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  哈尔滨工程大学学报  2019, Vol. 40 Issue (5): 1018-1023  DOI: 10.11990/jheu.201801030
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引用本文  

马明晗, 武玉才, 李永刚. 核电四极汽轮发电机转子典型故障温度场分析[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2019, 40(5), 1018-1023. DOI: 10.11990/jheu.201801030.
MA Minghan, WU Yucai, LI Yonggang. Temperature field analysis of the typical faults of nuclear four-pole turbo-generator rotor[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2019, 40(5), 1018-1023. DOI: 10.11990/jheu.201801030.

基金项目

国家自然科学基金项目(51107039);河北省自然科学基金项目(E2016505031);中央高校基础科研资金项目(2016XS97)

通信作者

马明晗, E-mail:NCEPU_MMH@outlook.com

作者简介

马明晗, 男, 博士研究生;
李永刚, 男, 教授, 博士生导师

文章历史

收稿日期:2018-01-10
网络出版日期:2018-12-21
核电四极汽轮发电机转子典型故障温度场分析
马明晗 , 武玉才 , 李永刚     
华北电力大学 电气与电子工程学院, 河北 保定 071003
摘要:为了解决高速旋转的转子容易产生多类故障问题,本文对发电机转子典型故障的温度场进行分析,评估故障影响和机组带病运行能力。采用有限元方法建立了TA-1100-78型四极汽轮发电机的三维传热模型,计算并分析了转子不同程度、不同位置励磁绕组匝间短路以及转子风路堵塞时的转子三维温度场。结果表明:转子匝间短路和风路堵塞均会引起转子温度场分布的不平衡。匝间短路程度越高,转子温度场不平衡度越大,温升越大;匝间短路位置越靠近转子大齿,转子温度场畸变程度越高。风孔堵塞对转子温度场影响与堵塞位置有关,单排风孔堵塞引起堵塞点附近区域温升明显,双排风孔堵塞对整体温度场影响不大。转子典型故障三维温度场分析为发电机的设计、运行和维护提供了理论参考。
关键词核电    汽轮发电机    转子匝间短路    风路堵塞    温度场    对流换热    有限元法    故障诊断    
Temperature field analysis of the typical faults of nuclear four-pole turbo-generator rotor
MA Minghan , WU Yucai , LI Yonggang     
School of Electrical and Electronic Engineering, North China Electric Power University, Baoding 071003, China
Abstract: At present, the four-pole turbo-generator of ten million megawatts class is widely used in nuclear power plants. Given that the high-speed rotating rotors are prone to many kinds of faults, analyzing the temperature field of the typical faults of generator rotors is helpful in evaluating the influence of faults and the operation ability of the unit with faults. A 3D heat transfer model for the TA-1100-78-type, four-pole turbo-generator was built by using the finite element method. The rotor 3D temperature field distributions of different rotor winding inter-turn short circuit degrees or positions and the blocked rotor ventilation ducts were calculated and analyzed. Results show that the rotor winding inter-turn short circuit fault and blocked rotor ventilation ditch fault of the generator can cause an unbalanced distribution of the rotor temperature field. Thus, the higher the degree of the inter-turn short circuit, the greater the unbalance of the rotor temperature field, resulting in greater temperature increase. Moreover, the closer the position of the inter-turn short circuit is to the rotor teeth, the higher the distortion degree of the rotor temperature field. The influence of the blockage of air holes on the rotor temperature field is related to the blockage position. The blockage of a single duct causes an obvious temperature rise near the blockage point, whereas the blockage of double ducts has little effect on the overall temperature field. The results provide theoretical reference for the design, operation and maintenance of the turbo-generator through the 3D analysis of typical problems.
Keywords: nuclear power    turbo-generator    rotor winding inter-turn short circuit    ventilation duct blocked    temperature field    convective heat transfer    finite element method    fault diagnosis    

近年来,随着国民经济的快速发展,汽轮发电机的装机容量不断增加,特别是核电四极汽轮发电机,由于励磁电流大,转子功率密度较高,故障率也随之提高,经常出现一些热不平衡问题,如转子绕组匝间短路和风路堵塞故障等。转子绕组匝间短路和风路堵塞都会造成转子温度的不均匀分布,发电机长期带病运行可能造成转子不可逆热弯曲,引发机组的剧烈振动,严重危害机组的正常运行和使用寿命。

转子绕组匝间短路是发电机的常见电气故障,目前研究较多的是利用故障产生的磁场信号或电信号作为判据诊断转子绕组匝间短路[1-8],对转子温度场的研究较少[9]。转子匝间短路故障会引起转子温度场的不平衡,加剧转子的振动[9]。寇胜利[10]得出某汽轮发电机存在不稳定匝间短路故障,振动随负荷改变且有一定的时间滞后,具有明显的热效应特征结论。黄葆华[11]报道了某汽轮发电机具有轻微转子绕组匝间短路故障,机组振动随励磁电流而变化且有约1.5 h的时间滞后,具有明显的热效应特征。可见,汽轮发电机转子匝间短路故障确实引起了转子温度场的异常,而这方面的研究目前较为匮乏。转子风路堵塞通常是由于转子绕组绝缘老化、脱落、异物进入造成的,风路堵塞也是转子异常振动的诱因之一。文献[12-13]均对风路堵塞造成转子振动异常的情况进行了报道,可见开展相关研究十分必要。曹国宣[14]利用氢速场分布计算了斜流冷却方式的氢内冷两极发电机转子风道堵塞时的转子温度场分布。刘彦丰等[15]建立了径切两向冷却方式的空冷两极发电机转子的二维有限元模型,计算得到了风路不同堵塞程度下的转子温度场分布。然而,对核电广泛采用的径切两向通风的氢冷四极发电机转子风路堵塞的温度场计算目前尚未报道。

目前,同步发电机转子温度场的分析和计算已有一些较为成熟的方法和研究基础[16-19],本文在现有成果基础上,对核电四极汽轮发电机转子绕组匝间短路以及通风孔堵塞引起的热不平衡问题进行了研究,分别分析了转子绕组不同程度、不同位置匝间短路故障以及转子风路不同位置堵塞时的转子三维温度场分布特性。

1 转子三维有限元模型 1.1 三维物理模型

以某核电厂TA-1100-78型1 150 MW汽轮发电机为对象,取转子中间最热段进行建模。该发电机的基本参数为:转子外径R为1 950 mm,转子本体长L为7 950 mm,转子槽分度α为72°,转子槽数n1为48,深槽数n2为40,浅槽数n3为8,槽宽b1为46 mm,深槽深h1为269 mm,浅槽深h2为244 mm,副槽宽b2为32 mm,副槽深h3为42.15 mm,转子风道节距y1为75 mm,深槽线圈匝数N1N2分别为7、6,极对数p为2,额定转速n为1 500 r/min,额定励磁电流If为5 889 A。

该发电机采用径切两向通风方式,冷却气体沿轴向副槽流入,径向通风孔流出,如图 1所示。为了增强对流换热效果,径向风道采用3种不同的孔洞,分别是单排长方形孔、双排长方形孔和正方形孔。

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图 1 径切两向通风方式 Fig. 1 Pattern of radial and tangential air-cooling

建立的汽轮发电机转子三维模型如图 2所示,该模型包含7个径向风道单元。

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图 2 汽轮发电机转子三维模型 Fig. 2 3D model of turbo-generator rotor
1.2 基本假设

结合发电机的导热特性,作出假设1)模型2侧的剖分面视为绝热面;2)忽略定子发热对转子温度场的影响,转子外表面的热量交换可等效为与气隙的对流换热;3)转子表面的损耗与绕组铜耗相比很小,可以忽略不计,其他摩擦损耗也可以忽略不计,认为绕组铜耗是唯一热源;4)转子绕组所通电流为直流,肌肤效应可以忽略不计,认为载荷平均分布在转子绕组上;5)忽略绕组绝缘的影响。:

本文采用热力学第三类边界条件,根据假设得到转子三维温度场的稳态传热模型为:

$ \left\{\begin{array}{l}{\frac{\partial}{\partial x}\left(k_{x} \frac{T}{\partial x}\right)+\frac{\partial}{\partial y}\left(k_{y} \frac{T}{\partial y}\right)+\frac{\partial}{\partial z}\left(k_{z} \frac{T}{\partial z}\right)=-q_{\rm v}} \\ {-k_{n}\left.\frac{\partial T}{\partial n}\right|_{\varepsilon}=\alpha\left(\left.T\right|_{\varepsilon}-T_{\mathrm{f}}\right)}\end{array}\right. $ (1)

式中:kxkykzkn分别为介质在xyz方向和边界法向上的导热系数;qv为单位体积的发热率;T为模型计算区域的温度;Tf为周围流体的温度;α为对流换热系数;ε为模型边界。

1.3 边界条件

本文针对发电机额定工况的稳态温度场进行分析,所施加的边界条件如下:

1) 模型两侧截面施加绝热边界条件:

$ -\lambda \partial T / \partial n=0 $ (2)

式中λ为材料的导热系数。

2) 模型与冷却气体接触面施加对流换热系数。

如前所示,本文采用热力学第三类边界条件,即规定了边界上物体与周围流体间的对流换热系数α及周围流体的温度Tf。施加的换热系数主要有2种:一种为转子风道内的对流换热系数;另一种则为转子气隙表面的对流换热系数。

转子风道对流换热系数采用经验公式:

$ \alpha_{\mathrm{H}}=13.2 w^{0.8} d^{-0.2} P_{\mathrm{H}}^{0.8}\left(\frac{T_{0}}{T}\right)^{0.56} $ (3)

式中:w为冷却气体流速;d为当量直径;PH为流体压强;T0=273 K;T=Tf+T0

转子气隙表面对流换热系数为:

$ \alpha_{\delta}=28\left(1+v^{0.5}\right) $ (4)

式中v为气隙内冷却气体相对转子的速度的一半。

由于转子圆周速大于冷却气体的流速,则式(4)可简化为:

$ \alpha_{\delta}=28\left(1+w_{\mathrm{s}}^{0.5}\right) $ (5)

式中ws为转子圆周速度的一半。

3) 转子绕组为唯一的热源体,施加体载荷生热率。

转子铜耗为:

$ P_{\mathrm{cu}}=I_{\mathrm{f}}^{2} R_{\mathrm{f}} $ (6)

式中:If为励磁电流;Rf为励磁绕组电阻。

生热率为:

$ H_{\mathrm{g}}=P_{\mathrm{cu}} / V $ (7)

式中V为转子绕组的体积。

2 转子三维温度场分析 2.1 额定工况转子温度场

对额定工况下转子温度场进行仿真,转子径向风道内对流换热系数约为591.4 W/(m2·K),副槽风道的对流换热系数约为428.7 W/(m2·K),而转子本体外表面的对流换热系数约为273 W/(m2·K),冷却气体温度为44.5 ℃,仿真结果如图 3所示。

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图 3 正常状态下转子温度云图 Fig. 3 Rotor temperature contours at normal state

图 3可知,额定工况下,转子三维温度场呈对称分布,最高温度可达70.42 ℃,最低温度为61.61 ℃,最热部分出现在小齿区,绕组温度明显高于转子本体温度,符合发电机发热特性。转子主要依靠冷却风道内的冷却气体进行对流换热,由于转子风道内对流换热系数大于转子外表面的对流换热系数,云图显示风道内的冷却效果明显优于转子气隙表面。

额定工况下位于转子端部的测温点实测温度为60.83 ℃,仿真结果显示转子中间最热段表面温度约为62 ℃,转子中间最热段仿真值与转端部实测值相差不大。

2.2 转子绕组匝间短路温度场

为便于分析,对转子小齿区的12个槽以及4个转子磁极进行编号,如图 4所示。

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图 4 转子截面 Fig. 4 Rotor section

其中,小齿区中间10槽为深槽,每槽7匝绕组,两侧2槽为浅槽,每槽6匝绕组。励磁电流从A极流入,C极流出,B、D两级由径向导电螺钉通过中心孔中的导电杆连接。

图 5为7号槽发生1匝绕组短路的转子温度场分布云图。由于转子绕组发生匝间短路时,短路匝不能流过电流,与短路匝线圈邻接的齿部温度比正常时的温度要低[5],引起了转子温度场分布的不对称。如图 4所示,7号槽发生匝间短路时,短路匝绕组绕B极大齿缠绕,7号槽以及关于B极对称槽绕组发热减少,邻接齿部温度降低。故障时,转子最高温度较正常有所增加,这是由于转子绕组匝间短路会造成励磁电流增大,转子整体的发热量增加,温度上升。

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图 5 7号槽绕组短路的温度场分布 Fig. 5 Temperature field distribution of slot 7 winding short circuit

以坐标系原点为圆心,以0.934 m为半径提取转子截面xoy平面上的温度值,得到图 6所示7号槽不同程度匝间短路故障的温度曲线。

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图 6 不同短路程度的温度曲线 Fig. 6 Temperature curves of different short circuit degree

图 6所示,小齿区有12个温度突变点,对应12个转子槽。随着短路程度增加,短路槽温度降低,正常槽温度升高,温度场畸变越严重。

图 7所示,分别为转子1、3、5、7、9、11号槽发生3匝绕组短路时的温度场分布云图。

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图 7 不同短路位置的温度场分布 Fig. 7 Temperature field distribution of different short circuit positions

图 4知,1、3、5号槽发生匝间短路时,短路匝绕组绕A极大齿缠绕,因此1、3、5号槽以及1、3、5号槽关于A极对称槽的绕组发热减少,邻接齿部温度降低,温度场分布关于A极对称。而7、9、11号槽发生匝间短路时,被短路匝绕B极大齿缠绕,因此7、9、11号槽以及关于B极对称槽的绕组发热减少,邻接齿部温度降低,温度场分布关于B极对称。

图 7可知,由于短路程度相同,转子温度最大值几乎相等,约为71.39 ℃。而最低温度有一定偏差,短路位置越靠近大齿,最低温度值越低,转子温度场的畸变程度也越大。以坐标系原点为圆心,以0.934 m为半径提取转子截面xoy平面上的温度值,得到图 8所示不同程度匝间短路故障的温度曲线,曲线可以清晰的显示故障位置,且短路位置越靠近大齿,转子温度场畸变程度越高。

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图 8 不同短路位置的温度曲线 Fig. 8 Temperature curves of different short circuit position
2.3 转子风路堵塞温度场

TA-1100-78型发电机转子风道采用单、双排风道交替设置的特殊形式,分别在转子7号槽靠近xoy平面的一个风道单元内设置如图 9所示的2个堵塞点。

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图 9 堵塞点 Fig. 9 Blocking points

图 10为堵塞点1阻塞时的温度场分布。当阻塞点1发生堵塞时,堵塞风孔周围的温度达到74.4 ℃。阻塞点1堵塞时,冷却气体无法流经整个径向风道单元,热量无法迅速散发,只能通过热传导向周围绕组及转子铁心传递,造成了堵塞风孔附近温度整体升高。堵塞对远离故障槽的转子本体受影响不大,与额定工况下转子温度差别很小。

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图 10 单排风孔堵塞的温度场分布 Fig. 10 Temperature field distribution of single duct blocked

图 11为堵塞点2阻塞时双排风孔堵塞的温度场分布。可见,当堵塞点2发生堵塞时,堵塞风孔周围温度变化不大,但7号槽绕组出现了温度畸变。由图 11(b)局部放大图可知,7号槽左侧堵塞点2处温度较额定工况下的温度升高约1 ℃,而7号槽右侧温度有所降低。这是由于堵塞点2位于风道单元的双排风孔部分,左侧风孔的堵塞并不影响该风道其他风孔正常的热量交换。左侧风孔无法进行热交换温度升高,未堵一侧换热加强温度有所降低,转子整体温度变化不大。

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图 11 双排风孔堵塞的温度场分布 Fig. 11 Temperature field distribution of double duct blocked

综上所述,转子发生风路堵塞故障时,堵塞位置不同,温度场畸变程度不同。单排风孔发生阻塞导致风道单元整体无法通风,温度场畸变明显,阻塞点附近温升较大;双排风孔一侧堵塞仅导致风道单元部分无法通风,温度场畸变较小,阻塞点附近温升较小而其对侧风道附近温度有所降低。

3 结论

1) 转子温度场受转子匝间短路的程度和短路位置影响。短路程度越严重,短路位置越靠近大齿,温度不平衡现象越严重。

2) 转子风路堵塞位置不同,温度场畸变程度不同。单排风孔发生阻塞引起热不平衡的严重程度明显大于双排风孔一侧堵塞。双排风孔一侧堵塞会造成另一侧风道对流换热加强,风道附近温度有所降低。

3) 转子绕组匝间短路故障与转子风道堵塞故障均会引起转子的热不平衡,但两者的温度场分布有所不同。匝间短路故障直接影响转子温度场整体分布,且具有轴向的一致性。风道堵塞故障只是引起转子故障点局部温度升高,对转子整体的温度场分布影响不大。转子故障温度场的分析结果可以作为研究转子热弯曲响应的基础,为通过热不平衡引起的振动诊断转子典型故障奠定基础。

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