电机冷却系统（精选8篇）
电机冷却系统 篇1
前言
任何设备运行中都会产生一定的损耗, 电机亦不例外, 损耗产生的热能被冷却系统带走, 使其他部件温度升高, 这就要求在设计过程中增强对冷却系统的考虑, 提高对温度的控制能力, 保证电机系统可以安全运行。随着电机容量的增加, 材料的利用率也在不断的改进, 电机通风系统的改进工作迫在眉睫, 是当前电机发展的最主要问题之一。
1 当前电机通风系统的特点
从其计算公式来看, 电机通风发热的计算涉及多个方面, 包括流体力学、传热学、电机电磁理论、电机结构等诸多方面。电机的内热交换过程相对较为复杂, 当前我国尚未研制出准确的计算温升的办法, 而且相应的研究也不够深入, 当前的测试准确度及效率都亟待提升。从当前的发展形势来看, 对电机温升的估算多是以试制的同类型结构电机温升试验作为基础的, 科学性及经济性不足, 只有通过温升计算, 对影响电机系统的因素进行深入分析, 找到解决的对策。下面就来分析一下当前对通风发热的计算方法, 探讨如何改进电机通风系统结构, 改善内部通风情况, 降低电机的温升情况。
2 改进电机系统通风的对策
从散热原理来看, 电机散热要通过热传导、热辐射、热对流的方式实现, 其中以热传导与热对流较为常见, 也是应用最主要的方式。
2.1 热传导原理及应用
与欧姆定律类似, 热传导的定律公式为:θ=P·R。其中, θ表示的是热压, 也就是温升, P表示的热流, 也就是我们说的损耗, R是热阻。从公式呈现出的结果来看, 在电机损耗一定的前提下, θ与R成正比, 热阻越小, 温升就越低。所以, 要想降低温升可以将其作为依据, 以降低热阻R来达到降低温升θ的目的。例如:电子绕组铜会产生一定的热能损耗, 通过绝缘来传递热能, 其计算公式为:R=δ/λ·A, 其中δ为绝缘厚度;λ则表示导热系数;A表示的是导热面积。其中λ是固定数值, 如果已经决定采用的设计方案, 则面积A也是固定不变的数值, 那么要想达到降低热阻的目的, 关键就是要通过改变绝缘系数来实现, 这就要求相关人员增强对电机绝缘结构的管理, 改进绝缘设施。
2.2 热对流及其应用
所谓的热对流就是通过流动的液体或者砌体冷却介质来完成传递热量的过程。该过程可以通过公示:P=αk·A·θ, 其中P表示的热量, 也就是损耗;αk表示的则是散热的系数;A表示的散热的面积;θ表示的是温升。通过对这一公式的转换, 可以将其写成:θ=P/αk·A=P·R, 可以计算出R=1/ (αk·A) , 从这一公式可以看出, 要想降低热阻R来达到冷却的目的, 关键是要增加散热面积A或者是提高散热的系数αk。散热系数与风速间存在一定的相关性, 用公式表示为:αk=α0 (1+K√v) 。其中α0时风速为零时的散热系数, 给定的材料是一个常数, K表示的就是这个常数, ;V表示的就是散热面积所接收到的风速。风速与散热系数是成正比的, 要想使αk增加, 就必须要使风速增加, 这就要求做好电机通风系统的布置工作。
一般我们可以将电机的通风风阻、风雅、风量表示成:Q=√H/Z, 对这一公式进行平方处理, 其中Q为风量、H是风压、Z则为风阻。要想使Q提高, 就只有减小风阻或者增加风压来实现, 要想使风压H增加, 从当前的技术手段来看, 唯有加大风扇的叶片来实现。在产品设计过程中会受到诸多因素的影响, 而已结构与性能的影响最大, 要想增加风量降低风阻是最有效且最便捷的方式。影响风阻的因素很多, 最主要的是加大通风面积实现降低风阻的目标, 达到冷却的目的。
通过上文的公式阐述, 我们看到热传导与热对流是实现风机冷却的较为便捷的方式, 要想控制电机的温度在合理的范围内, 就必须要加强对其影响因素的控制, 可以通过增加通风面积, 或者是降低电阻来实现, 同时加大风量、流速与流量也是十分必要的。因此, 在经济条件允许的情况下, 适当的增加通风道的数量是最有效且最直接的方法之一, 不仅使通风面积变大, 同时风阻也有一定程度的降低, 达到风量加大的目的, 风速被提高, 实现了散热的目标, 进而使热阻降低, 另外, 也可以加大散热面积减小热阻, 降低温度, 保证系统的稳定运行。
3 温升试验数据与改进计算的对比
相关人员对上文的方法进行了试验, 试验所采用的是YKK630-8少胶减薄绝缘结构电机进行的温升计算, 从得到的数值来看, 与试验值间的差距较小, 效果令人满意, 偏差基本控制在了3K之内。从得到的结论来看, 如果其他的条件相同的前提下, 也可以满足电机性能的要求, 可以将原本的8个通风道改为13个通风道, 然后进行温升计算, 得到以下的结论:
从:上表的计算数据来看, 电机通风道数的增加是降低电机温升的一个最有效的方法, 通过上表的对比情况来看, 如果无限制的增加风道数也会产生负面影响, 因此要控制在合理的范围内, 达到控制温度的目的即可。
从上文的计算结果来看, 要想达到控制电机温度在合理的范围内, 关键是要提高设计水平, 而目前, 改进通风系统的增加通风道数的产品正在被不断地的试验中, 如果产品的试验得到验证, 就可以实现降低成本的目的, 改善电机通风系统的冷却水平。
4 结束语
从上文的分析及计算情况来看, 我们对影响电机温升的因素有了较为全面的认识, 因此, 要想改进电机的通风系统水平, 关键是要提高设计水平, 降低温升, 节约成本, 提高电机单机的容量, 同时要借鉴国外的现金技术来提高我国电机通风系统的设计水平, 降低运行成本, 促进电机运行水平的提高, 推进我国电机通风系统设计水平的改善。
参考文献
[1]严芸.高速异步电机温升计算软件的开发[J].湖南工业职业技术学院学报, 2006 (3) .
[2]伍宇红, 郭永红.带循环空气-水冷却器发电机通风冷却系统的设计及温升计算[J].防爆电机, 2006 (4)
[3]张宜倜.关于油浸式电力变压器热特性的计算原理式的探讨[J].变压器, 2010 (11) .
冷却水系统巧改造 篇2
改造前
使用曼罗兰UNISET75高速轮转报纸印刷生产线初期，笔者根据冷却水系统的技术说明书组装了冷却水系统，其结构如图1所示。考虑到南京的气候特点，该冷却水系统选择了制冷机组与风冷机组相结合的冷却方式。在夏、秋季，采用制冷机组制冷；在春、冬季，采用风冷机组制冷，这是因为风冷机组较制冷机组耗电量低，可节约大量电能，又可避免冬季制冷机组不易启动的问题。此外，冷却水系统中还设置了一个容量为5立方米的贮水柜，可为设备泵站提供温度相对恒定的冷却水。
经过1年多的运行后，笔者发现电气柜的热交换片上常出现渗水现象，刚开始以为是夏季湿度大，空气流过相对较冷的热交换片而产生的冷凝现象，然而在空气相对干燥的冬季仍会出现渗水现象，且情况越来越严重。为此，笔者将热交换片的保护罩打开，发现在冷水流经的热交换片的铜管上有水珠冒出，于是初步确认是热交换片自身出现了漏水现象，而不是冷凝现象。
为进一步查明热交换片出现渗水的原因，笔者对冷却水系统中的水质进行了化验。化验结果表明，水质中的颗粒物杂质超标。究其原因，主要是冷却水系统的管路太长，且由于贮水柜内装有浮球式补水阀，且其上方留有一个检修口，使得冷却水系统处于相对开放的状态，大量空气进入冷却水系统，造成管道氧化、锈蚀。大量铁锈从管壁剥落后，随着水流进入电气柜的热交换片中，对热交换片的铜管产生冲刷、研磨。时间一长，铜管的管壁就会变薄，最终被磨破，从而导致漏水。
原因查明后，笔者将贮水柜内的浮球式补水阀外移，将检修口做密闭处理，使整个冷却水系统处于相对密闭的状态，同时，加强了水质检测，并定期更换冷却水。采取上述措施后，电气柜的热交换片渗水现象明显减轻。
改造后
为进一步提高冷却水的水质，尤其是进入到电气柜热交换片的冷却水的水质，2010年7月，我们对冷却水系统进行了改造，改造后的冷却水系统结构如图2所示。
由图2可知，改造后的冷却水系统比原有的冷却水系统增加了板式热交换器。该板式热交换器将原有冷却水系统分成了2个独立的水系统，即贮水柜系统和设备系统。这两个系统的冷却水互不交叉，热量交换通过相隔的板式热交换器中的不锈钢片完成。
其中，设备系统中的设备泵站是负责向电气柜提供所需温度的冷却水的重要环节，其通过一个电动的比例控制阀实时、自动地将来自于板式热交换器的冷水与来自电气柜中的回流水相混合，为电气柜提供预先设定好温度的冷却水，其原理如图3所示。
当温度传感器检测到电气柜中的冷却水温度高于电气柜预先设定的温度时，电动的比例控制阀会加大冷水的进水比例，使设备泵站的出水温度下降；当温度传感器检测到电气柜中的冷却水温度低于电气柜预先设定的温度时，电动的比例控制阀会减少冷水的进水比例，同时加大从电气柜回流的热水比例，使设备泵站的出水温度上升。通过这样的双向调节，设备泵站的出水温度可基本保持恒定，从而为电气柜提供所需温度的冷却水。
需要注意的是，电动的比例控制阀同时具备手动调节的功能，在设备泵站实际运行中，每过一段时间，可用手动的方法检查电动的比例控制阀转动是否灵活，以防因长时间不转动而导致转动部分因生锈而卡住。
此外，改造冷却水系统时我们还做了以下变动：一是将板式热交换器与设备泵站放在同一水平面上，确保设备泵站的水压与板式热交换器的水压相同，因为如果板式热交换器的位置高于或低于设备泵站的位置，均会产生水压叠加效应或增加设备泵站内水泵的负荷，从而产生故障；二是将板式热交换器尽量放在设备泵站附近，尽可能减少连接板式热交换器与设备泵站的管道长度，同时，设备泵站到电气柜之间的管道采用高强度塑料水管压接而成，以降低管道产生铁锈等颗粒物的可能性。
改造后的冷却水系统运行6年来，经检测发现，水质情况良好，电气柜的热交换片上没有再发生渗水现象，取得了良好的预期效果。
发电机冷却系统故障分析与处理 篇3
1. 故障现象
某厂G号发电机小修时, 在做定子泄漏电流试验时, 发现U相泄漏电流与V、W相比较, 严重不平衡, 是其它两相的4倍。定子水压试验情况:试验压力0.5MPa, 历时8h, 压力下降到0.4MPa, 定子水压试验不合格, 但机内检查并未发现水迹。
机组参数如下。
机组编号:G号发电机;型号:QFSN-300-2 2Y;励磁电流:2 510A;额定电压:20 000V;励磁电压:302V;额定电流:10 189A;频率:50Hz。
2. 分析与处理
通过电气试验与水压试验情况对比, 这两个试验有着必然的联系, 极有可能是定子线圈有渗水现象, 必须找到漏点才能从根源上消除设备事故隐患。将试验水压提到0.8MPa, 发现发电机汽轮机侧8点钟位置一接头手包绝缘处有水渗出。剥开手包绝缘发现三通焊口有一细小砂眼漏水, 对漏点进行补焊处理。
3. 处理后的试验结论
恢复绝缘引水管, 水压试验合格;恢复手包绝缘。电气试验针对重新包扎的手包绝缘进行了电压外移试验, 并进行了修后直流泄漏电流试验。发电机再进行定子水压试验结果合格。
二、发电机冷水管脱落导致定子接地跳闸
1. 事故经过
某年9月28日, 某电厂发电机定子冷却水泄漏进发电机, 定子接地保护动作, 机组跳闸。9月28日12:42, 运行人员监盘时发现“3号发电机液位高”、“3号发电机液位高高”相继报警, 氢气压力由0.288MPa逐渐升高至0.39MPa, 值班人员立即上报并对密封油系统、定子冷却水系统及氢气冷却器系统进行全面检查, 并对发电机进行排污, 发现有水排出;13:05, 在发电机排水过程中机组定子接地保护动作跳闸。机组跳闸后进行了紧急停机操作。
2. 事故原因分析
(1) 3号发电机定子冷却水管路制造质量存在固有缺陷。发电机汽机侧定子绕组3点钟位置处, 汇水环至发电机绕组挠性绝缘引水管线圈侧接头脱落, 是造成此次事故的直接原因。
(2) 3号发电机定子冷却水泵出口压力及发电机入口定子冷却水压力没有接入至DCS系统中, 而仅在就地设置了压力表。运行人员对定子冷却水系统压力没有实时监视, 是造成此次事故的间接原因。
(3) 定子冷却水箱水位仅就地装设了水位表, 没有接入至DCS系统中, 而仅有水位高、低报警信号。运行人员对定子冷却水箱水位没有实时监视, 是造成此次事故的间接原因。
(4) 发电机排污发现有水垢, 运行人员没有按规程要求打闸停机, 造成发电机进水量增加, 是造成此次事故的间接原因。
3. 防范措施与处理
(1) 充分利用机组设备检修的有利时机, 对重要部件、重点部位进行详细全面地检查、检修、试验, 降低和减少设备故障。
(2) 对发电机定子冷却水泵出口压力、发电机入口定子冷却水压力、定子冷却水箱水位计等表计接引至DCS系统中。对就地表计的数据要求巡检员按时检查记录, 便于准确核对数据。
(3) 加强运行人员的的培训力度, 工作中严格执行运行规程, 牢固树立“保设备”意识。
三、发电机内冷水管泄漏, 转子接地停机
1. 事故经过
某年8月18日, 某电厂9#发电机转子冷却水管路由于制造质量存在缺陷, 焊缝砂眼发生贯穿性裂纹泄漏, 造成机组停机检修。
8月18日3:42, 9#机发“转子一点接地”信号, 复归后检查回路正常, 测转子正极对地电压40V, 负极对地电压46V, 恢复信号、光子牌, 信号消失。8月18日9:15, 检查发现发电机汽侧端盖沿气隙冷却水管往外渗水, 9#机有功功率减至55MW, 外部检查无异常。10:05, 申请调度同意, 22:45, 停机检修。
9月9日发电机转子送检后, 判明泄漏点为转子负极第8圈端部的第3匝线棒处冷却水管焊缝处有砂眼漏泄, 抢修处理后返厂。
2. 事故原因
(1) 制造质量存在缺陷。
(2) 9#机转子线圈采用强迫水循环水内冷方式, 正常运行时, 缺少对转子线圈焊缝的检查手段。
3. 防范措施
(1) 充分利用检修设备的有利时机, 对重要、重点部位进行详细全面检查、检修、试验。
(2) 加大技术培训力度, 提高检修人员的技术水平以及对异常现象的分析和判断能力, 有效降低和减少设备故障的发生。
(3) 从检修管理入手, 狠抓检修质量管理。严格监督检修人员按照检修作业指导书、检修工序工艺卡的标准进行检修, 责任落实到人, 考核到位。
四、结语
电机冷却系统 篇4
1 计算方法简介
工作分3步, 第一步, 结合德国西门子1FR6系列发电机的设计经验, 首先采用类比设计法设计出整个通风系统, 然后通过简化绘制出等值风路图, 再按流体力学方法计算整个通风系统的等值风阻。第二步, 根据该系列规格风扇外特性曲线, 结合发电机通风冷却计算所需的总通风量及第一步得出的等值风阻计算值, 确定风扇规格并计算发电机各主要部位风速、风量及表面散热系数。第三步, 进行电机温升计算。电机的通风冷却效果最终影响的是电机的温升值, 所以温升计算是电机通风冷却系统计算中必不可少的步骤, 由于篇幅所限, 其温升计算过程将在其他文章中论述。
2 通风系统等值风路图及等值风阻计算
2.1 绘制等值风路图时我们可以假定
1) 由于非驱动端空间截面较大、风速较低, 可近似认为压力为静压力并各处相等。
2) 绕组端部风阻很小可略去不计[1]。
3) 空气从上部进入通风窗、气隙、定子铁芯背部, 这些都视作入口。
4) 由于气隙截面积相对很小, 假定转子径向风道气流经气隙全部进入定子径向风道;同时假定气隙内空气从入口开始全部进入风扇一侧。
5) 在确定从转子径向风道经气隙进入定子径向风道, 以及从定子径向风道进入定子铁芯外侧时, 都认为空气是从中间的等值通风道流出。
6) 不考虑转子旋转时对风阻的影响。
在以上假定的基础上绘制出等值风路图 (见第90页图1) 。
2.2 等值风阻计算
等值风阻计算中不考虑风扇本身风阻或压力损失, 而将它计入风扇特性中。风路计算有3个基本参数, 即风压、风阻和流量。实际流体总是存在着粘滞性, 管道对于流体也存在着各种形式的阻力即引起能量的损耗[2]。根据产生部位和原因不同, 损耗一般分为两类:一类为摩擦损耗;一类为局部损耗。在用气体冷却的发电机中, 一般可视为短管道且形状较复杂的风路, 所以冷却系统中流体能量的损耗主要为局部损耗。
根据流体力学知识, 管道中风压降[2]:
式中:r为空气重度;g为重力加速度;ξ为摩擦损耗系数;S为小截面处面积;Q为风量[2]。
则有风阻:
实际管道中有截面突然扩大、缩小、出口、入口、折弯等各种局部损耗[3], 可分别将实际通风管道结构尺寸参数按流体力学局部损耗系数计算要求进行换算后, 查专业图表或经验公式计算出各局部损耗系数, 代入式 (2) 计算出各局部风阻值见表1。
串联合成风阻:
并联合成风阻:
根据图1等值风路图的串并联情况, 分别将表1中各数值代入式 (3) 、式 (4) 中计算:
关于计算需要说明的几点:
1) 摩擦损耗计算。如前所述, 局部损耗是空气冷却电机的主要损耗, 摩擦损耗为次要。具体针对该型发电机, 为了较精确地计算各风阻值, 也对有附加沿程摩擦损耗也进行了计算, 结果表明Z1和Z2中摩擦损耗风阻值均在1.0 (NS2m-8) 以下可忽略不计;对于Z3中沿程摩擦损耗的计算:
取气隙中由叠片组成粗糙表面管道的摩擦系数λ (0.02~0.065) 的上限值λ=0.065;S0为气隙环形缝隙截面积S0=0.97×10-2m2, 并将结构尺寸参数铁心长度l, 气隙单边值δ等各数值代入两式计算:Z3-5=23 991 NS2m-8, 就不能省略。从摩擦损耗风阻计算公式分析可见, 当管道等效长度l与等效直径d[ (6) 式中d=2δ]相比非常大时, ξ值即摩擦损耗系数将很大, 此时沿程摩擦风阻不可省略[4]。
2) 关于其他风阻Z其余。在整个通风系统等值风阻计算中, 除Z1~Z12主要结构局部损耗风阻之外, 还有其他风阻与总风阻呈串联关系, 它们之和计为Z其余, 现分别计算如下:
1) 过A窗入顶部冷却室, 扩大, Z13-1=3.3NS2m-8。
2) 经过机座B端入定转子B端环部, 缩小, Z13-2=5.4 NS2m-8。
3) 从风扇出口入机座A端, 扩大, Z13-3=4.5NS2m-8。
4) 省略不计其他数值均小于0.5 NS2m-8的单个风阻。则有:
3 各部位风速、流量的计算
3.1 总通风量Q总
式中:Q总为发电机通风冷却所需空气流量, m3/s;∑Ph为冷却空气要带走的损耗, k W;Ca为冷却空气的比热, 取1.1 k J/m3·℃;Qa为空气冷却发电机后的温升值, K。
根据对西门子1FR6系列发电机的验证计算, Qa一般在32~40 K之间, 此处设定Qa=37 K;通过电磁计算该发电机的损耗∑Ph约为90 k W;将这些数值代入式 (7) :
3.2 风扇的设计
根据前述发电机通风系统总风阻Zd总和总风量Q总数值及发电机额定转速nN=1500 r/min, 查后倾式离心系列风扇外特性曲线图, 确定风扇的规格为φ880×105即可满足通风冷却要求。
3.3 各主要部位风速、风量的计算
式中:ΔP为风压降;Z为风阻值;Q为流量。
利用式 (8) 和已计算出的各部位风阻值和总流量, 可分别计算出如下各参数:
1) 通风系统的总压降
2) 发电机转子两端的风压降
3) 定转子气隙中空气的流量及空气流速
4) 定子铁芯外侧部位空气的流量及流速
5) 定子B端流量及流速, 定子A, B两端部风压降, 定子A端部流速
6) 转子上各处冷却风的流速
5 结论
经上述计算表明, 此型发电机通风冷却系统设计是合理的, 采用的计算方式是正确的:各主要部位风速、流量及风扇的选取均能满足发电机的冷却要求;后续通过样机试验证明, 发电机的噪声和定转子绕组平均温升均满足技术条件要求, 设计安全可靠。
摘要：介绍了一种型号发电机通风冷却系统的计算方法, 运用原来逆设计推导出的德国西门子1FR6系列发电机风路计算公式和风扇的外特性曲线, 对该型发电机的通风冷却系统进行了计算校核, 并通过与样机实物试验数据进行对比, 得出了使用该计算方法进行工程设计的可行性和正确性。
关键词：发电机,闭合循环冷却,设计计算
参考文献
[1]陈世坤.电机设计[M].北京:机械工业出版社, 1984.
[2]张也影.流体力学[M].北京:高等教育出版社, 1983.
电机冷却系统 篇5
发电机的漏氢部位有很多种,定子内冷水管路漏氢是其中一种。正常运行时,定子冷却水压低于氢压,是防止发电机定子线棒或引出管等发生渗漏时,定子冷却水会进入发电机,破坏降低发电机绝缘,引起发电机定子接地及发电机进水事故。
但运行中若发生定子线圈沙眼或水电接头焊缝,将造成氢气进入内冷水中。定子冷却水系统漏入氢气将给机组安全经济运行带来危害:不能保证氢压的额定值,从而影响发电机的出力;消耗氢气过多,造成制氢频繁,成本高;发电机系统可能着火.爆炸,造成主设备损坏以至机组停机。
当发生发电机定子冷却水漏氢时,通过其发生的现象进行分析判断并采取有效的安全措施,以保证设备的安全,防止事故扩大。
定子冷却水漏氢的现象为:
1)漏氢量增加且随着定冷水压的波动而波动;2)漏氢量随着定子冷却水的温度波动而波动;3)在定冷水箱排空气门处用测氢仪检测有漏氢现象;4)用测氢仪对发电机本体进行全面测试,并对小漏点加堵,仍有漏氢现象,而且漏氢量大时需每8小时补氢一次。
发电机定子冷却水漏氢的主要原因有:1.安装质量问题;2.定子线圈处在强大的交变电动力作用下,电动力大小一般与电流平方成正比,而发电机线圈端部是固定相对薄弱的地方,随着交变电磁力的作用,不可避免要产生振动,加剧了引水管与引出线接头之间的磨损;3.随着电网容量的增大,负荷峰谷差越来越大,对引出线接头的磨损也起到了促进作用。
当定子冷却水漏氢时,如果是大量漏氢无法控制,则应立即故障停机处理,如果发生微量漏氢,为确保发电机安全运行,则应采取相关控制措施,并尽快安排停机处理。具体控制措施如下:
1)控制发电机氢压在0.35~0.38Mpa运行,保持氢气压力大于定子冷却水压力0.05Mpa以上。氢压0.35Mpa、冷氢温度48℃以下,发电机定子电流不允许超过18090A。
2)各值安排专人、专用PGP连续监视发电机各定子线棒温度,每小时打印定子线棒温度一次,温度异常增加时要分析原因,并汇报相关专业技术人员,定子线棒层间最高与最低温度间的温差达8℃或定子线棒引水管出水温差达8℃时应立即降低机组负荷,并汇报相关领导。定子线棒温差达14℃或定子引水管出水温差达12℃,或任一定子槽内层间测温元件温度超过90℃或出水温度超过85℃时,应立即停机处理。
3)不进行导致定子冷却水流量、压力大幅波动的操作,如倒泵、倒换水冷却器等。
4)加强对发电机定冷水压力、流量、定冷水泵电流及定冷水箱水位的监视,当发电机定冷水进水压力、流量及定冷水泵电流同时出现间歇性波动现象,通过提高定子冷却水箱水位后,波动现象消除,为防止该现象发生定冷水箱水位经常维持高水位运行:即通过手动开启定冷水补水电磁阀,当其出现高水位报警信号时会自动联关补水电磁阀,待高水位信号消失后20min左右再次手动开启补水电磁阀进行补水(注意:当手动开启补水电磁阀后应严密观察其在高水位信号出现时应及时联关,如未联关应手动关闭,防止出现满水现象)。
5)每2小时对油水探测器排水一次,记录排水情况,发现水量异常增加应立即汇报相关领导,并进行故障停机。
6)每2小时对发电机电子间及6.9m发电机射频监视仪、漏氢检测仪检查一次,发现异常立即汇报相关领导。
7)对定子冷却水水箱进行连续排氢,每2小时检查一次,每班由化学运行班测量定子冷却水水箱氢气浓度一次。保持发电机汽机房屋顶风机连续运行,排氢期间严禁#2机汽机房进行动火工作。
8)化学每4小时测量发电机定子冷却水水质一次,并及时向值长汇报测量结果,控制冷却水水质电导率<1.5us/cm,PH值7.0-9.0。
9)保证氢气纯度≥96%、露点-25~-5℃。
10)每天白班由汽机运行专责组织对发电机集水环排气一次,如有气体应及时汇报相关领导。
同样停机后处理前的氢气置换也很重要,发电机定冷水系统漏氢情况下氢气置换原则:
1)发电机组停机后暂不停定冷水系统,定冷水箱顶部排气阀维持全开状态,并对发电机回气门前放水门(防虹吸门)进行一次排气操作,解除定冷水泵联锁,维持密封油系统正常运行。
2)采取先降低定冷水系统压力至0.2Mpa左右(通过调整再循环门或关小出口门,注意定子冷却水泵不过流),再缓慢降低氢压至0.25Mpa,再依次降低水压和氢压,在降压过程中始终保持氢压高于水压0.035Mpa以上,当水压降至0.1Mpa以下时,停运定冷水系统,关闭发电机定冷水进出水门,待氢压降至0.1Mpa以下时,开始进行CO2置换氢气。
3)CO2置换氢气排死角过程中,注意各油水探测器中有无水排出,同时增加开启发电机回气门前放水门(防虹吸门)进行排死角操作,注意事项:在增开发电机回气门前放水门(防虹吸门)进行排死角,阀门开度不能过大,排气时间约3分钟左右,并注意发电机气压的变化。
4)在CO2置换氢气排死角时,重新开启发电机定冷水进出水门,维持原定冷水出口门及再循环门开度不变,启动定冷水系统运行(A泵)打循环1小时再停运,定冷水箱内的气体用注水阀法进行置换。
5)空气置换CO2排死角时同样按上述方法操作。
6)空气置换CO2后,冲压至0.3Mpa,启动定冷水系统运行,并对系统进换水冲洗。
结语
正确的处理措施,既能保证机组的安全,又能在安全的前提下维持设备的正常运行,一定程度上保证了机组及系统的经济性,尤其是在系统负荷紧张及事故处理时,尤显重要。
摘要：600MW及以上大容量发电机组冷却方式一般都釆用水氢氢冷却方式,氢气的缺点是如果达到它本身的爆炸极限的话(4%~76%),它会很危险。发电机漏氢是氢冷发电机普遍存在的问题,一旦漏氢将给机组安全经济运行带来危害。本文根据机组运行时定子冷却水系统发生漏氢的现象,针对漏氢程度分别处理,包括停机后氢气置换处理,防止发生氢气严重泄露至爆炸极限,以至影响主设备安全。
大型电机通风冷却设计新技术 篇6
1 世界性课题
电机的发热与冷却是一种涉及到流体力学, 传热学, 网络理论, 测试技术, 电磁学, 电机工程等多种学科领域的综合学科, 是一种复杂的边缘学科。它是制约电机发展的两大主要因素之一 (另一个是绝缘) , 是世界性课题。
空冷电机通风系统设计在过去比较普遍的存在盲目性, 常常在成品实验时才发现温升过高, 即使改进也要付出很大代价, 造成浪费。以前在真机上测量冷却风量、风压、绕组温升等, 与电机输出功率, 转速等参数的关系。整理出来以后, 再将其外推来预测新机型性能。由于时代的发展, 市场用户要求尺寸减小、效率提高, 就必须进一步提高冷却性能预测精度。随着电机容量的增加, 通风冷却难度增加。因为电机内冷却介质的流场处于高紊流状态, 旋涡流动十分复杂, 并存在随机性, 很难给出精确的边界条件。通风系统的计算, 理论上可通过求解N-S方程及流体连续性方程来确定冷却介质的三维流动情况。由于流动性非常复杂, 许多流动现象和机理, 至今仍不完全清楚, 边界条件难以确定, 无法精确求解此类流程。传统工程算法包括估算法、图解法或试探法、网络法等, 通常采用风路图代替实际通风流道, 辅以模拟实验, 归并风路中各风阻来确定流量和风速, 但难以适用于复杂的通风系统。图解法和试探法都要进行近似和简化, 必然影响到求解精度。网络法在解决比较复杂的通风系统时有一定优越性, 但数学模型复杂, 编程计算困难, 还要进行简化处理。
电机工业发展的最大特点是单机容量和尺寸的不断增加。容量的增加要求电流密度和磁通密度的增加, 就受到材料性能的限制.电机功率与其有效长度的4次方成正比, 而电磁损耗却与该长度的3次方成正比, 电机越大, 该损耗的增加变缓。所以电机发展的大型化能够获得更高的效率。电磁损耗转换为焦耳热量后, 由通风冷却介质通过热交换带走。电磁损耗与被带走的热量之比, 与电机有效长度成正比, 当电机增大, 长度增加后, 损耗与带走的热量之比增大, 这就要求加强通风冷却来进一步增大被带走的热量。理论上的这些比例关系, 清楚的说明大型电机热交换难度之大, 和改善通风冷却的必要性。
大型电机通风冷却的实验数据很难获得, 只能综合应用缩小比例的相似模型进行实验, 并用网络法和三维流体动态数值解析方法, 来改善风量分布的均匀性, 以便控制温度, 避免温度过高而影响电机寿命。其主要技术难点就是冷却效果, 冷却均匀性, 避免不均匀冷却导致结构部件热涨变形, 或温升超标。这是世界性难题。
2 风量的优化
大型凸极同步发电机的传统设计方法沿袭前苏模式, 把“每极容量”作为衡量和选择冷却方式的指标。当该比值低于9000 k VA/极时, 采用空冷;超过该比值时必须采用水冷。在与国外公司合作过程中, 发现“每极容量”的界限不能全面反映电机内部热交换机理, 其概念相对模糊。不管水冷、空冷, 最根本的是要控制机组温度。
另一个传统旧观念认为通风冷却的“风量越大越好”, 即使很小的机组也加有很多风扇, 用来降温。然而这会导致通风损耗增大、主机效率降低、风量不均等缺点。强化通风冷却并不等于单方面追求增加风量, 唯一的途径是改善风量分配, 使温度分布均匀, 达到限制最高温度、延长绝缘寿命和发电机寿命的目标。为了增加风量而增加风扇, 不能达到预期效果。通过计算和电站实测证明, 即使不采用风扇也可以达到冷却目的, 而且效果更好。通风冷却结构设计不应片面追求大风量, 而是合理的适当的总风量。风量分配和风速都要均匀。这种新的设计理念实现了由粗放转向更精细、更合理、更科学。
3 流态解析法
网络法是通风冷却计算的分析工具, 它采用等效的风阻和风路;在进行热分析时, 则采用等效热阻和热路方法, 并通过网络将它们结合起来。风阻和传热系数可从比例相似模型中获得。通风计算及温度场分布, 必须建立模拟计算网络, 编制计算程序, 给出总风量及风量分配, 并进行三维温度场研究, 直观地分析各点温度分布云图, 以便优化结构设计。采用网络矩阵法计算可给出总风量、风量分配、通风损耗等参数。采用整体三维有限元结合的方法计算温度分布, 并根据温度场计算结果调整通风系统结构尺寸。经过反复迭带, 最终给出优化方案。采用三维热网络计算温度场时, 热阻则采用有限元和热路方法计算。如果热网络的节点之间有绝缘材料, 就不适用热路法 (因其结果误差较大) , 必须采用有限元法。
等效“风路法”是将直流电器回路中的基尔霍夫法则套用于通风冷却的风路方法, 它是目前最广泛应用的方法, 可以掌握风路内的流态, 提高冷却性能的精度。然而该法是以真机或实验等经验数据为基础, 其精度不能超出经验范围。要想进一步提高精度, 只能采用流态解析法。流体动态数值解析法以描述质量守恒、动量守恒、能量守恒的基本方程为基础, 能弥补单凭经验进行设计时的不足, 是优化设计的有效工具, 也是网络法的补充手段, 也可独立作为一种工具来计算流体、传热、温度甚至通风损耗, 它的解析精度较高。
4 保密的系数
大型电机的损耗、热量, 很少沿轴传出, 绝大部分通过壁面与冷风以热交换方法传递给冷却器散出。这就要求准确计算表面散热系数。定子径向通风沟气流和传热是非常复杂的, 旋转的转子通风沟槽, 会对气流产生离心力和科里奥力。气流从转子流到定子是没有规律的, 它在定子通风沟内构成复杂的热交换条件。要想准确地给出定子三维温度场的分布情况, 就必须给出其表面散热系数的精确计算公式。温度场至关重要, 由它可计算应力场, 决定各部件安全可靠性, 而它却是机组寿命考核的重要指标。温度场计算的准确性, 取决于表面散热系数的准确性。电机发热与冷却技术中的关键因素就是散热系数。国外公司都有自己的散热系数, 然而却是绝密。特别是定子本体、通风槽、定子端部各面、转子本体及端部的散热系数, 尤为重要。哈电以定子半齿、半槽、半轴向长度为计算区域, 采用三维有限元法计算了定子整体温度场分布, 进行了通风沟的风速和散热系数以及端部散热系数的测试, 得到了实用曲线, 并编入程序。
5 分离涡流动
最重要的设计原则是采取优良的通风冷却措施, 控制电机各部温升、定子热变形和热老化。必须对电磁计算、结构、通风冷却系统及绝缘系统等进行整体协调设计和优化创新。然而在理论研究方面, 国内通常只在“单段”铁心或线圈端部的局部上, 进行有限元温度场计算, 而缺少沿着半轴向进行的完整分析、研究、计算, 不能反映电机真实温度场分布情况。新开发的计算程序解决了这些问题。它以通风槽的实际风速为基础, 进行三维温度场计算。真机运行结果证明:计算值与实测值相符。
采用密闭双路无风扇端部回风冷却系统时, 转子磁轭、磁极就是主要压力元件, 无须设置风扇。由于轴向风量、温度的分布上下对称, 所以只取半轴向区域即可。这种算法更能反映真实温度分布情况, 而且计算精度很高。它以各部位风速为基础来计算散热系数, 能真正反映通风系统形式对温升的影响, 只需一次计算即可得到定子沿轴向、径向、周向真实的温度分布规律。根据实验和理论确定的约束条件下: (1) 应用网络法计算风速、风量、通风损耗; (2) 采用流场计算、模型实验及多年经验来综合确定散热系数; (3) 采用整体三维热网络计算温度分布; (4) 采用三维温度场有限元方法计算局部温度; (5) 根据温度场计算结果确定结构尺寸; (6) 通过实验来最终确定散热系数。这些就是核心技术。
全空冷技术, 除了定子以外, 还包括转子。大型凸极同步电机转子通常采用成型散热线匝拉制铜排, 其散热系数国外也只是估算。理论上, 通过放热微分方程、导热微分方程、运动微分方程、连续性微分方程、初始条件、边界条件等可联立求解出散热系数, 但由于对流换热过程的复杂性, 往往难于求解出具体的函数式, 即使是数值解也难以做到。转子励磁线圈截面为“七边型”散热结构, 其形状、尺寸对表面散热系数影响很大。为得到准确的散热系数值, 就要探讨通风系统内部的流动, 尤其是分离涡流动机理。采用人工压缩性方法、隐式近似因子分解格式及代数湍流模型, 对转子极间三维流场进行了数值模拟, 给出了以分离涡流动为主的流场特性。通过拍摄的云图可直观的反映出散热匝的速度分布, 并将它与实测值进行了对比。实验验证结果表明, 该算法具有很高的精确性、实用性。
6 相似学理论
由于掌握了大型电机通风冷却设计的“相似推算法”, 便实现了更加精确的逼近到位。按照相似学理论, 采用缩小比例 (1:5) 相似模型进行模拟实验, 对风量、通风损耗和温度进行测试分析, 就可以达到上述目标, 获得结构最优化设计。采用相似模型可以验证数学建模方法的正确性、通风设计的可行性、改进通风机构的合理性。相似模型设计的核心理论就是相似原理;应用的原则就是相似法则的放宽, 保证模型与真机的通风特征和状态的相似。采用量纲分析方法可以确定相似准则, 其目的就是找出各物理量组合成无量纲数的方法。模型实验的目的是近似地给出真机的物理规律。在转速为100r/min~350r/min各种工况下进行了测试, 结果满足设计要求。通风损耗与空气密度有关, 测试值与计算值都应考虑到海拔对空气密度的影响。相似模型的建模有2种风路结构, 即封闭式和开启式。将数值解析法用于紊流时, 需将模型进行离散, 并划分为有限网格, 形成封闭式模型, 这就可以用于变化的几何结构, 并使其优化。这种解析技术可将损耗、流场和温度等的计算紧密结合起来, 实现共轭传热, 就不需要在热交换表面固定一个边界条件, 而设定边界条件就要求给出表面温度及其热流量。
7 实践的证明
最近几年, 采用上述通风冷却设计新技术的龙滩、三峡等发电站的700MW全空冷电机已经投运成功、并网发电。它们都实现了总风量适宜、风量分配合理、风速均匀、冷却效果良好的总体目标, 而且机组运行稳定, 振动, 摆渡, 温升等性能指标均达到优良标准。
8 结论
“大型电机三维温度场计算程序”和基于相似学理论的“真机模型实验验证优化设计法”的开发、应用, 以及世界最大全空冷电机的投运成功, 填补了国内空白, 打破了外商的高价垄断, 具有突出的经济效益和社会效益。这种新技术用于超世界水平的1000MW发电机的生产技术准备工作已经完成, 并即将投入生产。
摘要：过去采用的大型空气冷却电机通风冷却设计界限是“每极容量”, 而且认为“风量越大越好”。哈电公司突破了这些传统框框, 自主创新开发应用了新设计方法, 其中包括计算程序和仿真模型实验验证等方法, 并成功地用于世界最大容量的三峡700MW水轮发电机上, 填补了国内空白, 达到了世界先进水平。本文主要论述相关的课题难度, 关键因数, 核心技术, 仿真模拟, 验证实验, 优化设计, 市场效应等问题。
论析电机冷却水循环利用方案 篇7
优点:冷却水采用自来水, 水质好, 温度低, 冷却效果好, 运行稳定。缺点:冷却水经水泵机组后, 直接排入珊瑚沙水库没有回收和循环利用, 因此消耗水量很大。
我们统计了2007年8月至2008年7月之间冷却水消耗情况, 如表1所示。
一年消耗的自来水17万t, 以每吨水1.85元计算, 水费约32万元。平均每小时消耗自来水14.29 m3。这是一笔不小的开支。为此, 对原有冷却水系统进行改造显得十分必要。对原有冷却水系统进行改造的关键是尽量提高冷却水的回收和循环利用, 以减少自来水消耗, 节约生产成本。进入水泵内的冷却水不能回收, 而水泵的冷却水管直径为20 mm, 根据公式可以计算出单台水泵工作1小时最多需要的冷却水:流量=管截面积×流速=0.002 827×管径平方×水的流速=0.002 827×20×20×3=3.39 m3, 估算冷却水回收率为: (14.29-3.39) /14.29×100%=76%。
1 几种方案的分析
1.1 方案1:新建冷却池
在泵房东南角的楼板下面新建1座半水下式冷却池, 冷却池表面积——水力负荷按0.05 m3/ (m2.h) 计, 冷却水流量为50 m3/h, 则表面积为:50/0.05=1 000 m2, 主要工程量为:1 000 m2钢砼冷却池1座、围堰300m, 增压泵2台 (一用一备, 流量70 m3/h, 扬程20 m) , 工程造价约330万元。冷却池表面积为循环水通过以下3种方式降温: (1) 利用冷却池壁内外水温差传导散热; (2) 池面水蒸气的蒸发散热; (3) 夏季高温时段补充适量自来水降温。
原冷却进水管路保留, 以作备用。
优点:运行较平稳。缺点: (1) 冷却池占地面积约1 000 m2, 占地巨大; (2) 冷却池需建在水库中, 水深6～8 m, 需围堰施工, 施工难度很大, 工期长, 且施工时将影响泵站的正常运行; (3) 夏季高温时, 冷却效果不理想, 需补充大量自来水; (4) 冷却池在该温度段, 藻类容易大量繁殖, 杀藻、清洗难度大, 运行费用高, 运行管理麻烦。
据上述分析, 该方案不合理, 不推荐。
1.2 方案2:取水库水
利用珊瑚沙水库水作为水源, 经二氧化氯消毒, 砂滤池过滤后, 流入清水池, 作为冷却用水。原冷却进水管路保留, 以作备用。工程的主要工程量包括: (1) 取水泵2台 (一用一备, Q=70 m3/h, H=15 m) ; (2) 二氧化氯发生器2套 (一用一备) ; (3) 钢制砂滤池2组 (2.5 m2×5 m, 50 m3/h) ; (4) 清水池100 m3; (5) 加压水泵2台 (一用一备, Q=50 m3/h, H=25 m) 。工程造价约135万。
优点:珊瑚沙水库水的水温低, 冷却效果好。缺点: (1) 工程造价大, 制水成本约0.71元/t, 每年自运行费用22.5万元。 (2) 占地面积大, 需要占用改建泵站西侧2间管理房, 并占用管理房南侧约20 m2空地。而泵站目前可用地非常有限。 (3) 运行不稳定, 需专人维护管理, 设备运行、检修对机组运行影响大, 运行管理麻烦。
据上述分析, 该方案不合理, 不推荐。
1.3 方案3:水下冷却盘管
在泵站进水格栅前的水底下安装一组冷却盘管, 利用格栅前水库水的流动, 实现盘管内外水的热传导, 从而达到循环水的冷却效果。冷却盘管计算:设计小时耗热量。 (流量按50 m3/h计, 冷却水进水温度按28℃计, 出水温度按45℃计)
Wg=CrQm (tr-t1) =50×103× (45-28) =8.5×105 (kcal/h)
传热面积计算。 (ε取0.7, 常水温取18℃, 通过盘管后水温升高5℃, 传到系数取280)
Δt= (45+28) /2- (23+18) /2=16℃
F=Wg/εKΔt=8.5×105/0.7×280×16=312 m2
以不锈钢盘管管径DN50计, 则盘管长度为:
L=F/2πR=312/2×3.14×0.03=1 660 m
以每根盘管10 m计, 盘管间距30 cm计, 分成上下10排, 每排17根。则盘管组体积为:长×宽×高=10 m×4.8 m×2.7 m。主要工程量为:1 770 m DN50不锈钢盘管及支架施工, 增压泵2台, 恒压变频设备1套, 工程造价约130万元。降温方式为1种:即冷却盘管的高温水与水库底的低温水实现热传导, 又由于格栅前的水是流动的, 这样可保证热传导的连续性, 保证冷却效果。
原冷却进水管路保留, 以作备用。
1.4 方案4:新装冷却塔
在泵房东南角楼板上安装两座高温型冷却塔, 冷却塔最大降温幅度为15～20℃。冷却塔风机功率1.5 k W, 因为冷却水有部分流入原水泵中, 所以平时需要补充少量自来水。根据泵站运行记录, 当开启1台原水泵时, 1台增压泵在夏天最大的流量为20 m3/h, 出水压力0.43 MPa;开2台原水泵时, 1台增压泵流量为37 m3/h, 出水压力降低到0.25 MPa;考虑满负荷运行会开4台原水泵, 造成增压泵的流量不够, 影响原水泵冷却效果, 故提高增压泵的流量, 并采用两用一备的方法确保安全供水。消耗的部分自来水不再从原来的清水池中补充, 直接接入自来水管网, 用1根管径DN50的自来水管分两路进入冷却塔, 冷却塔补水接口的直径25mm。
主要工程量为:冷却塔2座, 增压泵3台。恒压变频器1套。阀门和水管等, 工程造价约22万元。
降温方式为3种: (1) 塔内水蒸气的大量蒸发散热; (2) 冷却塔内喷淋水与空气的对流的传导散热; (3) 夏季高温时段补充少量自来水降温。
原冷却进水管路保留, 以作备用。
2 结语
从4种方案对比看, 最后1种方案费用低, 维护管理方便。最后我们选取方案4为执行方案。
在设备安装好以后, 我们对变频器进行了调试, 电机厂家的建议, 为保证电机油箱的冷却效果, 冷却水的水压应在0.29 MPa左右。课题活动前, 我们靠调节阀门开度来调节冷却水压力。新设备启用以后, 冷却水系统压力调节靠变频器自动完成。当变频器频率在44.9 Hz时水压在0.29 MPa, 变频器输出电流为7.62 A, 以前的增压泵电流在12 A, 经计算每小时电量为:1.732×U×I×cosφ=1.732×380×12×0.85=6.71 k Wh, 现在电量为4.26 k Wh, 还能节省电耗。全部安装调试完毕, 我们用7天时间, 统计了每天补充的冷却水水量, 情况表2所示。
原来估算可能有3.39 m3冷却水会消耗掉, 实际统计结果显示:每小时补水量3.29 m3, 为什么比估计的少, 因为实际情况流入水泵的冷却水流速比较低, 因而没有达到估算的流量。我们后期统计的冷却水消耗量如表3所示。
活动前每小时消耗冷却水水量为14.29 m3, 零回收率。活动后消耗冷却水水量为3.15 m3, 冷却水回收率为: (14.29-3.15) /14.29×100%=78%。比估算的稍微高一点。效益估算:水泵每月平均开启的台时数为1 000 h, 故可以节省水费:节水量×1 000×12个月×水费= (14.29-3.15) ×1 000×12×1.85=24.7万元, 所以方案的节水效果还是比较明显的。
摘要：针对珊瑚沙水库抗咸一期新出水泵房的设计, 提出4种方案进行对比分析, 最终确定最优方案。
高速磁悬浮电机的发热与冷却研究 篇8
由于转速高、 功率密度大、 无励磁损耗等优点, 高速磁悬浮电机受到工业界的广泛关注。高速磁悬浮电机主要有以下几个特点:①采用的是实心转子, 并由磁悬浮轴承支撑;②转子采用永磁体, 加工成本和机械健壮性要优于叠片转子。这里的健壮性是指产品质量特性对各种干扰因素的不敏感性, 电机的机械特性波动越小, 电机的抗干扰能力即健壮性就越好。③转子高速旋转, 转速高达每分钟数万转甚至十几万转。然而高速磁悬浮电机也会因为设计不合理, 导致电机定子和转子温度过高, 影响电机的效率。如果转子的温度过高, 还可能会导致转子永磁体不可逆失磁[1]。本文根据上述高速磁悬浮电机的特点, 为保证电机的长时间安全运行, 准确计算了电机的损耗和温升, 合理地进行了电机的设计。
1 高速磁悬浮电机定子温度场计算模型
1.1电机定子稳态温度场数学模型
一般来说在电机稳态温度场研究中可认为一、二、三类边界条件并存。这样电机三维热传导问题可以表述为完整的边值问题, 其稳态温度场的控制方程为
式中, α为散热系数;Tf为介质温度;T0为一类边界温度;q0为二类边界上的热流密度;qv为热源。
式 (1) 为温度场的控制方程即问题区域;式 (2) 、式 (3) 、式 (4) 分别为一、二、三类边界。其中一类边界条件是已知任何时刻物体边界面温度值, 二类边界条件为已知任何时候物体边界面上的热流密度值。
由式 (1) 可知, 热源qv是求解电机温度场时不可缺少的参量。它与电机各部分的损耗有关, 并且高速磁悬浮电机的损耗计算和传统电机的损耗计算有很大的不同。由于电机的损耗和温升有直接的关系, 所以准确计算电机的损耗对于高速磁悬浮电机温升和冷却研究来说至关重要。
从总体来说, 高速磁悬浮电机的损耗可以分为摩擦损耗、铜损耗、铁损耗及各种附加损耗等。附加损耗主要体现在高次谐波、漏磁通和端部漏磁通等。摩擦损耗主要体现为机械摩擦损耗和风摩擦损耗。
1.2高速磁悬浮电机定子的铜损耗
电机的线圈采用绝缘导线并联, 该导线在150℃时电阻率为2.67×10-2Ω·mm2/m。在计算电机的铜损耗的时候忽略绕组的涡流效应。根据样机在400Hz空载情况下的相电流 (10A) , 定子绕组的铜损耗可简化表达为
PCu=3I2R (5)
式中, R为电机中铜线的电阻值;PCu为空载情况下电机的铜损耗值。
经过计算所得的样机空载铜损耗值约为5W。
1.3高速磁悬浮电机定子的铁损耗
根据铁磁材料在交变磁场作用下产生损耗发热的机理不同, 以及铁损耗分离理论, 铁损耗一般分为三部分, 即磁滞损耗、涡流损耗和附加损耗。其三者之和构成电机的总体铁损耗, 即
pFe=ph+pe+pex (6)
式中, pFe为单位质量铁心总损耗, W/kg;ph为单位质量磁滞损耗, W/kg;pe为单位质量涡流损耗, W/kg;pex为单位质量涡流附加损耗, W/kg 。
高速磁悬浮电机样机电流频率一般不超过700Hz, 其定子铁损耗包括涡流损耗和磁滞损耗, 可以忽略涡流附加损耗。如果分别计算涡流损耗和磁滞损耗, 那将非常复杂, 可以根据交流电机的铁损耗简化公式进行计算, 即
式中, cFe为修正系数, 用以修正由于磁轭中磁通密度不均匀、气隙磁通非正旋以及加工等引起的损耗增加值;kFe, 0为在ω0角速度、B0磁通密度下, 每千克硅钢片的铁损耗值;GFe为硅钢片的质量;ω0为额定转速;B0为最大磁通密度;ω为转子角速度。
式 (6) 只适用于电流频率在400Hz以上的交流电机。由于电机叠片钢厂商很难提供高频下的损耗值, 所以必须实际测量电机定子叠片钢在高频下的损耗值。
本文用不同厚度、不同取向的硅钢片, 分别制作了4个单相变压器。由于有取向的硅钢片材料不同方向的磁导率不同, 故4个变压器分别采用0.08mm有取向硅钢片、0.08mm无取向硅钢片、0.15mm无取向硅钢片和0.23mm有取向硅钢片制作而成。经过测量得到了变压器空载情况下的损耗值。从而可以得到电机定子铁心的损耗值, 借此可以分析出影响电机定子铁损耗的材料因数。通过实验将以上4种不同材料制成的单相变压器分别通入正弦交流电, 频率为400Hz。测得在该频率下的空载损耗, 得出以上4种材料每千克的空载损耗值依次为:21.7W/kg、18.9W/kg、21W/kg、24.9W/kg。从测量所得的数值中可以看出, 在影响电机定子材料铁损耗因素中, 材料的取向影响因数较大, 材料的厚度影响次之。分析实验数据可以发现, 在相同的400Hz频率下, 0.08mm厚度的有取向的硅钢片如果叠片方式按照取向方向叠压, 其损耗值比混合向叠片无取向大2.8W/kg。根据以上结论, 在设计高速磁悬浮电机, 并考虑工艺的情况下, 应尽量选择薄的无取向的硅钢片制成其定子铁心。如采用有取向硅钢片为定子铁心材料, 建议采用混合叠片工艺。样机在400Hz空载情况下的铁心损耗约为120W。
2 高速磁悬浮电机转子损耗计算
2.1转子表面风摩擦损耗
高速磁悬浮电机的转子内部是稀土永磁体, 外部护套采用的是高温不导磁合金, 其结构如图1所示。
由于转子是由磁轴承支撑的, 所以忽略转子的机械摩擦损失。而转子圆周表面的风摩擦损失与转子的表面粗糙度、转子的转速以及转子周围气体的性质有关系。根据以上的关系, 转子表面风摩擦损耗可以表示为:
P=Rakcfπρ ω3r4L (8)
式中, Rak为转子表面粗糙度, 表面光滑时为1;cf为摩擦因数, 其值取决于速度和气体的性质;ρ为气体密度;r为转子半径;L为转子长度。
由于转子旋转会引起转子表面空气切向摩擦, 因此引入径向雷诺数
式中, μ为气体的动态黏度。
由于转子冷却通风会引起转子表面空气轴向摩擦, 因此引入轴向雷诺数
转子两端引起的摩擦损耗可表示为
式中, cf1为摩擦因数, 其值取决于气体的速度和气体的性质。
由于研究中使用的电机转子表面光滑, 所以本文转子端面的粗糙度Rak取1。高速磁悬浮电机的转子表面的摩擦损耗和径向磁力轴承转子表面的摩擦损耗可作为圆柱体表面处理, 用式 (8) 计算;高速磁悬浮电机转子端部和轴向磁力轴承端面可作为圆盘处理, 用式 (12) 计算。在400Hz时转子的表面摩擦损耗为50W。
2.2转子护套涡流损耗的有限元计算
电机转子涡流损耗主要是由定子电流的时间和空间谐波, 以及定子槽开口引起的气隙磁导变化产生的。其中电流时间谐波引起的损耗主要取决于控制策略 (如是否采用脉宽调制PWM) 。电流空间谐波引起的损耗和气隙磁导变化引起的损耗主要取决于电机的定子结构以及槽开口的大小、气隙的长度等。在高速磁悬浮电机中转子涡流损耗一般较严重, 且转子散热较困难, 因此, 必须采取措施降低转子涡流损耗, 以避免电机永磁体因温度过高而失磁。最好的解决办法是在电磁机械能量转换的过程尽可能消除谐波, 从而减少谐波损耗, 减少发热。图2所示是用有限元方法分析出的12槽样机转子在空载运行情况下的转子温度分布情况 (由于对称性, 只取了转子的十二分之一) 。由图2, 可以看出电机转子护套及转子永磁体发热很严重, 所以必须详细分析影响电机转子护套发热的原因。
2.3转子涡流损耗的解析法模型
为了比较直观地分析影响转子护套发热的原因, 本文采用一种在直角坐标系下的解析计算方法进行分析。根据文献[1]的方法, 并结合本文中磁悬浮电机结构, 剖析了定子谐波电流引起转子涡流损耗和电机转子护套发热的原因, 并针对其原因提出了如下解决方案:
(1) 解析模型处理。沿着定子内圆展开作为边界, 边界上加一行波电流层, 此电流层为等效面电流层, 是由电机的空间和时间磁动势产生的, 且其接近定子绕组的谐波电流。根据磁悬浮电机的结构作出的等效示意图如图3所示。
图3中的l、g、c分别为定子等效电流层、气隙层和高温不导磁合金层。等效电流层的表达式为[2]
J (x) =J0ejnkxejmωjbt (13)
k=2π/λ
式中, J0为各次谐波电流的峰值;n、m分别为空间和时间谐波的次数;ωjb为电机定子绕组中基波电流的角频率;k为波数;λ为波长。
(2) 根据麦克斯韦等式、泊松等式和拉普拉斯等式, 采用磁矢量A, 分别导出各个区域的方程。等效电流层区域的方程为
∇2Aw=-μ0J (14)
气隙区域的方程为
∇2Aair=0 (15)
不导磁高温合金区域的方程为
∇2Agh-jmωjbμ0σcAgh=0 (16)
永磁体区域的方程为
∇2Anf b-jmωjbμ0μrσnAnf b=0 (17)
式中, μ0、μr、σc、σn分别为气隙的相对磁导率、永磁体的相对磁导率、高温不导磁合金层的电导率、永磁体的电导率。
各区域边界条件为
每相电流表达式的值为[3]
式中, z为时间谐波的次数;Iz为第z次时间谐波的峰值;Iz, ph, pk为z次谐波的相电流的峰值;N为每项并联数。
由电流值可以知道磁动势的值, 从而可推导出电流层峰值:
式中, kwn为绕组系数;kpn为节距系数;kdn为谐波分布系数;ξ为线圈节距比;Δ为齿槽距电角度;cφp为每相每极线圈数;tc为线圈的圈数。
由坡印廷定律可以计算出电机转子永磁体和护套的电磁损耗, 其表达式如下[3]:
由以上表达式可知, 电机转子损耗和定子绕组电流的时间谐波z和空间谐波n有关, 而时间谐波和变频器输出有关, 空间谐波和电机的开槽、气隙的大小等有关。所以为了减小电机中的谐波电流, 必须合理设计电机定子和转子结构。
3 减少谐波损耗降低温升的措施
根据以上解析法的分析, 针对使用的变频器输出存在丰富的时间谐波这个问题。采取在电机输入端加一个感抗器, 从而减小电机的谐波电流[4]。实验表明, 当接入感抗器的时候, 电机输入波形更加平滑, 电机的温升得到很大的改善。
图4、图5分别为电机输入端加感抗器前后示波器显示的输入电流波形图。
从图4可以看出, 电机在加感抗器前, 电流输入波形含有丰富的谐波分量, 而增加感抗器后电机的输入波形明显要优于不加感抗器时的波形。说明时间谐波对电机的损耗影响很大[3]。所以在设计电机的时候, 必须要考虑输入电机电流的时间谐波问题。
对于电机的空间谐波问题可以从电机的本体设计来改善。由式 (18) 可知, 影响谐波电流的因素还有kwn绕组系数, 而绕组系数又与节距系数、谐波分布系数有关。因电枢铁心表面开有槽, 使得气隙磁通的波形会受到电枢齿槽的影响 (齿下气隙较小, 磁导大;而槽口处气隙较大, 磁导小) , 从而影响电枢绕组电动势波形, 产生较强的齿谐波。考虑以上的因素, 适当选择绕组元件的节距使某次谐波的节距系数接近于0, 便可达到消除或减弱该次谐波的目的。电机的槽数越多, 齿的谐波次数就越高, 其影响就越小。除此之外还可以考虑使气隙磁场的分布波形尽可能接近正弦波, 采用对称的三相绕组, 以减少电流不对称引起的损耗等[5]。
通过以上的结论, 对两个不同定子参数结构样机 (表1) 进行比较, 其中定子结构分别如图6、图7所示。
通过对两个电机的温度测量, 可以得出当两电机在400Hz空载运行、稳态运行相同时间的时候, 12槽电机转子温度达到90℃以上, 而24槽电机温度仅为40多℃, 24槽电机温度显著低于12槽电机温度。可见合理设计高速磁悬浮电机的定子结构, 对降低电机温升的控制非常重要。
4 结论
(1) 采用有限元的方法建立了高速磁悬浮电机定子在稳态下的温升模型。分析了不同厚度不同取向定子铁心材料的损耗情况。
(2) 用有限元的方法计算转子护套的电磁损耗情况, 并且用解析法详细地分析了转子涡流发热的机理。得出在不同的定子结构、槽开口的大小以及气隙长度下计算转子损耗的方法。
(3) 针对电机谐波影响损耗的问题, 提出了一些解决方案, 并通过实验验证了这些方法的有效性。
(4) 针对高速磁悬浮电机损耗影响电机的温升问题, 通过改进电机结构和输入电流波形, 有效地减少了谐波损耗, 降低了电机温度。通过设计的12槽电机和24槽电机对比, 得出了电机的时间谐波和空间谐波对电机的损耗影响很大。研究结果还表明, 随着输入电流时间谐波的减少、槽数的增加、气隙的增大, 转子损耗随之减少。
参考文献
[1]Zhu Z Q, NG K, Schof I N, et al.I mproved Analyti-cal Modeling of Rotor Eddy Current Loss in Brush-less Machines Equipped with Surface-mountedPermanent Magnets[J].IEE Proceedings:ElectricPower Applications, 2004.
[2]Shah MR, Sang Bin Lee.Rapid Analytical Opti miza-tion of Eddy-current Shield Thickness for Associ-ated Loss Mini mization in Electrical Machines[J].IEEE Transactions on Industry Applications, 2006, 42 (3) :642-649.
[3]Wakileh G J.电力系统谐波-基本原理、分析方法和滤波器设计[M].徐政, 译.北京:机械工业出版社, 2003.
[4]肖湘宇.电能质量分析与控制[M].北京:中国电力出版社, 2004.