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大型水轮发电机通风发热综合计算

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第20卷第11期2000年11月中　国　电　机　工　程　学　报Proceedings of the CSEEVol.20No.11Nov.2000文章编号:025828013(2000)1120006204大型水轮发电机通风发热综合计算温嘉斌1,孟大伟1,鲁长滨2(哈尔滨理工大学,黑龙江省哈尔滨市150040;2.哈尔滨大电机研究所,黑龙江省哈尔滨市150040)SY NTHETIC CALCU LATION FOR THE VENTI LATION AN D HEATINGOF LARGE WATER WHEE L GENERAT ORWEN Jia2bin1,M EN G Da2wei1,L U Chang2bin2(1.Harbin University of Science and Technology,Harbin150040,China;2.Harbin Research Institute of Large Electric Machinery,Harbin150040,China)ABSTRACT:This paper takes the thermal deformation research and cooling technology of a large water wheel generator as back2 ground,and makes a synthetical calculation of the three2dimen2 sional temperature field and the ventilation system of the rotor of an electric machine.In the past,when the heating problem of a large water wheel generator was concerned,the tempera2 ture field was individually solved regardless of the interactions a2 mong thermal source,ventilation structure,temperature and its distribution.In this paper,a synthetical algorithm related to the ventilation and heat of an electric machine is adopted.The research work in this paper is very important to raise material u2 tilization during the machine design and manufacture and relia2 bility during the operation of the machine.KE Y WOR DS:large water wheel generator;calculation of venti2 lation;temperature field摘要:以大型水轮发电机热变形及冷却技术研究为背景,进行了大型水轮发电机转子三维温度场及电机通风系统的综合计算研究。

以往在进行大型水轮发电机发热分析时,都是孤立地求解温度场,而很少考虑热源及通风结构与温度及其分布之间的相互影响。

文中采用一种综合算法,将电机通风发热联系起来。

该研究工作对于提高电机设计制造中材料利用率以及电机运行中的可靠性,具有重要意义。

关键词:大型水轮发电机;通风计算;温度场中图分类号:TM301.4 文献标识码:A基金项目:国家自然科学基金(59493705)和机械工业技术发展基金(94J Z005)联合资助项目。

1　引言电机内的各种物理场是相互影响、相互制约的,是有一定耦合关系的综合场。

就电机部件内温度及其分布而言,除了其自身的材料性质之外,主要依赖于热源和电机通风情况。

一般孤立地求解电机内温度场而不考虑它们之间的相互影响,这将由于初始条件的变化而使计算结果失去准确性。

因而要想准确地计算出电机的温度分布,就必须将这些因素的相互影响在计算时加以综合考虑。

2　综合计算的总体思路及整体流程图电机内部的通风与温度场是通过对流换热的方式联系在一起的。

文中转子三维温度场计算采用有限元计算方法、电机通风计算采用通风网络法。

温度对热源的影响反映在电损耗上,由于材料的电阻率是温度的函数,因而电损耗也是温度的函数。

这个影响很容易计及,只需对温度场几次迭代计算就可以实现。

温度对材料导热系数的影响同样处理。

具体的实施过程如图1所示。

3　大型水轮发电机通风计算电机通风冷却系统的通风计算,理论上可以通过求解N2S方程及流体连续性方程,求解系统内冷却空气的三元流动问题,但实际上由于系统内冷却空气的过流情况十分复杂,边界条件不易确定,所以一般都化为带有集中参数的等值风路求解。

本文以网络矩阵法对漫湾电站SF250248/12200水轮发电机做了通风计算。

该电机的通风系统采用转子供风、密闭自循环、双路径向通风方式。

将其通风冷却系统内各个流道的基本等值风路组合起来,建立通风计算网络示于图2。

该通风计算网络由76个节点、145个等效支路及70个回路构成。

图1　综合计算整体流程图Fig.1　I nteger flow chart of the synthesis calculation 应用回路流量法,可列出方程组:AX =F(1)式中　X =[x 1,x 2,…,x m ]T 是回路流量矢量;A 是函数风阻矩阵;F 为风压升矢量,等于回路i 中各个风扇风压升的代数和。

表1列出部分支路风速的计算结果,并给出了实测值(来源于漫湾电站SF250248/12200型水轮发电机现场测试报告)及误差。

4　大型水轮发电机转子温度场计算对于大型水轮发电机转子温度场的计算,目前国内所采用的剖分单元都为正三棱柱单元,剖分时无法准确描述励磁绕组端部的圆弧部分,会对计算结果带来误差;同时,所选定的计算区域都未包括转子磁轭,而是将磁轭与磁极的交界面作为绝热面处理,忽略了两者间的热传递。

本文转子温度场求解区域包括了转子磁轭和励磁绕组端部的圆弧部分,并用六面体等参元及其退化的五面体对求解区域剖分,整体剖分图见图3。

4.1　温度场计算区域表面散热系数计算大型水轮发电机通风发热综合计算是通过温度场计算区域表面散热系数作为媒介连接起来的,因而正确地描述出表面散热系数与各部分风速的关系是十分重要的。

本文借用了文[1][2]给出的部分表面散热系数的计算方法;对于没有现成计算方法图2　通风计算网络Fig.2　C alculation netw ork of ventilation7　第11期 温嘉斌等:　大型水轮发电机通风发热综合计算表1　定子通风沟风速计算值与实测值对比T ab.1　Contrast of calculation and measure wind speed values in ventilation channels of stator支路号计算值/(m/s )实测值(平均)/(m/s )相对误差/%风沟编号风沟风速实测值/(m/s )13219.80417.95010.331216.319.613418.13917.280 4.973456714.619.617.715.818.713620.15918.7337.61891011121316.318.219.018.220.919.813819.14320.200 5.2315171919.819.321.514018.86118.270 3.2321232520.021.213.614117.86615.23317.2829313314.714.816.213918.14818.733 3.1235373916.719.220.313719.16619.375 1.074143454618.320.719.219.313519.59818.920 3.58474849505116.719.821.320.016.813317.15116.950 1.18525318.215.7图3　三维温度场整体剖分图Fig.3　G enerating meshes of the whole temperature f ield的表面散热系数,本文将依据流体力学和传热学理论推导出相应的计算公式。

(1)转子轭部表面和磁轭通风道内表面散热系数以往在大型水轮发电机转子温度场计算中,所选定的计算区域都未包括转子磁轭,因此转子轭部区域表面散热系数没有现成计算方法。

本文根据外层壁换热理论推导出了相应的计算公式[4]。

转子轭部表面散热系数的计算式为αl =ρcu ∞S t (2)式中　斯坦顿数的表达式为S t =c f2/[c f2(13.2P r -10.16)+0.9](3)其中c f /2可由如下经验式求出c f2=0.0287R -0.2ex(R ex ≤7×106)0.185(lg R ex )-2.584 (R ex >7×106)转子磁轭通风道内表面散热系数的计算式为α2=λD hN u (4)式中　D h 为当量直径;N u 为努谢尔特数,用下式计算N u =0.152R 0.9e P r0.833[2.25ln (0.114R 0.9e )+13.2P r -5.8](5)(2)转子极靴表面散热系数[2]α3=28(1+u 0.5δ)(6)式中　u δ为气隙平均风速。

(3)励磁绕组表面散热系数文[1]通过整体通风散热模型的测试得到大量实测数据,对这些实测数据做数学拟合处理后,得到不同入风角、不同位置的励磁绕组表面散热系数计算公式。

本文通过对这些计算公式进行插值求得表面单元散热系数。

4.2　材料特性及热传导方程在求解区域内共有8种媒质:转子磁极、阻尼条、励磁绕组、磁极压板、上下托板、极身绝缘、阻尼环和转子磁轭。

其中:由于匝间绝缘的影响归算到了其径向导热系数中,励磁绕组径向(y 轴)导热系数比周向(x 轴)和轴向(z 轴)的导热系数要小得8 中　国　电　机　工　程　学　报 第20卷多,为热的各向异性媒质;转子磁极和转子磁轭的轴向导热系数比叠片方向的导热系数亦要小,也为热的各向异性媒质;其他5种导热媒质中,由于各方向导热系数差别很小,均为热的各向同性媒质。

在这些媒质内,满足热传导方程:5x(k ix 5Tx)+5y(k iy5Ty)+55z(k iz 5T5z)=-qν(i=1,…,8)(7)式中　k1x、k1y和k1z表示励磁绕组在x、y、z方向上的导热系数;k2x、k2y、k2z和k3x、k3y、k3z分别为转子磁极和转子磁轭在x、y、z方向上的导热系数。

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水轮发电机电磁计算单SFW3200-8-1730

水轮发电机电磁计算单SFW3200-8-1730

水轮发电机计算单发电机型号：设计时间 :2011-10-29 16:01:58=======================================================================序号名称变量结果单位=======================================================================一. 基本数据1.1 额定数据1.101 额定功率 Pn 2000 (kW)1.102 额定功率因素 cosθn .81.103 额定容量 SN 2500 (kVA)1.104 额定电压 UN 6300 (V)1.105 相电压 Uθ 3637.307 (V) 1.106 额定电流 IN 229.114 (A) 1.107 相电流 Iθ 229.114 (A) 1.108 额定转速 nN 750 (r/min) 1.109 飞逸转速 nr 4 (r/min)1.110 额定频率 fN 50 (Hz)1.111 极数 2p 81.112 相数 M 31.113 飞轮力矩 GD2 737.895 (kN.m) 1.114 无功功率 Pr 1500.0000 (kW) 1.115 机械时间常数 Tmec 5686.403 (s) 1.115 重量估算 Gr 5.645 (t)1.2 定子铁芯和转子磁极铁芯尺寸1.201 定子铁芯外径 Dl 173 (cm)1.202 定子铁芯内径 Di 132 (cm)1.203 定子槽宽度 bs 1.68 (cm)1.204 定子槽高度 hs 7.48 (cm)1.205 定子槽楔高度 hk .5 (cm)1.206 定子线圈单边绝缘厚度δi .265 (cm)1.207 定子铁芯径向通风槽宽度及通风槽数 bvnv 9 (cm)1.208 无通风槽的定子铁芯长度 l 45 (cm)1.209 各段铁芯长度不相等时相邻通风槽的平均距离 tv 5.4 (cm)1.3 定子绕组数据1.301 定子槽数 Z 1081.302 每极每相槽数 q 4.51.303 每项并联支路数 a 11.304 每槽有效导体数 Ns 61.305 每支路电流 Ia 229.114 (A)1.306 定子线圈线规2.24x4.751.307 定子槽电流 Is 1374.684 (A) 1.308 电负荷 A 358.1979 (A/cm) 1.309 绕组节距 Y 111.310 短距系数β .8151.311 每相串联匝数 Wθ 1081.312 每支路有效导体截面积 Ac 61 (mm)1.313 定子绕组的电流密度 J 3.756 (A/mm) 1.314 热负荷 AJ 1345.3913 (A/cm.mm) 1.315 定子铁芯总长度 lt 54 (cm)1.316 定子绕组端部每半匝平均长度 lE 78.0079 (cm) 1.317 定子绕组每匝平均长度 lc 264.016 (cm) 1.318 定子绕组每相电阻 r(15) .082007 (Ω) 1.319 定子绕组每相电阻 r(75) .101689 (Ω)1.4 励磁绕组数据1.404 励磁绕组铜线线规 af 3.15 (mm)1.405 励磁绕组铜线线规 bf 22.4 (mm)1.406 励磁绕组铜线截面积 Af 70.56 (mm)1.407 励磁绕组每极匝数 Wf 53.51.408 励磁绕组每极匝数长度(单排线圈) lcf 199.5 (cm)1.409 励磁绕组电阻 Rf(15) .2123 (Ω)1.410 励磁绕组电阻 Rf(75) .2633 (Ω)1.411 励磁绕组电阻 Rf(120) .3015 (Ω)1.412 励磁绕组电阻 Rf(130) .31 (Ω)1.413 极弧半径 Rp 56.7516 (cm)2.106 极靴宽度 bp 36 (cm)2.126 极靴高度 hp 5.5 (cm)2.127 极身宽度 bm 23.5 (cm)2.128 极身高度 hm 21 (cm)1.5 阻尼绕组数据1.401 阻尼条节距 t2 3.07 (cm)1.402 阻尼绕组槽开口宽度 bsh 3 (mm)1.403 阻尼绕组槽开口高度 hsh 3 (mm)1.413 每极阻尼条数 nB 71.414 阻尼条直径 dB 14 (mm)1.415 圆阻尼条截面积 AB 1.5386 (cm)1.416 阻尼条长度 lB 73 (cm)1.417 阻尼环厚度 aR 10 (mm)1.418 阻尼环宽度 bR 50 (mm)1.419 阻尼环截面积 AR 500 (mm)1.420 阻尼环平均直径 DR 1304 (mm)1.421 直轴阻尼绕组电阻(标幺值) RDd* .021.422 交轴阻尼绕组电阻(标幺值) RDq* .0154二. 空载磁势计算2.1 磁路计算2.101 定子齿顶处齿距 t13.8378 (cm) 2.102 极距η 51.836 (cm) 2.103 气隙δ .8 (cm)2.104 比值δ/η .01542.105 比值δmax/δ 1.52.107 极弧系数αp .6942.108 定子1/3齿高处齿距 t1/33.9828 (cm) 2.109 定子1/2齿高处齿距 t1/24.0553 (cm) 2.110 定子齿顶处齿宽 bt 2.1578 (cm) 2.111 定子1/3齿高处齿宽 bt1/3 2.3028 (cm) 2.112 定子1/2齿高处齿宽 bt1/2 2.3753 (cm) 2.113 定子轭高 hj 12.52 (cm) 2.114 定子轭磁路长 Lj 62.9884 (cm) 2.115 定子铁芯叠压系数 KFE .942.116 定子铁芯有效长度 lef 42.3 (cm)2.117 比值 lt/η 1.04172.118 定子铁芯边缘段阶梯形高度 a1 0 (cm)2.119 定子铁芯边缘段阶梯形宽度 c1 0 (cm)2.120 定子铁芯计算长度 Lt＇ 54 (cm)2.121 主极极靴长度 lp 54 (cm)2.122 主极极身长度 lm 54 (cm)2.123 主极极靴计算长度 lp＇ 55.6 (cm)2.124 轴向气隙计算长度 l0 54.8 (cm)2.125 计算气隙δ＇ .933 (cm) 2.129 磁极压板厚度δp 4.5 (cm)2.130 磁极铁芯计算长度 lm＇ 58.5 (cm)2.131 磁极结构尺寸 ap 6.25 (cm)2.132 磁极结构尺寸 dt3.8455 (cm) 2.133 磁极结构尺寸 cp 12.8173 (cm) 2.134 磁极结构尺寸ηm 15.148 (cm) 2.135 定子齿重 GFet 633.1094 (kg) 2.136 定子轭重 GFej 2164.694 (kg) 2.137 磁极压板截面积 Ap 74.025 (cm) 2.138 磁极铁芯截面积 Am 1378.98 (cm)2.2 空载特性计算2.201 绕组基波短距系数 Kp1 .95792.202 绕组基波分布系数 Kd1 .956262.203 绕组基波系数 Kdp1 .9162.204 基波磁通θ1 .1656 (Wb)2.205 磁场波形系数 kθ .98582.206 极弧磁通系数 kλ .92022.207 空载额定电压时的每极磁通θ .1632 (Wb)2.208 空载额定电压时极靴部分的磁通θλ .1502 (Wb) 2.209 极靴上气隙的平均磁通密度 Bδ .7614 (T)2.210 定子1/3齿高处的磁通密度 Bt1/3 1.6458 (T)2.211 定子1/2齿高处的磁通密度 Bt1/2 1.5958 (T)2.212 定子轭的磁通密度 Bj 1.5408 (T)2.213 定子齿的气隙系数 kδ1 1.14622.214 定子铁芯径向通风槽的气隙系数 kδ2 1.07282.215 转子阻尼绕组槽的气隙系数 kδ3 1.02482.216 总气隙系数 kδ 1.26012.217 定子齿的磁位降 Ft 1092.08 (A)2.218 定子轭的磁位降 Fj 2519.536 (A) 2.219 磁极漏磁系数ζm 1.17482.220 极身根部磁通θm .1917 (Wb)2.221 极身根部的磁通密度 Bm 1.3902 (T)2.222 极靴的漏磁系数ζp 1.05762.223 极身上部的磁通θp .173 (Wb)2.224 极身上部的磁通密度 Bp 1.255 (T)2.225 磁极的平均磁通密度 Bm1/2 1.3564 (T)2.226 磁极的磁位降 Fm 1139.5 (A)2.227 转子轭与磁极接缝处的磁位降 Fj2 695.1 (A)2.228 气隙磁位降 Fδ 14322.5224 (A) 2.229 额定电压下的空载磁位降 Ff0 19768.7384 (A) 2.230 定子绕组漏抗 Xζ .0637三. 负载磁势计算3.1 短路和额定千伏安cosθ=0时的磁势计算3.101 短路电流为额定电流时的磁位降 Fk 13561.8953 (A) 3.102 短路比 Kc 1.45773.103 定子绕组总漏抗 Xζt .10823.104 cosθ=0时对应额定电压Uθ的每极磁通θ＇ .1736 (Wb)3.105 气隙平均磁通密度 Bδ＇ .8099 (T)3.106 空气隙的磁位降 Fδ＇ 15234.8449 (A) 3.107 定子轭的磁通密度 Bj＇ 1.6389 (T)3.108 定子轭的磁位降 Fj＇ 4383.9926 (A) 3.109 定子齿的磁通密度 Bt1/3 1.7506 (T)3.110 定子齿的磁位降 Ft1/3 1675.52 (a)3.111 磁极漏磁系数ζm＇ 1.30563.112 极靴的漏磁系数ζp＇ 1.10083.113 极身根部的磁通密度 Bm＇ 1.6963 (T)3.114 极身上部的磁通密度 Bp＇ 1.4385 (T)3.115 磁极的平均磁通密度 Bm1/2 1.6319 (T)3.116 磁极的磁位降 Fm＇ 2803.7 (A)3.117 转子轭与磁极接缝处的磁位降 Fj2＇ 848.15 (A)3.118 额定千伏安.cosθ=0过励时的总磁位降Σ 37595.7581 (A)3.2 用图解法确定额定负载时的磁势3.201 额定励磁磁动势 Ffn 33018.0919 (A)四. 励磁数据4.01 空载额定电压时的励磁电流 If0 184.7546 (A) 4.02 额定负载时的励磁电流 Ifo 308.5803 (A) 4.03 额定负载时励磁绕组的电流密度 Jf 4.3733 (A/cm) 4.04 空载时励磁绕组的滑环电压 Uf0 39.2234 (V)4.05 额定负载时励磁绕组的滑环电压 UfN 95.6599 (V)4.06 集电环上的励磁电压增长速度ΔUf 191.3198 (V/s) 4.07 直流励磁机的额定电压 Uf 105.2259 (V) 4.08 直流励磁机的额定电流 If 339.4383 (A) 4.09 直流励磁机的额定功率 Pf 35.7177 (kW) 4.10 励磁系统的顶置电压 Ufmax 191.3198 (V) 4.11 直流励磁机的最大励磁电流 Ifmax 877.6251 (A) 4.12 直流励磁机的瞬时最大功率 Pfmax 167.9071 (kW)五. 损耗和效率5.1 空载损耗5.101 空载额定电压时定子齿中铁耗 PFet 3.4261 (kW)5.102 空载额定电压时定子轭中铁耗 PFej 8.3511 (kW)5.103 空载额定电压时极靴表面附加损耗(叠片或实心磁极) PFepo 2.8552 (kW)5.104 空载时总损耗 PFe 14.6324 (kW)5.2 短路损耗5.201 并联股线间的环流系数 Kr .0062725.202 并联股线间的环流系数ε .374985.203 涡流损耗系数 Ks .01055.204 定子绕组费立德系数 KF 1.01685.205 短路电流为额定电流时磁场三次谐波在定子齿中的磁通密度 B3 2805.0193 (T) 5.206 短路电流为额定电流时磁场三次谐波在定子齿中引起的附加损耗 Pt3 1.7286 (kW) 5.207 额定电流时定子绕组铜耗 Pcu 16.014 (kW) 5.208 额定电流时双层定子绕组铜耗 Pcus .2686 (kW) 5.209 短路电流为额定电流时定子磁场中齿谐波在极靴表面及阻尼绕组中产生的附加损耗 Ppt .1143 (kW) 5.210 短路电流为额定电流时定子绕组磁势中高次谐波在极靴表面产生的附加损耗 Pkv .0558 (kW) 5.211 短路电流为额定电流时在定子此压板及端盖上的附加损耗 Pad .2395 (kW) 5.212 短路电流为额定电流时的总损耗 Pk 18.4208 (kW)5.3 励磁损耗5.301 额定负载，额定电压额定功率因数时的励磁损耗 Pcuf 25.6891 (kW)5.4 机械损耗(摩擦损耗及通风损耗)5.401 风摩损耗 Pfv 11.4305 (kW) 5.402 总机械损耗(包括风摩损耗) Pmec 51.4305 (kW)5.5 效率5.501 总损耗Σ 84.4837 (kW) 5.502 发电机额定负载时的效率η 95.947六. 温度计算6.1 定子温度计算6.101 铁耗在定子内圆产生的单位热负载 W1 .7241 (W/cm) 6.102 铜耗在定子内圆产生的单位热负载 W2 .342 (W/cm) 6.103 铜耗在线圈表面产生的单位热负载 W3 .0679 (W/cm) 6.104 铁芯对空气的温升θFe 33.8543 (K) 6.105 线圈绝缘温度降θi 11.246 (K) 6.106 线圈端部表面对空气的温升θE 24.9225 (K)6.107 定子有效部分的最高温升θmax 45.1 (K)6.108 定子线圈对空气的平均温升θcu 39.2131 (K)6.2 转子温度计算6.201 励磁损耗在磁极线圈侧表面产生的单位热负载 W2＇ 1.0985 (W/cm) 6.202 转子线圈的电负荷 A2 868.8972 (A/cm) 6.203 转子线圈的表面热系数 W〃 .0195 (W/cm℃) 6.204 转子线圈对空气的温升θf 56.3333 (K)七.经济指标7.01 发电机定子有效铁重 GFe 2797.8034 (kg) 7.02 定子绕组铜重 Gcu 464.4031 (kg) 7.03 励磁绕组铜重 Gcuf 536.2104 (kg) 7.04 阻尼条重量 GB 55.9792 (kg) 7.05 阻尼环重量 GR 36.4416 (kg) 7.06 发电机有效铜重 Gcut 1093.0343 (kg) 7.07 发电机单位容量有效铁重量 gfe 1.1191 (kg)7.08 发电机单位容量有铜铁重量 gcu .1858 (kg)八. 电抗和时间常数的计算8.1 电抗的计算8.101 定子绕组矩形波磁动势 Fa 12012.8686 (At) 8.102 定子绕组直轴电枢反应系数 Kad 1.0538.103 定子绕组电枢反应直轴磁动势 Fad 12649.550625 (At) 8.104 直轴电枢反应电抗 Xad .8831938.105 定子交轴与直轴电枢反应基波磁通之比 Kq .498.106 交轴电枢反应电抗 Xaq .4890468.107 定子绕组漏抗 Xζ .06378.108 直轴同步电抗 Xd .9468938.109 交轴同步电抗 Xq .5527468.110 极靴之间漏磁导λpl .4481658.111 极身之间漏磁导λml .7624778.112 磁极端面之间漏磁导λmb .1486328.113 磁极总漏磁导λm+p 1.3592748.114 瞬变过程磁极总漏磁导Λ 1.0026048.115 励磁绕组总电抗 Xζ2 1.0064728.116 励磁绕组漏抗 Xζf .1232798.117 直轴瞬变电抗 Xd＇ .1718798.118 交轴瞬变电抗 Xq＇ .5527468.119 阻尼绕组直轴漏抗(开口槽) Xζd .0794768.120 阻尼绕组交轴漏抗 Xζq .059607 8.121 直轴超瞬变电抗 Xd〃 .098062 8.122 交轴超瞬变电抗 Xq〃 .116831 8.123 负序电抗(当短路时) X2 .107036 8.124 负序电抗(外接大电抗时) X2 .005728 8.125 零序电抗 X0 .031276 8.126 定子绕组电阻(标幺值) R* .006405 8.127 励磁绕组电阻(标幺值) Rf* .0014168.2 时间常数的计算8.201 定子绕组开路时励磁绕组的时间常数 Tdo＇ 2.2636 (s) 8.202 定子绕组和励磁绕组开路时直轴阻尼绕组的时间常数 TDdo＇ .1533 (s) 8.203 定子绕组开路时交轴阻尼绕组的时间常数 TDqo＇ .1135 (s) 8.204 定子绕组短路时励磁绕组的时间常数 Td＇ .4109 (s) 8.205 定子绕组开路时，励磁绕组短路时直轴阻尼绕组的时间常数 Tdo〃 .0299 (s) 8.206 定子绕组及励磁绕组短路时直轴阻尼绕组的时间常数 Td〃 .0171 (s) 8.207 定子绕组短路时交轴阻尼绕组的时间常数 Tq〃 .024 (s) 8.208 励磁绕组短路时定子绕组的时间常数 Ta .0532 (s) 8.209 机端三相短路时瞬变电流衰减时间常数 Td3＇ .4109 (s) 8.210 机端三相短路时超瞬变电流衰减时间常数 Td3〃 .0171 (s) 8.211 机端三相短路时定子电流非周期分量衰减时间常数 Ta3 .053 (s) 8.212 机端两相短路时瞬变电流衰减时间常数 Td2＇ .599 (s) 8.213 机端两相短路时超瞬变电流衰减时间常数 Td2〃 .022 (s) 8.214 机端两相短路时非周期分量衰减时间常数 Ta2 .0532 (s) 8.214 机端单相短路时瞬变电流衰减时间 Td1＇ .647 (s) 8.214 机端单相短路时超瞬变电流衰减时间 Td1〃 .0228 (s)。

水轮机发电量计算公式

水轮机发电量计算公式

水轮机发电量计算公式水轮机是一种利用水能转换成机械能的装置，广泛应用于水电站的发电过程中。

水轮机发电量的计算是水电站运行管理的重要内容之一，也是评价水电站发电效率的重要指标之一。

本文将介绍水轮机发电量的计算公式及其相关参数。

水轮机发电量的计算公式为：Q = η × ρ × g × H × A其中，Q为水轮机的发电量，单位为千瓦时（kWh）；η为水轮机的效率；ρ为水的密度，单位为千克/立方米（kg/m³）；g为重力加速度，取9.81米/秒²；H为水头，单位为米（m）；A为水轮机的有效叶轮面积，单位为平方米（m²）。

水轮机的效率是指水轮机将水能转换成机械能的能力，通常取值在0.8~0.9之间。

水的密度随温度和压力的变化而变化，一般取值为1000千克/立方米。

重力加速度是一个恒定值，取值为9.81米/秒²。

水头是指水从水库或水坝的高度到水轮机的有效叶轮面积的高度差，是水轮机发电量的重要参数之一。

水轮机的有效叶轮面积是指水轮机叶轮上能够接受水流的面积，是水轮机发电量的另一个重要参数。

在实际的水电站运行中，水轮机发电量的计算还需要考虑到水轮机的负荷特性、水流量、水轮机的启停时间等因素。

水轮机的负荷特性是指水轮机在不同负荷下的效率和发电量的变化规律，通常用负荷曲线来表示。

水流量是指水轮机每秒钟接受的水流量，是水轮机发电量的另一个重要参数。

水轮机的启停时间是指水轮机从停止状态到达额定运行状态所需的时间，也是影响水轮机发电量的重要因素之一。

水轮机发电量的计算公式是一个综合考虑水轮机效率、水头、有效叶轮面积等因素的公式，是水电站运行管理的重要内容之一。

在实际的水电站运行中，还需要考虑到水轮机的负荷特性、水流量、水轮机的启停时间等因素，以确保水轮机的发电量达到最大化。

大型水轮发电机温度场与热应力分析

大型水轮发电机温度场与热应力分析

大型水轮发电机温度场与热应力分析摘要：当前水轮发电机单机发电容量不断增大，其热负荷以及电磁负荷也越来越大。

因此对水轮发电机热应力和温度场的分析研究成为当务之急。

水轮发电机产生短路故障后转子磁极热应力交变也更为复杂，研究发现与短路发生位置以及短路匝数之间都存在较大关系。

文章分析了大型水轮发电机转子磁极热应力，以期帮助相关工作人员分析水轮发电机匝间短路问题，为优化解决方案提供参考。

关键词：水轮发电机；热应力；电磁损耗大型水轮发电机往往热负荷较大、磁通密度较高。

过高的温度会对绕组造成影响，导致绕组损坏和发电机结构件热应力增加,对机组的运行有着直接影响，当热应力超出合理范围会导致机组安全运行受到威胁。

为此对水轮发电机不同工况下热应力与温度分布的研究，能够帮助相关工作人员预测大型水轮发电机热应力对结构的损害程度,方便对其进行优化。

对探究大型水轮发电机的散热系统的设计以及排查故障方面具有重要作用。

一、大型水轮发电机电磁建模及温度场分析（一）水轮发电机的电磁建模以某大型水轮发电机为例，其发电机参数如表1所示。

大型水轮发电机组有着径向宽度大、轴向高度低的特点，通常我们忽略水轮发电机的机组电磁场顶端效应,沿轴向进行均匀分布则能够将其简化为2D结构模型进行研究。

表1水轮发电机参数机组周期为对称结构，最小周期的对称数为4个磁极，相对应33个定子绕组与齿槽子。

为了达到简化计算增强其仿真精确程度，仅仅只选择这中间最小的单位完成仿真计算。

从而建立起周期最小的对称单元的2D仿真电磁分析模型。

（二）边界以及激励设置水轮发电机模型是电磁分析中最小的单元模型，仅仅占据了全部水轮发电机模型的十六分之一。

仿真全模型的电磁特性要在小单元模型的两侧扇形部分增设主从边界，因此在进行仿真边界计算的过程中，主从边界可以使计算的最终结果沿轴自动向周期性进行对称分布。

发电机的定子外径设有边界-诺依曼边界,这种边界能够限制电机内部的磁通密度。

直流电流对发动机的转子绕组进行激励，其输出端能够使用外接电路进行激励，定子绕组的外接电路可应对两种不同工况。

大型水轮发电机冷却方式

大型水轮发电机冷却方式

2 冷却系统的技术进步
2.1 全空冷方式 近 20 年来，国内外在空冷系统设计理论、风循环
系统和风沟的合理设置、风道密封及减少风损等方面, 取得了长足的技术进步，主要表现在：
（1）近几年结合水电工程，对 700MW 级水轮发 电机做了多个通风模型试验，并在 840MVA 的真机进 行了型式试验，不断修正通风系统的仿真计算，掌握 了：根据水轮发电机的额定容量和结构确定全空冷方
（4）上世纪 90 年代初，国内外普遍认为，700MW 水轮发电机采用全空冷是处在极限容量的临界状态。 国产第一台 840MVA 全空冷水轮发电机的成功投运和 全空冷技术的进步，标志着设计制造全空冷 800MW 级 水轮发电机己无问题，提高了全空冷水轮发电机制造 极限容量。
2.2 半水内冷方式 发电机采用半水内冷方式，定子线棒由导电的实
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大型水轮发电机冷却方式
2008.№1
式所需的有效总风量及风量的分配；为降低运行温度 并使温度分布趋于均匀，调整风道和风沟的科学合理 设置的方法；在温度场计算中对流换热流体及其温度 与界面的对流换热系数，并考虑风沟中风温逐步升高 对不同风速、不同温度下物性参数的影响，计算出相 应的换热系数；考虑了铁心叠片、线棒股线绝缘、材 料三维各向异性、附加损耗等因素的影响。表明己基 本掌握了通风系统的设计理论和仿真计算。700MW 全 空冷水轮发电机实际运行表明，定子线棒实测的 RTD 温度比计算值小，相差约 10%，还需日趋完善。
心股线和通冷却水的空心股线组成，一般由一根空心 股线带走 4 根实心股线产生的损耗热量。经过纯水处 理装置处理过的冷却水（水质纯净、无固体杂质、PH 值为 7.5～8.5、硬度小于 2µmol/l、水温 25℃时电导率 小于 1.7µs/cm），用泵打入定子线棒的空心股线进行冷 却并带走实心股线产生的热量，升温的纯水进入冷却 器，与二次冷却水进行热交换，降温后的纯净冷却水 经过纯水处理装置，再进入定子线棒空心股线形成水 冷循环系统。半水内冷发电机空冷部分与前述全空冷 方式基本一致。半水内冷方式在大容量水轮发电机中 己被广泛采用，技术上不断改进，日趋完善，具体表 现在：