汽輪發電機帶有交替徑向風道的轉子流體與傳熱耦合分析

摘 要：

針對汽輪發電機帶有交替徑向通風道的轉子發熱冷卻問題，以一臺350 MW水氫氫冷汽輪發電機為研究對象，依據流體力學和傳熱學的基本理論，首先建立計及旋轉的電機全域通風網絡模型，采用逐次迭代法計算得到各支路流量和節點壓力。其次，建立了帶有交替徑向風道的發電機轉子流體-傳熱三維物理模型和數學模型，給出了基本假設和相應的邊界條件，同時將通風網絡計算得到的風速和壓力作為轉子求解域的耦合邊界，采用有限體積法進行求解，計算結果與實測值吻合。然后分析了交替徑向風道內流量分配和氫氣流動情況，研究了轉子內部氫氣溫度分布和槽楔出風口風溫變化規律，探明了轉子繞組和鐵心軸向溫度分布特性，討論了副槽入口流量和槽楔出口直徑對轉子流體和溫度的影響。得出副槽入口流量應控制在0.1～0.16 m3/s范圍內，且選擇較小的槽楔出口直徑，可以提高通風系統的效率與風量分配均勻性，降低轉子軸向熱不平衡。

關鍵詞：水氫氫冷汽輪發電機；交替徑向風道；通風網絡；流體流動與傳熱；有限體積法

DOI：10.15938/j.emc.2024.02.002

中圖分類號：TM311

文獻標志碼：A

文章編號：1007-449X（2024）02-0011-10

收稿日期： 2023-04-12

基金項目：國家電網有限公司總部管理科技項目（5100-202224023A-1-1-ZN）

作者簡介：李偉力（1962—），男，博士，教授，博士生導師，研究方向為大型電機綜合物理場和特種電機理論；

喬田懷（1996—），男，博士研究生，研究方向為大型汽輪發電機多物理場計算；

李亞磊（1998—），男，碩士研究生，研究方向為大型汽輪發電機流體場與溫度場；

李程昊（1988—），男，博士，高級工程師，研究方向為電力系統穩定性分析；

劉明洋（1991—），男，博士，工程師，研究方向為電力系統穩定性分析；

李志強（1978—），男，博士，高級工程師，研究方向為調相機設計、運行及穩定性分析。

通信作者：李偉力

Coupling analysis of fluid flow and heat transfer in turbogenerator rotor with alternate radial ventilation ducts

LI Weili1， QIAO Tianhuai1， LI Yalei1， LI Chenghao2， LIU Mingyang2， LI Zhiqiang3

（1.School of Electrical Engineering， Beijing Jiaotong University， Beijing 100044， China; 2.Electric Power Research Institute of State Grid Henan Electric Power Company， Zhengzhou 450015， China； 3.China Electric Power Research Institute Company Ltd.， State Grid Corporation of China， Beijing 100192， China）

Abstract：

Regarding the issue of rotor heating and cooling in a turbogenerator rotor with alternate radial ventilation ducts， a 350 MW water-hydrogen-hydrogen-cooled turbogenerator was selected as the research object. Based on the basic theories of fluid mechanics and heat transfer， a global ventilation fluid network model was firstly established， taking into account the rotation. The branch flow and node pressure were calculated using a successive iteration method. Then， a three-dimensional physical and mathematical model of fluid-heat transfer in a generator rotor with alternate radial ducts was established， and the basic assumptions and corresponding boundary conditions were given. At the same time， the results from the ventilation network were used as the coupling boundary of the rotor solution domain， and the finite volume method was used for coupling calculation. The calculated results match well with the measured values. Then， the flow distribution and hydrogen flow in the alternate radial ducts were analyzed， and the hydrogen temperature distribution inside the rotor and the temperature variation at the slot wedge outlet were studied. The axial temperature distribution characteristics of the rotor winding and iron core were explored. Furthermore， the effects of the inlet flow rate of the sub-slot and the outlet diameter on the rotor fluid and temperature were discussed. The inlet flow rate of the sub-slot should be controlled within the range of 0.1 m3/s-0.16 m3/s， and a smaller slot wedge outlet diameter should be selected to improve the efficiency of the ventilation system and the uniformity of air volume distribution， and reduce the axial thermal imbalance.

Keywords：water-hydrogen-hydrogen-cooled turbogenerator; alternate radial ducts; ventilation fluid network; fluid flow and heat transfer; finite volume method

0 引 言

大型汽輪發電機在運行中由于轉子匝間發生絕緣故障引起發電機轉子匝間短路問題時有發生，危及電機運行安全［1-2］。轉子通風系統作為發電機重要通風系統組成部分，它的風路設計的合理性以及氫氣流動規律是設計和運維人員非常關心的問題之一。同時，轉子內部氫氣流動狀態不僅影響轉子體溫度分布，而且影響軸向轉子銅排的熱應力分布。轉子銅排和匝間絕緣因熱膨脹系數的不同，會導致絕緣在熱應力的作用下失效，導致發電機出現故障。因此，研究發電機轉子溫度分布，是非常重要的。

國內外專家學者對大型汽輪發電機的通風系統和定、轉子溫度場進行了許多研究。國外M.Fukushima等［3］根據流體相似理論對一臺300 MW空冷汽輪發電機的風路進行建模與計算，得到了各節點壓力值和各支路流量值。G.Traxler-Samerk等［4］利用通風網絡和等效熱網絡耦合的方法對一臺315 MW發電機關鍵構件溫度進行了計算。國內李偉力教授等［5］采用流體網絡法對一臺330 MW水氫氫冷汽輪發電機的通風系統模型進行了計算，分析了各支路流量分布情況。以上基于“路”的方法具有計算速度快、參數可變的優點，其精度依賴于節點數量。為了提高計算準確度，學者們普遍采用有限體積法對汽輪發電機的定、轉子溫度場進行研究。文獻［6-7］采用有限體積法分別研究了空冷汽輪發電機定子徑向通風溝和定子端部的空氣流動狀態和溫度分布規律。李俊卿等采用一種混合單元的網格劃分［8］，研究了水路堵塞對定子流體場和溫度場的影響［9-10］。路義萍等人對雙徑向直風道的空冷汽輪發電機轉子流體場和溫度場進行了全面的研究，采用有限體積法計算了轉子的二維溫度場［11］；分析了變結構和副槽入口風速變化等對內部風道流量分配的影響［12］；探明了副槽形狀變化、槽楔出口直徑變化、通風溝數量變化對轉子內部傳熱的影響機制［13］。以上基于“場”的計算方法可以獲得較高的精度，但計算時間相對較長。目前大部分文獻主要對水氫氫冷汽輪發電機定子溫度場和空冷汽輪發電機帶有雙徑向直風道的轉子流體-溫度場進行了較多的研究，而對水氫氫冷汽輪發電機的轉子流體-傳熱耦合計算研究較少，尤其是對一種交替徑向風道的轉子熱計算更是鮮有報道。此外，目前汽輪發電機轉子流體-傳熱耦合計算大多采用場算的方法，其邊界條件（如入口速度）的給定大多依賴于實測值，而這顯然不是一種通用的方式。而且在發電機風路計算中，轉子的旋轉效應很少被考慮，這容易帶來計算誤差。

針對上述問題，本文以一臺350 MW水氫氫冷汽輪發電機為研究對象，將場算與路算方式有機結合，提出以計及轉子旋轉的全域風路作為前置邊界的發電機轉子三維流體與傳熱場路耦合計算方法，對具有新型交替徑向風道的轉子進行流體-傳熱研究，旨在揭示轉子內部氫氣流動狀態和關鍵部件溫度分布規律。首先，根據電機通風系統特點與結構參數，建立計及旋轉的全域通風流體網絡，基于流體力學基本理論對其求解，結果作為轉子計算模型的邊界條件。其次，采用有限體積法對帶有交替徑向風道的轉子模型進行流體-傳熱耦合計算，研究內部風道流量分配規律與流體速度分布情況，總結轉子內部流體與固體關鍵截面溫度變化，揭示副槽入口流量和槽楔出口直徑變化對轉子內流量分配和結構件溫度的影響。最后，得出一些有益的結論，為該類型汽輪發電機轉子結構設計與準確計算提供參考。

1 計及旋轉的汽輪發電機全域通風流體網絡

1.1 電機結構參數與通風系統

本文所研究的350 MW水氫氫冷汽輪發電機主要結構參數如表1所示。采用密閉式定子全徑向單路通風和轉子副槽通風的冷卻方式，由于發電機本體沿軸向呈對稱結構，因此僅對軸向半個電機進行研究。其通風系統如圖1所示，電機關鍵部件以及流體路徑已重點標出。

冷卻氫氣經軸流式風扇加壓后，分為三路進入發電機：1）一路流經發電機定子繞組端部區域，冷卻發電機端部繞組和壓指、壓板、銅屏蔽等，進入發電機軛背部；2）一路進入發電機轉子護環下通風道，一部分冷卻轉子端部繞組，另一部分進入轉子副槽，經由轉子繞組內部的徑向通風溝對繞組進行冷卻后，從轉子槽楔的出風口流入氣隙；3）一路直接進入氣隙，與轉子槽楔出來的氫氣匯合，進入定子徑向通風溝，流向定子軛背部，與定子端部區域的冷卻氫氣會合后共同進入氫冷卻器，最后通過機殼通風道進入軸流式風扇，實現冷卻氫氣的流動循環。

3 計算結果與分析

3.1 轉子徑向通風道內流量分布與速度分布

沿著軸向從轉子端部至轉子中心處對徑向通風道進行編號，分別為1，2，3，…，52。交替徑向風道與傳統雙徑向風道結構下各風道內質量流量分布結果如圖4所示。

可以看出，對于交替徑向風道，轉子內部前3個徑向風道的風量較大，且流量幾乎相等，這主要是因為前3個風道的尺寸較大，進風量大。4號通風溝內流量急劇下降，從4號通風溝開始，沿軸向從端部區域到中心區域開始緩慢增加，且最大風量在靠近轉子中心區域的徑向風道內。這主要是因為4號通風溝通風面積小，且其對應位置的副槽風道內氫氣流速較高，靜壓較小，導致進入風道內的流量較小，而后隨著副槽內氫氣流速的逐漸降低，各通風道內流量逐漸增加。此外，傳統雙徑向風道的流量分布規律與交替徑向風道基本一致，但是后者整體流量分布趨勢更加平緩，這主要得益于變支路數的交替徑向風道結構。

為了分析交替徑向風道內部氫氣速度分布，選取1號、26號、52號通風道進行研究。采樣截面以及3條通風道截面處x、y、z三向速度分量分布如圖5所示，其中：x為周向；y為軸向；z為徑向。

在計算時考慮了轉子旋轉，隨著氫氣所在位置直徑的增大，其旋轉的線速度越大。由x速度分布可知，隨著徑向高度的不斷增加，vx值不斷增大，在轉子槽楔出口處達到最大值，約為170 m/s。由y速度分布可知，靠近副槽入口處vy值較大，約為100 m/s，隨著軸向長度的增加，vy值逐漸減小。在交替徑向風道內，vy值均很小。由z速度分布可知，由于轉子高速旋轉，在1號風道內左右兩支路氫氣速度分布不對稱，在右側支路出現vz值小于0的情況，說明此處有氫氣回流，而左側支路回流現象不明顯。在槽楔通風道內vz值劇增，出口處vz值約為75 m/s。同時，轉子的旋轉也導致了副槽內氫氣速度的不均勻分布，靠近風道左側vz值較大，右側vz值很小。

綜合上述分析可知，在副槽通風道內，vx和vz變化不大，vy為主要變化量；在交替徑向通風道內，vx和vz為主要變化量，vy變化不大，其中受轉子風道結構和旋轉的影響，vz在風道內分布不均勻，且有不同程度的回流現象，轉子交替徑向風道內氫氣流動狀態較為復雜。

3.2 轉子內部流體溫度分布與出口風溫變化

仍然選取1號、26號、52號通風道，對其內部氫氣溫度分布進行研究。采樣截面以及3條通風道截面處溫度如圖6所示。

可以看出，隨著徑向高度的增加，3條通風道內氫氣溫度不斷上升。這是因為冷氫氣流經轉子匝導體，不斷吸熱，導致氣體溫度升高。同時如圖中虛線所示，1號交替徑向風道下部的左、右支路氫氣溫度略有差異，這是由于轉子高速旋轉導致左右兩支路氫氣徑向速度不同。而26號和52號交替徑向風道內左右支路的氫氣溫度分布比較均勻。由于副槽內氫氣不斷流向轉子中間位置，其與槽底墊條之間也有熱交換，導致52號通風道副槽位置溫度略高。

圖7為交替徑向風道轉子52個槽楔出口氫氣的溫度變化。可以看出，靠近端部的前3個風道出口的氫氣溫度較高，且由圖4可知其出口流量也較大。這說明前3個風道內的冷卻氫氣帶走了較多的熱量，對于端部的散熱有利。從4號至40號風道，出口風溫緩慢下降，從70 ℃降至65 ℃，此時風道內流量的逐漸增加（見圖4）是導致風溫降低的主要因素。從41號至52號風道，出口風溫又逐漸升高，從65 ℃升至67.5 ℃，雖然風道內流量還在緩慢增加，但是副槽內氫氣在流動過程中不斷吸熱，自身溫度逐漸升高，氫氣風溫成為主要因素，熱交換變差，導致出口溫度增大。

3.3 轉子繞組和鐵心軸向溫度分布

圖8所示為發電機轉子繞組偏右側截面A-A′和轉子齒部截面B-B′的溫度分布情況。可以看出，轉子繞組靠近端部頂匝區域的溫度較高，最熱點溫度約為120 ℃。這是由于冷卻氫氣流經轉子匝導體，不斷吸熱，在頂匝區域氣體溫度升高，導致熱交換變差。

除端部區域以外的轉子繞組和轉子鐵心在軸向上溫度分布比較均勻，各部分溫差較小，這主要是由于交替徑向風道結構使得各通風溝內流量分配相對均勻。在徑向方向的轉子繞組和鐵心的溫度梯度較大，尤其是靠近端部區域的溫差較大，跨度分別為96～120 ℃、46～90 ℃。由于考慮了轉子主絕緣的傳熱，主絕緣有一定的溫度降，轉子鐵心截面溫度低于轉子繞組。轉子繞組平均溫升計算值為51.3 ℃，在額定狀態下采用電阻法得到的實測值為48 ℃，誤差約為6.8%，滿足工程精度要求，也驗證了計算方法與結果的準確性。

3.4 不同副槽入口流量對轉子流體和溫度的影響

副槽入口流量的大小對于發電機轉子內流體運動、各部件溫度分布有著重要的影響。因此，本節主要研究不同副槽入口流量對轉子內部風量分配和溫度的影響規律，此處流量為體積流量，流量值從0.04 m3/s至0.2 m3/s變化，步長為0.02 m3/s。圖9為不同副槽入口流量下各徑向通風溝內流量分布。可以看出，沿著軸向從轉子端部至轉子中心處，流量分配的變化趨勢與圖4中基本一致。隨著副槽入口流量的不斷增加，轉子徑向通風溝內流量分布逐漸變得陡峭，即流量分布逐漸不均勻，這可能會導致轉子繞組軸向熱不平衡系數的增大。

不同副槽入口流量下轉子鐵心和轉子繞組的平均溫度和最高溫度列于表3中。可以看出，轉子鐵心和轉子繞組的平均溫度和最高溫度隨著入口流量的增加而顯著減小，當流量大于0.16 m3/s以后，平均溫度和最高溫度的降低效果變弱。當入口流量為0.04 m3/s時，轉子繞組的最高溫度超過155 ℃，超過了B級絕緣的最大耐受溫度。入口流量為0.08 m3/s時，轉子繞組和鐵心的最高和平均溫度均不超過135 ℃，這一溫度是F級絕緣、B級考核的標準。因此，通過上述的研究方案，發現轉子副槽入口流量不能低于0.08 m3/s，也盡量不高于0.16 m3/s。這樣在能保證發電機正常運行的情況下優化汽輪發電機的風扇和轉子通風系統的利用率，以實現更好的冷卻效果。

3.5 不同槽楔出口直徑對轉子流體和溫度的影響

為了研究槽楔出口直徑的大小對轉子通風道內流量分配以及結構件溫度分布的影響，本節將槽楔出口直徑從2 mm至10 mm變化，步長為2 mm。圖10為不同槽楔出口直徑下各徑向通風溝內流量分布。可以看出，隨著槽楔出口直徑的減小，徑向通風溝內流量分布的均勻性逐漸增強。當出口直徑為2 mm時，流量分布最為均勻，這有利于降低繞組的軸向熱不平衡。此外，對于每一種方案，通風溝內流量最大位置均位于端部位置和轉子中心位置。

不同槽楔出口直徑下轉子鐵心和轉子繞組的平均溫度和最高溫度列于表4中。可以看出，轉子鐵心和轉子繞組的平均溫度和最高溫度隨著出口直徑的減小而逐漸降低。但當出口直徑過小（即2 mm）時，繞組和鐵心的平均溫度和最高溫度反而升高，不利于轉子的散熱。因此，應當在保證結構件溫度不高的情況下，盡可能選擇較小的出口直徑。

4 結 論

1）求解350 MW水氫氫冷汽輪發電機通風網絡模型，得到總體積流量（半個電機）為18.986 m3/s，與實測值相比誤差較小，驗證了通風網絡模型計算的準確性。電機內部各區域風量分布較為合理，計算出的流量和壓力值作為轉子流-熱計算的耦合邊界條件。

2）在交替徑向通風道內，氫氣速度的周向和徑向分量為主要變化量。隨著徑向高度的不斷增加，周向分量值幾乎呈線性增大。受轉子旋轉和風道結構的影響，副槽和徑向風道內氫氣徑向速度分布呈不均勻性。尤其1號風道底部左右兩支路氫氣徑向速度分布差異較大，右側支路有較大回流，這也導致兩側氫氣溫度略有差異。

3）交替徑向風道結構相比于傳統雙徑向直風道，其內部氫氣流量分布更加均勻，這使得轉子繞組和鐵心在軸向上溫差較小。端部前3個風道較大的通風面積導致其流量大，有利于端部的散熱；從4號至40號風道，出口風溫下降5 ℃，流量大小為主要因素：41號至52號風道，出口風溫升高2.5 ℃，氫氣溫度為主要因素。

4）轉子繞組平均溫升計算值為51.3 ℃，與實測值相比誤差為6.8%，滿足工程精度要求，驗證了計算方法與結果的準確性。相比于徑向直風道，交替徑向風道可以抑制轉子溫升和軸向熱不平衡，相關工作機理將在未來的工作中展開。

5）為了降低端部位置的結構件溫度，在槽楔出口尺寸相同的情況下，靠近端部的前3條通風道的通風面積應至少為其余通風道面積的3倍。轉子副槽入口流量應盡可能控制在0.1～0.16 m3/s范圍內。從而在保證良好冷卻效果的前提下提高汽輪發電機轉子通風系統的效率。 此外，還應在保證結構件和繞組絕緣滿足考核要求的前提下盡可能選擇較小的槽楔出口直徑，以提高風量分配均勻性，降低轉子軸向熱不平衡。

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（編輯：劉琳琳）