大型汽轮发电机转子全电流试验磁场分析

童旭松，宋德强，胡 刚



大型汽轮发电机转子全电流试验磁场分析

童旭松1，宋德强2，胡 刚1

（1. 哈尔滨电机厂有限责任公司，哈尔滨 150040；2. 黑龙江牡丹江抽水蓄能有限公司，黑龙江 牡丹江 157000）

新设计的大型汽轮发电机在出厂前，必须要进行型式试验，其中很重要的一项就是转子全电流温升试验，了解转子绕组在额定励磁电流下的温度分布情况，保证设计的可靠性。本文采用二维有限元法对大型汽轮发电机转子全电流试验进行电磁场仿真，分析气隙磁场、铁心发热及定子电压情况，表明通过将部分转子绕组反接可有效抵消转子磁场，减小电机端电压及定子铁心损耗，为电机试验提供理论支撑。

汽轮发电机；全电流；有限元；磁场

0 前言

随着空冷汽轮发电机容量的增大，转子发热问题也越来越引起关注，国内外对此进行了很多研究，其中有用热网络法[1-3]，也有用电磁场、温度场耦合仿真[4-7]。但对于制造厂来讲，还需要进行试验验证，以验证设计正确性，保证产品的可靠性。通常采用的手段就是在制造厂内进行转子全电流温升试验，研究转子绕组在通过额定励磁电流(甚至过电流)时的转子绕组温度分布。

发电机在出厂前一般只进行空载试验和稳态短路试验。这时，转子电流达不到额定值，用该电流下的试验值来推算转子在额定励磁电流下的温升(尤其是局部温升)，往往会有一定的误差。如果不采取措施，转子绕组上施加额定励磁电流时，定子电压和定子铁心损耗将远超设计限制，给机组带来危害。对于小容量机组，我们还可以采用电抗器负载或直接负载(发电反馈电网)的方法来使转子电流达到额定值[8, 9]。而对于容量越来越大的大型汽轮发电机来说，上述方法基本是无法实现的。

由于试验只考虑转子绕组通过额定励磁电流引起的欧姆损耗，一个比较经济的办法是利用汽轮发电机转子线圈为同心式的特点，将部分转子绕组反接，抵消部分转子磁势，从而减弱气隙磁场，然后进行全电流温升试验。此时，即使转子电流达到额定值，定子也不会出现过电压(空载)或过电流(短路)情况，而转子绕组的损耗和发热却达到了发电机满负荷状态的水平[1]。

实际上，这种反接并不能安全抵消转子磁势。对于转子每极为奇数槽的情况更是如此。因此有必要分析反接后电机的磁场、铁损、电压等。本文采用二维时步有限元法，对转子反接后的磁场、铁心损耗和定子端电压进行分析，预判试验过程。

1 反接试验及计算方法

1.1 反接方法

本文以一台350MW的汽轮发电机为例，计算反接后的磁场及电压。该电机转子每极9个线圈，如图1所示，所以转子磁场不可能完全抵消。根据转子绕组结构，将转子每极线圈分为两组，1组为1、4、5、8、9号线圈，另一组为2、3、6、7号线圈，两组线圈电流方向相反，每极编号相同的线圈电流方向相同。

图1 转子线圈编号

1.2 仿真模型

本文采用场路耦合的瞬态二维有限元数值计算方法进行电机磁场分析[10-12]，建立电机的二维有限元模型，如图2所示。

图2 二维磁场有限元求解区域

二维瞬态电磁场数学模型如下：

其中，为磁阻率；为电导率；为源电流密度。

建立相应的电路模型，如图3所示，BA、BB、BC为定子三相绕组。因为试验时电机空载，故定子三相绕组开路，电压表UAB、UBC、UCA分别用以测量三相电压，BR1~BR9为绕组线圈，按前述的反接规律接线，U为励磁电压源。

2 仿真结果分析

本文用如上所述有限元法对转子绕组反接后的电机二维磁场进行了计算，分别从反接后的气隙磁场、损耗以及定子端电压等三个方面进行分析，并与空载工况进行了对比。

2.1 电机磁场

图4为反接转子后，转子通以额定电流时电机的磁场分布。可以看出，由于转子每极槽数为奇数，转子励磁磁势不能完全抵消，还有部分磁场进入，但定子磁密最大仅为0.82T，较额定电压时磁密小很多，定子铁心处于不饱和状态。而由于转子磁势相互抵消的缘故，在转子小齿上的磁密比较高，处于饱和状态。

图5为电机气隙径向磁场分布和其谐波分析结果。可以看出，气隙磁密中含有很多高次谐波，3次和5次波占到了基波的17%，而7次、11次和13次占到了基波的12%。

图5 反接试验时气隙磁密

将反接后的各次谐波与空载额定电压时的气隙谐波进行对比，见表1。可以看出，与空载相比，虽然基波磁场下降接近三分之一，但各高次谐波均有不同程度的增加。

表1 气隙磁密谐波分析 T

2.2 定子铁心损耗分析

定子铁心损耗在电机中比例很大，直接影响铁心的温升。本文采用Bertotti提出的铁心损耗分离模型[13-15]，用以计算交变磁场作用下的铁心损耗，如式(2)所示，可以看出，铁心损耗与磁场的交变频率有直接关系，由于反接后除基波外各次谐波均有不同程度的增加，有可能引起较大的铁损，需要对其进行分析。

式中，和分别为硅钢片的磁滞损耗系数和涡损耗系数。

在磁场分析的基础上，应用上述公式对定子铁心损耗进行分析，平均铁心损耗分布如图6所示。从图上可以看出，铁损除集中在齿头位置，在齿根也较大。反接后定子铁心损耗为100.3kW，而正常空载情况下铁心损耗为474.6kW，远远小于额定情况，故不会引起铁心过热。

图6 定子铁损分布

2.3 定子端电压分析

仿真全电流反接试验时，在转子电路模型中通入电机额定励磁电流，转子以额定速度旋转，仿真得定子电压波形如图7所示，谐波分析如表2所示。与额定空载相比，基波电压有效值为7000V，接近额定电压的三分之一。之所以定子机端还有这么高的电压，除了通入的励磁电流比较大以外，还因为转子每极槽数为奇数，转子励磁磁势并没有完全抵消，而且整个电机铁心的饱和程度也比较低。从表2还可以看出，反接后电压高次谐波比空载时大，这与前面气隙磁密分析结果也是一致的。

图7 线电压波形

表2 端电压谐波分析 V

3 结论

本文采用场路耦合的时步有限元法对电机反接试验的电磁场进行了仿真，获得了反接工况下的磁场分布及端电压情况，并与空载额定电压时的磁场进行了对比。分析表明通过将转子绕组部分反接可以有效地抵消转子磁场，减小电机端电压及定子铁心发热。

[1] 范永达, 苏文印. 大型汽轮发电机转子温升计算[J]. 大电机技术, 1990(5):14-16.

[2] 秦光宇, 刘长清. 汽轮发电机转子通风及温升计算研究[J]. 防爆电机, 2013, 48(3):13-14.

[3] 胡晟, 谭茀娃, 金如麟. 1000MW级汽轮发电机转子端部线圈温升的分析计算[J]. 大电机技术, 1999(6):1-5.

[4] 李伟力, 孙佳慧, 孙宏丽. 汽轮发电机稳态与负序工况下转子涡流损耗计算和温度场分析[J]. 电工技术学报, 2012, 27(9):174-182.

[5] 殷继伟, 戈宝军, 陶大军,等. 大型半速汽轮发电机非全相工况下转子涡流损耗的研究[J]. 中国电机工程学报, 2016, 36(20):5647-5656.

[6] 路义萍, 阴文豪, 韩家德,等. 汽轮发电机转子端部及槽内绕组温升[J]. 电工技术学报, 2010(2):1-5.

[7] 刘保生, 安志华, 韩荣娜. 空冷汽轮发电机转子温度场计算研究[J]. 上海大中型电机, 2008(4):9-11.

[8] Kudlaccik H.W. et al. Local Rotor Winding Temperature Measurements for Large Turbogenerator Fields. IEEE PAS.1963. Vol.64,687-694.

[9] 赵昌宗. 用部分绕组反接法进行汽轮发电机转子全电流试验[J]. 东方电气评论, 1989(4):45-50.

[10] 梁艳萍, 周封. 用时步有限元法计算汽轮发电机直轴瞬态参数[J]. 电机与控制学报, 1998(2):69-74.

[11] Turner P J. Finite-element simulation of turbine-generator terminal faults and application to machine parameters prediction. IEEE Transactions on Education, 1987.

[12] 乔鸣忠, 梁京辉, 张晓锋,等. 多相感应电机场路耦合时步有限元分析[J]. 中国电机工程学报, 2010, 30(24):75-80.

[13] 陈世坤. 电机设计[M]. 机械工业出版社, 1990.

[14] 张艳丽, 李玉梅, 刘洋,等. 考虑不同磁特性模型的感应电机铁心损耗分析[J]. 中国电机工程学报, 2013, 33(27):120-126.

[15] 汤蕴璆. 电机内的电磁场[M]. 科学出版社, 1981.

The Magnetic Filed Analysis of Full Rotor Current Test for Large Turbo-generator

TONG Xusong1, SONG Deqiang2, HU Gang1

(1. Harbin Electric Machinery Company Limited, Harbin 150040, China; 2. Heilongjiang Mudanjiang Pumped Storage Co., Ltd., Mudanjiang 157000, China)

The type test for a new design of large turbo-generator must be carried out in the factory. The temperature rise test with full rotor current is very important to check the temperature distribution of rotor winding, which ensures the reliability of the design. In this paper the generator’s electromagnetic field in the test is simulated by 2D FEM. The magnetic field of air gap, the iron loss of stator and the terminal voltage is analyzed. The results show that reversing some rotor coils can effectively reduce the rotor field, terminal voltage and iron loss, which provide theoretical supports for the test.

turbo-generator; full rotor current; finite element; magnetic field

TM311

A

1000-3983(2018)01-0044-04

2017-08-06

童旭松（1972-），2005年毕业于哈尔滨理工大学，工程硕士，主要从事大型电机技术研究，高级工程师。