系数比异 相槽增加了 27%，如表 2所示。结果表明，把上下 层线棒都视为同相而不考虑异相槽的做法是不全 面的，会使非整距绕组中的涡流损耗偏大。 表 2 上层线棒每根股线的 Field系数 Tab. 2 Field factor of each wire of the upper bar 同相槽上层 异相槽上层 槽口向槽底 排数 线棒损耗/W Field系数 线棒损耗/W Field系数 1 18.85 2.002 16.50 1.753 2 18.34 1.948 16.13 1.713 3 17.86 1.897 15.77 1.675 4 17.39 1.847 15.43 1.639 5 16.94 1.800 15.10 1.604 6 16.50 1.753 14.79 1.571 7 16.10 1.710 14.49 1.539 8 15.66 1.664 14.20 1.508 9 15.26 1.621 13.93 1.480 10 14.87 1.580 13.67 1.452 11 14.50 1.540 13.43 1.427 12 14.14 1.502 13.19 1.401 13 13.79 1.465 12.97 1.378 14 13.46 1.430 12.76 1.355 15 13.14 1.396 12.57 1.335 16 12.83 1.363 12.39 1.316 17 12.52 1.330 12.21 1.297 18 12.23 1.299 12.05 1.280 19 11.93 1.267 11.89 1.263 注：同一排的 2根股线损耗差别很小，没有列入本表；下层线棒涡 流损耗很小，且同相、异相槽无明显差别，没有列入。 图 7 结果表明，上层线棒的 Field 系数往槽口 方向越来越大，同相槽最大达到了 2.002，最小的 为 1.267，相差 58%。这表明即使通过良好的换位 使每根线棒的总电流一致，但受槽漏磁分布不均的 影响，槽内不同位置股线的涡流损耗也会有较大的 差异，将造成股线温升分布不均。 表 3 为上下层线棒分别的 Field 系数。下层线 上层线棒股线从槽口到槽底方向 Fi el d 系 数 1.0 1 1.4 1.8 2.2 3 11 15 197 13 1.2 1.6 2.0 5 9 17 同相槽上层 异相槽上层 图 7 上层线棒股线的 Field系数 Fig. 7 Field factor of each wire of upper bar 114 中 国 电 机 工 程 学 报 第 32卷 表 3 线棒总的 Field系数 Tab. 3 Average field factor of bars 铜温 95℃ 同相槽 异相槽 公式法 偏差/% 上层线棒总损耗/W 572.53 526.93 — — 下层线棒总损耗/W 429.22 429.22 — — 上层线棒直流损耗/W 357.72 357.72 — — 下层线棒直流损耗/W 399.80 399.80 — — 上层线棒 Field系数 1.601 1.473 1.614 0.81 下层线棒 Field系数 1.074 1.074 1.074 0.04 棒较小，只有 1.074，而同相槽上层线棒为 1.601， 异相槽为 1.473，其中同相槽的计算值与公式法得 到的 Field系数比较接近，最大偏差仅 0.81%，说明 公式法虽然不能得到槽内损耗的具体分布，总体上 来看仍然有较高的精度。 同时可以看到，由于上层线棒 Field系数较大， 虽然上层线棒比下层线棒用铜量增加了 11.8%，但 损耗还是增加了 33%，有进一步优化的空间。本文 第 3部分进行了优化方案的计算。 2 换位及环流分析 2.1 求解思路 为抑制定子线棒股线电势不平衡带来的环流， 需进行股线换位。常规水轮发电机因铁心较短，又 因制造工艺的限制，线圈在端部不易进行换位，通 常只采用槽部 360换位的 Roebel线棒[15-16]。但运 行经验表明，360槽内换位对环流的抑制作用很不 理想，分析原因是端部线圈没有进行换位，端部漏 磁引起的股线感应电势不平衡[17-18]。经研究分析， 在定子线棒槽部采用不完全换位方式，其槽部漏磁 场的不平衡对端部漏磁场具有补偿作用，且换位节 距长，工艺上简单易行，相对于空换位、延长换位 等方式，更适合铁心长度较短的水轮发电机，但具 体换位角度需进行较精确的计算[19]。 首先，计算线棒附近的端部漏磁场分布及其在 股线端部感应的附加电势；其次，计算槽内漏磁场 分布以及在直线段内感应的附加电势，并与端部进 行叠加；最后，求解股线电流回路方程组，得到股 线电流分布。通过改变不完全换位的换位角度，股 线电势可达到较理想的平衡状态，使股线电流趋向 均匀，进而求出最佳换位角度。 根据以上分析，计算应包含以下几个方面： 1）采用有限元法求解定子端部磁场，分别计 算端部电流轴向、切向分量激发的磁场，得到端部 区域的节点磁位。 2）定子线棒端部区域伸出部分的磁通计算， 将各分量合成得到线棒端部磁通。 3）定子线棒端部区域各股线构成端部感应电 势计算，分别计算出实部和虚部。 4）根据各股线槽部漏磁场分布，计算槽部感 应电势，分别计算出实部和虚部，根据换位角度， 与端部计算结果叠加。 5）定子线棒股线环流计算，得到股线电流幅 值和相位以及平均环流系数。 2.2 端部磁场计算 端部磁场主要是计算定子线棒附近的漏磁场， 将定、转子绕组端部的电流作为场源，其求解区域 如图 8所示。 L Y Z 1 1 3 3 2 I为气隙回转电流 2 JX2为转子绕组切向电流 图 8 端部磁场求解区域 Fig. 8 Electromagnetic field problem region of end zone 场的计算采用矢量磁位，定解形式为 2 2 2 2 2 ( ) U U U J y z         (3) 边界条件：1：U0；2：(U/n)JX2；3： U/n0；L： L LU U  ，[ ( / )] [ ( / )]L LU n U n       。 1 3 m qI qKJ d (4) 式中：Im为线棒电流峰值；q为每极每相槽数；Kq1 为基波分布系数；d为线棒在端部铜高；为极矩。 2.3 股线电势计算 根据磁场计算结果，线棒端部高度 hc上磁密分 布可以表示为 1 e x BB x x  (5) 则单位长度线棒 x以上(即 x~x1)的磁通为 1 2 1 1 1 1d ( ) 2 x e x ex B xx x B x x x     (6) 端部线棒附加感应电势为 第 12期 杜灿勋等：大型全空冷水轮发电机定子线棒损耗和温度场综合计算 115 82 10x xe f    (7) 线棒端部高度 hc内的平均电势为 1 1 2 2 2 8 1 1 1 1 1d 2 10 ( )d 2 x x xcp x ex x c c xe e x f B x x h h x       (8) 槽部横向漏磁场的分布见第 1节图 3，可表示 为 Bx。单位长度线棒 x以上(即 x~2hc)的磁通为 2 dc h x xx B x   (9) 槽部的横向漏磁场感应的电势为 82 10x xe f    (10) 其电势在高度 hc内平均值为 2 1 dc c h xcp xh c e e x h   (11) 2.4 股线环流计算 实践表明，下层线棒不平衡度相对较小，而上 层线棒在同相槽与异相槽内股线的环流附加损耗 可能有较大差别，需要分别研究。因此建立环流计 算模型时，需分别考虑同相槽及异相槽内的上层线 棒。将一根股线视为一条支路，构成 N支路的并联 网络。每一支路有电阻和电感；与槽内部分的电感 相比，槽外部分的电感较小，忽略不计，同时各股 线电阻都取相同值。 环流分析模型采用从股线 1~N 相邻两股线构 成一个回路的方式，共构成 N1个回路，即 1~2、 2~3、3~4、，如图 9所示. N/2 N/21 N/21 N/22 N/22 N/23 3 N2 2 N1 1 N 图 9 股线环流计算模型 Fig. 9 Model for circulating current calculation 股线电感： 20, 1 | | | |[ ( ) ] 2i j s HL i j i jX b N N       (12) 式中：0为空气磁导率；为角频率；L为换位长 度；bs为槽宽；N为线棒股线总数；H为线棒铜高； i, j为股线编号，编号方式如图 9所示。 环流求解方程为 1 , 1, 1 1 j j N N r r r i i r i i i i R R X X        I I I I , 1, 1j ( ) , 1,2, , 1r r r r rX X r N    I E  (13) 1 N i i  I I (14) 式中：R 为股线电阻；N 为线棒股线数；I 为线棒 电流。 平均环流系数定义为考虑股线环流后线棒铜 耗增大的倍数，其平均环流系数： 22 1 N i i NK I I    (15) 式中：Ii为股线电流；I为线棒电流；N为线棒股 线数。 2.5 换位计算结果 根据电磁设计方案、定子绕组及电机端部结 构，计算得出了采用小于 360换位时平均环流系 数，如图 10所示。 换位角度/() 平 均 环 流 系 1.0 280 1.5 2.5 3.0 2.0 320 340 360 同相槽上层线棒 下层线棒 异相槽 上层线棒 300 图 10 平均环流系数与换位角度的关系 Fig. 10 Average circulation factor vs transposition angle 由平均环流系数曲线可以看出其补偿情况，同 时得出采用小于 360不完全换位方式的定子线棒， 其上层线棒股线最佳换位角度为 341.1；对应异相 槽环流损耗系数为 1.034，同相槽为 1.020；下层线 棒股线最佳换位角度为 328.2，环流系数为 1.003。 但是，由于换位节距的限制，发电机原方案上 层线棒换位角度为 303.2，环流系数高达 1.5464； 下层线棒为 317.65，环流系数 1.0199。上层线棒 环流系数较大，有较大优化空间。 3 优化方案 发电机优化方案如表 4所示。根据前述系数计 算结果，综合考虑直流铜耗、涡流附加损耗和环流 附加损耗，可以求出定子线棒总损耗，如表 5所示。 116 中 国 电 机 工 程 学 报 第 32卷 表 4 发电机优化方案基本参数 Tab. 4 Basic parameters for generator optimized scheme 参数 取值 参数 取值 定子槽深/mm 172 定子槽宽/mm 31.92 上层股线数 56 下层股线数 46 线规/mmmm 2.3611.2 支路电流/A 3118.5 表 5 线棒优化前后的损耗值(槽部) Tab. 5 Coil bar losses comparison (in slot) 铜温 95℃ 原方案 优化方案 减小/% 单槽线棒直流损耗/W 757.50 605.80 20.03 单同相槽涡流附加损耗/W 244.23 209.26 14.32 单同相槽环流附加损耗/W 203.41 78.19 61.56 单个同相槽总损耗/W 1205.16 893.25 25.88 单异相槽涡流附加损耗/W 198.63 169.83 14.50 单异相槽环流附加损耗/W 202.09 123.58 38.85 单个异相槽总损耗/W 1158.24 899.20 22.37 同相槽数/异相槽数 480/240 480/240 — 线棒总损耗(不含端部)/kW 856.45 644.57 24.74 为在满足工艺的前提下降低铜耗，优化方案定 子槽型加宽加深，用铜量及股线数有所增加。因为 槽加深，槽漏磁增加，使涡流附加损耗相对有所增 加，但改善了换位情况。最终使环流附加损耗大幅 下降，同相槽环流损耗降幅 61.56%，异相槽环流损 耗也下降了 38.85%，总体使槽部线棒的总损耗下降 了约 25%。综合下来，优化后损耗密度同比有较大 幅度的下降，具体数值在温升计算部分如表 6所示。 表 6 热源边界条件 Tab. 6 Heat source boundary conditions 原方案 优化方案 上层线棒损耗/W 767.99 517.84 下层线棒损耗/W 437.17 375.40 上层线棒损耗密度/(W/m3) 385427.6 198485.0 下层线棒损耗密度/(W/m3) 245214.1 175170.6 同相槽数/异相槽数 480/240 480/240 线棒总损耗(不含端部)/kW 856.45 644.57 4 温升数值模拟 4.1 流固耦合数值计算模型 为得到电机设计者与运行方所关心的温度分 布数据，采用高精度的流场与温度场耦合技术，对 优化前后的定子线棒进行了模拟计算研究。 利用对称性和周期性，在圆周上选取一个定子 齿距作为流场与温度场求解区域，在轴向选取一个 铁心段，以降低计算规模。求解区域由气隙、定子 铁心、定子线圈、线棒主绝缘、层间绝缘、通风槽 钢等部件组成，如图 11所示。 出口空气 定子风沟 铁心轭部 铁心齿部 气隙 槽楔 层间温度传感器 通风槽钢 线圈绝缘 图 11 CFD求解域 Fig. 11 Problem Region of CFD 为了保证计算精度和收敛性，使用结构化六面 体单元的块网格划分方式，共生成 18 万个计算单 元和 13万个计算节点。 由于大型水轮发电机径向通风沟流体雷诺数远 大于内流临界雷诺数，属于充分湍流换热问题[20-22]。 同时电机内空气压强变化不大，采用不可压缩气体 湍流模型对发电机定子通风沟内的流场及温度场 进行求解。 根据物理模型的流场特性选用重整化群 - 湍流模型，建立湍流 Navier-Stokes控制方程及能量 守恒方程，并通过应用三层边界壁面函数模型来模 拟线棒背部的分离流，可以得到更符合实际流场特 征的计算结果[23-24]。 在笛卡尔坐标系下，描述-湍流传热问题的 控制方程[25]可以表示为 ( ) ( ) ( )u v w x y z             ( ) ( ) ( ) S x x y y z z                  (16) 对 u、v、w、、、T，广义扩散系数 分 别为 eff, , : : : : t t k t t T u v w T Pr                         式中：u、v、w 为 3 个坐标方向上的瞬时速度； 为单位质量流体湍流脉动动能；为单位质量流体 湍流脉动动能的耗散率；S为源项；T为温度；为 流体密度；eff 为时均分子粘性系数；为分子粘 性系数；t为湍流粘性系数；、k、T为经验常 第 12期 杜灿勋等：大型全空冷水轮发电机定子线棒损耗和温度场综合计算 117 数；Pr为普朗特数。 N-S控制方程的离散采用高阶迎风格式，有效 提高动量方程的计算精度；采用 ANSYS Fluent分 离隐式求解器及 SIMPLEC 算法，对压力修正值不 作亚松弛迭代，可以达到加速收敛的目的。使用求 解器的自适应网格技术逐步优化网格，以实现计算 结果的网格无关性，保证数值解的精度，如图 12 所示。最终以壁面压力系数及温度梯度等监控参数 的收敛作为求解器收敛性的判据。 图 12 求解域网格剖分 Fig. 12 Meshed problem region of CFD 4.2 模型物理边界 为探讨优化方案对线圈损耗发热的影响，将 2 种方案对应的线棒损耗在表 6中对比列出。其对应 温度分布计算结果分别如图 13与图 14所示。 /℃ 135.0 127.0 118.0 110.0 101.0 92.5 84.0 75.5 67.0 58.5 50.0 X Y Z 图 13 原方案温度分布 Fig. 13 Temperature distribution of original scheme /℃ 135.0 127.0 118.0 110.0 101.0 92.5 84.0 75.5 67.0 58.5 50.0 X Y Z 图 14 优化方案温度分布 Fig. 14 Temperature distribution of optimized scheme 优化方案与原方案相比，铁心损耗无明显变 化，设置为相同值；根据发电机实测风量设置流场 边界条件；根据国家 标准 excel标准偏差excel标准偏差函数exl标准差函数国标检验抽样标准表免费下载红头文件格式标准下载 ，空气冷却器冷风温度设 置为 40℃，气隙计算风温为 50℃。 2 种方案的温升计算结果表明，优化方案发电 机定子线圈最高温度从 134.2℃降到了 116.7℃，下 降 17.5K，层间温度传感器的温度从 127.6℃降到了 112.9℃，下降 14.7K，线棒损耗密度变化带来的温 度降低的效果非常明显。 5 现场真机试验 在优化设计前后，分别对发电机进行了负载温 升试验，以验证设计精度。在额定参数下运行至热 稳定状态，发电机定子线棒温度如表 7所示。 表 7 温升计算值与实测值对比 Tab. 7 Camparison of calculated value and measured value 对比项 原方案 计算值 优化方案 计算值 实测值折算到 额定工况 定子线圈层见最高温度/℃ 127.6 112.9 115.0 定子线圈层见最大温升/K 87.6 72.9 75.0 对比可见，优化方案温升的计算值 72.9K，实 测值 75K，误差为 2.8%，证明本文附加损耗及温 升计算方法具有较高的精度，该水轮发电机优化措 施达到了预期目的，优化是成功的。 6 结论 本文首先从发电机定子绕组损耗产生的原理 出发，采用电磁场有限元方法，对一台大型水轮发 电机定子绕组线棒中产生的涡流附加损耗和环流 附加损耗进行了分析计算；通过优化线棒股线数、 槽形、股线线规、换位角度，使得发电机定子线棒 附加损耗有效下降；采用流场和温度场流固耦合方 法，对优化前后的定子温度进行了分析和计算。结 果表明，线棒层间温度传感器温升下降 14.7K。与 现场温升试验结果进行对比，计算值与实测值基本 吻合，说明本文提出的计算方法和优化措施达到了 预期效果。 该方法综合运用了电磁场、流场、温度场有限 元数值计算手段，较好地解决了工程中的实际问 题，有较高的计算精度，对大型水轮发电机定子线 棒的优化设计具有较大的参考意义和实用价值，值 得在今后大型全空冷水轮发电机的设计开发中推 广应用。 118 中 国 电 机 工 程 学 报 第 32卷 参考文献 [1] 戴庆忠．国外大型空冷水轮发电机技术进展[J]．东方电 机，2007(6)：1-32． Dai Qingzhong．Technical review in abroad large-scale air-cooled hydrogenerators[J] ． DongFang Electrial Machine，2007(6)：1-32(in Chinese)． [2] 袁达夫，梁波．大型水轮发电机冷却方式[J]．大电机技 术，2008(1)：1-6． Yuan Dafu，Liang Bo．Cooling method of large 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