1 000 MW空冷水輪發電機端部結構件渦流損耗優化探討

陳 鋒，李洪愷，覃 鵬，慎志勇

(1.中國長江電力股份有限公司白鶴灘水力發電廠，湖北宜昌443000；2.中國長江電力股份有限公司檢修廠，湖北宜昌443000)

0 引 言

以三峽水電站700 MW發電機國產化作為我國大型水輪發電機快速發展的起點，按照引進、吸收、再創新的發展思路，向家壩電站800 MW空冷發電機完全實現自主設計、自主制造、自主知識產權，白鶴灘電站1 000 MW全空冷發電機代表了當今世界水輪發電機技術最高水平，即將從藍圖走向現實。

空冷發電機在可靠性和經濟性方面具有明顯的比較優勢[1]。隨著通風冷卻技術的進步，絕緣技術的發展，鐵心熱變形結構設計的優化，全空冷發電機已經突破“每極容量”限制，注重對電機的電壓、定子繞組支路數與槽電流的匹配及溫升控制[2-3]。1 000 MW 全空冷發電機電磁負荷較高，采用密閉自循環徑向雙路端部回風通風冷卻系統，能夠保證發電機整體溫升處于合理范圍，但由于定子鐵心邊段齒部、壓指、壓板等結構件的發熱集中區域位于風道的背風面，并且受到諸如匯流環、擋風板、槽口墊塊等結構件的遮擋，不利于定子端部結構散熱，因此該區域的渦流損耗優化就顯得尤為重要。

1 空冷發電機參數和定子端部結構仿真

1.1 空冷發電機定子端部結構及參數

1 000 MW空冷發電機主要參數如下：額定電壓24 kV，額定電流26 726 A，額定功率因數0.9，額定轉速111 rpm，定子槽數810槽，單相并聯支路數9，定轉子絕緣等級為F級，定子繞組節距15槽，磁極對數27對。為減少定子端部漏磁產生的附加損耗，降低端部結構件的發熱，在汲取800 MW空冷水輪發電機定子端部設計經驗基礎上，1 000 MW空冷水輪發電機定子端部結構設計要點如下：定子鐵心比轉子鐵心長200 mm；定子鐵心邊段的齒部為6級步進臺階，每級臺階高度5 mm；定子鐵心邊段的齒部開槽，槽寬1.2 mm、槽深240 mm，槽內插入涂有環氧樹脂的絕緣片，鐵心邊段表面涂刷環氧樹脂；線棒直線段比鐵心長360 mm，線棒端部采用漸開線設計，圓錐角為7°；定子壓板分段設計，共81段，段與段之間留有10 mm間隙，壓板內圓與下層線棒之間的距離為350 mm；壓指為實心矩形，壓指的指頭伸出鐵心邊段齒部10 mm。

1.2 定子端部磁場和損耗仿真

由于端部結構復雜、多變，再加上會遇到“大尺度差別”問題，建立整個端部模型進行仿真計算是不現實的[3- 4]。根據電機學理論可知，可取一單元電機進行分析，單元電機的電磁場分布滿足周期分布規律。圖1所示為單元電機模型，模型中的兩個徑向截面，以及處于這兩個面上的壓指，壓板，定子鐵心，轉子鐵心各自的兩個徑向截面，按一對極電角度嚴格對稱[5-9]。圖2為定子端部細節，單元電機仿真模型中，對定子端部結構做了合理簡化，即定子鐵心邊段的6級步進臺階用斜坡代替，省略了鐵心邊段齒部的徑向槽、槽口墊塊、槽口支撐塊等結構件，該合理化簡化不會影響計算結果準確性。

圖1 單元電機計算模型

圖2 定子端部細節

本文采用瞬態有限元法，計算額定工況下端部結構件的磁密分布和渦流損耗。A-φ法能保證多種媒質求解域內，導體和媒質交界面上渦流的連續性，是目前渦流場計算的只要方法之一，其中，A表示矢量磁位，φ表示標量電位。將定子繞組、定子鐵心、轉子鐵心、轉子磁軛、磁極線圈、轉子壓板、空氣等結構件所在區域定義為非渦流區，主要考察磁密分布情況；將壓指、壓板等結構件所在區域定義為渦流區，主要考察渦流分布情況。

根據麥克斯韋方程組，利用A-φ法得到三維渦瞬態流場的邊值問題如下：

在渦流區中

(1)

式中，μ為磁導率；t為時間。

在非渦流區中

×A)-·A)=Js

(2)

式中，Js為源電流密度；σ為電導率。

ANSYS軟件是目前應用最廣泛的通用有限元分析軟件之一，它具有強大的前處理、求解和后處理功能，支持多CPU并行處理同時還支持多計算機分布計算，這給高精度模型求解帶來便利[5]。仿真計算設置如下：計算區域取一對極的單元電機，單元電機左右兩側設置為周期偶對稱邊界，定子鐵心邊段底部所在平面設置為狄利克萊(Dirichlet)邊界；端部線圈采用真機的漸開線形狀，進行實體網格剖分；定轉子空氣域分別建立，交接面設置滑動氣隙層；鐵心硅鋼片選用50W250，壓指材料不銹鋼，壓板材料為Q345。

1.3 仿真結果

額定工況下，定子端部磁密分布情況如圖3所示，鐵心邊段靠近轉子側部分為端部磁密的集中分布區域，磁感應強度B的最大值為2.597 7 T，軸向磁感應強度Bz最大值為0.238 T。鐵心疊片為厚度0.5 mm的硅鋼片，鐵心邊段通過6級步進結構以及齒部中間開槽等方式對其磁場分布進行改善，降低其渦流損耗，同時，鐵心位于主風道上，散熱效果較好，能夠滿足溫升要求。

額定工況下，壓指和壓板的渦流電密分布情況如圖4所示，壓指的渦流電密最大值5.94 A/mm2，主要集中在壓指靠近轉子側區域。壓指渦流損耗11.7 kW，壓板渦流損耗6.6 kW。壓指和壓板的損耗偏大，發熱偏高。機組進相運行時，隨著進相深度的加大，端部漏磁會進一步增加，特別是軸向磁感應強度Bz增加尤為明顯，壓指及壓板等結構件內的渦流損耗還會急劇增加[6]。壓指及壓板的冷卻風，受端部匯流環、定轉子間隙擋風板及槽口墊塊等結構件的阻礙，風量較小，風速較低，散熱效果較差，因此，有必要對壓指及壓板進行進一步優化。

圖3 定子端部磁密分布

圖4 壓指和壓板渦流電密分布

2 壓指及壓板的優化方案

2.1 壓指和壓板渦流損耗優化

降低壓指和壓板渦流損耗，可以從材料和結構兩個方面入手。適用于壓指和壓板的高強度非磁性材料的可選性并不多，主流材料為Q345和不銹鋼；壓指為實心矩形結構，可在壓指端部開槽并倒角，壓板進行倒角處理，如圖5所示。

圖5 優化后端部結構模型

壓指材料為不銹鋼，壓板材料可選Q345和不銹鋼，壓指徑向開槽深70 mm，倒角30 mm，壓板倒角5 mm。將材料選擇和是否開槽進行組合，形成3種優化對比方案。

(1)方案一，其他條件不變，壓板采用不銹鋼。壓指渦流損耗減少4.3%，壓板渦流損耗減少42.4%。壓板采用Q345或者不銹鋼，對壓指渦流損耗影響較小，但對壓板渦流損耗影響非常可觀。

(2)方案二，其他條件不變，壓指開槽。壓指渦流損耗減少57.3%，壓板渦流損耗增加4.5%。壓指開槽，對壓指渦流損耗抑制效果非常明顯，對壓板渦流損耗影響較小。

(3)方案三，壓指和壓板為不銹鋼材料，壓指開槽，壓板倒角。如圖6所示為壓指和壓板渦流電密分布，圖6和圖4對比中可以看出，壓板和壓指的渦流電密分布更為均勻，最高渦流電流密度從5.94 A/mm2降低至4.33 A/mm2。壓指渦流損耗減少59.0%，壓板渦流損耗減少42.4%，端部總渦流損耗減少53.0%。

表1為原方案及3種優化方案進行仿真分析后得出的壓指及壓板渦流損耗，不難發現，方案三對降低壓指及壓板內的渦流損耗效果最顯著。

圖6 優化后壓指和壓板渦流電密分布

2.2 壓指開槽深度和倒角大小優化

壓指開槽的效果，與開槽的深度、倒角的大小有密切關系。以方案三為基礎，改變壓指開槽深度及倒角大小，研究其對壓指及壓板的渦流損耗的影響。

2.2.1 壓指開槽深度的影響

壓指倒角大小為30 mm不變，改變壓指的徑向開槽深度為70、80、90 mm。計算額定工況下的壓指及壓板渦流損耗如圖7所示。

當壓指徑向開槽深度從70 mm增加80 mm時，壓指渦流損耗減小0.2 kW，渦流損耗降低百分比為4.2%；開槽深度從80 mm增加至90 mm時，壓指渦流損耗減小0.1 kW，渦流損耗降低百分比為2.1%。改變壓指開槽深度，對壓板渦流損耗影響很小，幾乎可以忽略。若繼續加深，壓指渦流損耗已變化不大，同時會造成壓指剛度下降。

壓指開槽除了能明顯降低壓指渦流損耗，還大大增加了損耗密集區域的有效散熱面積，改善端部冷卻條件，進一步降低端部溫升。

圖7 壓指槽深對端部結構件渦流損耗的影響

2.2.2 壓指倒角大小的影響

壓指徑向開槽深度為90 mm不變，改變壓指的倒角為30、40、50 mm，計算額定工況下的附加損耗，如圖8所示。

改變壓指倒角大小，對壓指渦流損耗影響也較大。當壓指倒角從30 mm增加到40 mm時，壓指渦流損耗減小0.2 kW，壓指渦流損耗降低百分比為4.4%；當壓指倒角從40 mm增加至50 mm時，壓指渦流損耗減小0.4 kW，壓指渦流損耗降低百分比8.6%，損耗下降很明顯。因此，如果結構允許，采用50 mm的倒角更好。

綜上所述，壓指和壓板采用不銹鋼材質，壓指開槽深度90 mm、倒角50 mm時，與原方案相比，端部渦流損耗下降57.9%，為最優方案。

圖8 壓指倒角對端部結構件渦流損耗的影響

3 結 語

本文采用瞬態有限元法，求解了多種不同定子端部設計方案在額定負載時，壓指及壓板材料選擇及結構尺寸對附加損耗的影響規律。壓指渦流損耗主要集中在壓指頭部區域，因為渦流面積較大，局部損耗偏高。壓指開槽的效果非常明顯，壓指徑向開槽深度越深，渦流損耗越小，但當深度達到一定程度后，對損耗的影響已不再明顯，同時還會造成壓指剛度下降。壓指倒角尺寸越大，渦流損耗越小。開槽能明顯降低渦流損耗，還大大增加了渦流損耗密集區域的有效散熱面積，改善端部冷卻條件，能有效降低空冷發電機端部運行時的端部溫升。