412MVA空冷汽輪發電機端部通風結構分析優化

陳景易

（哈爾濱電機廠有限責任公司，黑龍江 哈爾濱 150040）

通風損耗是制約空冷發電機設計的瓶頸，傳統的“壓風”式通風結構易于制造及維護；但通風路徑是經空冷器冷卻的空氣再通過風扇壓入機內，風扇損耗會使冷風溫度上升，造成冷卻效果大幅度下降。如果將通風流向變更為先通過風扇，再經空冷器冷卻，則可以消除風扇損耗帶來的溫升影響，充分發揮冷卻效能，首次采用空冷逆向通風結構系統是ALSTOM，并采用平滑的定轉子氣隙結構、H級主絕緣結構以及復雜的定子槽楔軸向通風結構，完成了500MVA25型（TOP AIR25）空冷汽輪發電機的研制。哈爾濱電機廠有限責任公司（以下簡稱HEC）最新研制的412MVA空冷發電機采用了空冷逆向通風的新型結構，這在國內自主設計是首次采用的，定轉子通風實際風量及風量分布滿足設計預期是關系到發電機實際出力能否達到設計要求的關鍵。為解決此問題，初步設計提出了用轉子護環下導流風葉替代傳統的“打風板”結構以及加裝定子端部擋風板的特殊結構方案。考慮到首次采用此結構，尚未設計經驗可借鑒，必須事先采用先進的數值仿真技術，對相關流場進行仔細對比分析后，才能獲得最佳設計方案和有用的參考數據。因此，本文基于有限體積法建立了該電機端部區域的三維流場數值計算模型，采用最佳的網格剖分和優化的超大規模稀疏矩陣計算技術，對電機在額定運行時的端部冷卻介質流動形態、分布等物理規律進行了詳細對比分析，獲得了最優設計方案。

1 結構方案

汽輪發電機內部通風采用軸端風扇結構，轉子本體與風扇同步旋轉，使得轉子冷卻通風流動分布趨于復雜，由于轉子繞組本體采用副槽通風，這個問題更加突出，以往設計是在護環下兩極分界部位設置軸向安裝的擋風板，俗稱“打風板”，減小副槽進風分布差異。這種結構作為第二種結構方案。

由于采用逆向通風結構，從空氣冷卻器進入定子端部的冷卻風幾乎沒有旋轉分量，轉子副槽風路風量分布不均勻現象更加嚴重，為此提出在轉子中心環下設置導流風扇的結構方案。導流風扇的葉形及迎角不同于常規增壓風扇，其目的在于使進入轉子護環下的冷卻氣體獲得與轉子同步旋轉的流動分量，使之更高效更均勻的進入轉子副槽及端部繞組進風孔，避免通風分布不合理引起部分繞組溫升過高。這種結構作為第一種結構方案。

2 相關數學描述

在本412MVA空冷汽輪發電機中，空氣是主要冷卻介質，其在發電機端部的流動形態和分布特點是本文研究的重點內容之一。通常空冷發電機中的冷卻空氣可視為不可壓縮流體，并且雷諾數比較大（在2300以上），相應的流場規律可采用湍流模型進行定量描述。發電機端部流場的控制方程為：

式中，u、v、w為分別為x、y和z方向的速度分量；ρ為流體密度；μ為動力粘度；p為流體壓力。

3 基本假設

為便于計算，采取以下簡化假設：（1）不計空氣的浮力與重力；（2）空氣按不可壓縮流體處理；（3）因為發電機內流場關于中心線對稱分布，所以僅計算1/2模型；（4）只研究發電機額定運行時的流場分布，故控制方程（1）中沒有時間項。

4 物理模型

根據實際結構建立該電機1/2模型，1-9號轉子線圈組，端部具有擋風板及護環，繞組端部均有補風孔，在轉子端部有月牙出風槽，轉子槽下端是通風副槽，轉子繞組徑向上開有徑向通風孔，通風孔尺寸按設計圖紙。單獨對轉子內部流場研究時，轉子風路可以簡化為：風從端部護環和轉軸之間的空腔進入，一路從月牙出風槽出風，另一路從繞組的徑向通風孔出風。對該模型進行布爾運算，得到轉子的計算域，如圖1所示。

圖1 轉子的計算域

5 流體場數值計算

（1）流場靜壓分析。發電機內冷卻空氣的靜壓分布直接影響冷卻介質在通風道內的流量分布，是發電機內冷卻介質流場的重要特性之一。發電機冷卻介質的靜壓分布規律可作為轉子風道結構優化改進的依據之一。由導流風葉轉子整體靜壓分布可知，轉子端部壓力為正，隨著軸向長度的增加，壓力由正變為負。根據流場計算結果，冷卻空氣在通風道內軸向流動時，靜壓由正值變為負值。通風道在軸向上的徑向風孔尺寸越大，轉子本體高速旋轉引發的科氏力越大，對冷卻空氣的壓力也越大，從而通風道內的負壓區域也越大。在靜壓為正值的區域，通風道對流體的阻力由風扇壓頭克服掉，例如轉子端部。在靜壓為負值的區域，通風道對流體的阻力主要由科氏力在通風孔內產生的負壓平衡掉，從而將冷卻空氣向氣隙中排擠，使得通風道內的靜壓力沿著徑向方向逐漸增大。另外，空氣在副槽內靜壓為負，流動阻力由旋轉科氏力克服，且副槽入口截面為正負壓分界面。

（2）流場速度分析。設置導流風葉流場，轉子整體流體分布比較均勻，整體上看徑向通風孔內流體速度較高，最高流速達到250.86m/s，月牙出風槽出風速度較小。隨著軸向長度的增加，即從轉子端部位置到轉子本體中間流體速度無明顯變化，圓周方向，副槽及徑向通風孔內流體速度分布變化不大。冷卻空氣從轉子端部進入通風道內，在單匝線圈的通風道內，因為通風道的橫截面積保持不變，冷卻空氣的流速沿著流動路徑幾乎不減小，同時經過補風口補充的冷卻空氣使得進入轉子線圈的總冷卻空氣量增大，故轉子軸向通風道內的冷卻空氣流速突然增大。副槽入口處由于流通截面突然變小，流體流速明顯增加。在副槽內，冷卻空氣的體積流量逐漸降低，流速也逐漸減小，在發電機軸向的中央位置附近，流體的軸向速度接近零。靠近副槽入口的徑向風孔，空氣流速高，見圖2。為了清楚顯示隨著軸向長度變化轉子內圓周流體分布情況，取不同軸向長度處橫截面為研究對象，即轉子徑向通風孔1號、4號、7號、15號、23號、31號、39號及41號處流體流速分布情況，見圖3。

圖2 空氣流速分布圖

圖3 轉子靜壓通風孔分布圖

（3）流場流量分析。冷卻空氣在轉子中的流動路徑主要分為3個，第一個路徑是由通風入口進入轉子本體通風道，第二個路徑是由月牙槽進入氣隙，第三部分是由轉子線圈徑向通風孔進入氣隙。為了研究副槽內流體流量分布情況，取整個圓周為研究對象，轉子旋轉方向為順時針。為了便于分析將圓周副槽分為兩個部分，即A與B部分，每一部分分別有18個副槽，副槽編號如圖4所示。

圖4 副槽編號分布圖

6 分析數據結果對比

（1）分析結果對比見圖7，對比可知，方案二總流量為21.69m3/s，方案一的總流量22.29m3/s，說明轉子導流風扇能夠使護環下進入冷風整體流量有所增加。

（2）兩個方案分析結果對比見圖5，可見，方案二的副槽進風量分布差距過大，最大進風量與最小進風量差距接近40%，接近背風面的副槽進風量最小，逐步增大到迎風面的最大值，最大進風值與方案一的平均值接近，這說明“打風板”不能有效帶動冷風與轉子同步旋轉，在慣性動壓的影響下，使進入不同副槽的風量產生明顯不同；而方案一的副槽進風量分布差距非常小，最大進風量與最小進風量差距小于3%，這說明轉子導流風扇能夠使護環下進入冷風能夠接近轉子同步轉速，消除慣性動壓的影響，使冷卻風能夠高效進入全部副槽。

（3）方案二總流量低于方案一的總流量的原因在于慣性動壓影響了部分副槽的進風量，而受到慣性動壓增壓的部分副槽由于串聯路徑風阻限制及紊流影響并未增加進風量，從而使整體風量下降，從溫升分布比較也可以得出方案二紊流損耗相對較高。

圖5 兩種方案通風流量對比圖

綜上所述，綜合衡量風量大小、風路分配及溫升分布后，方案一為最為理想的方案。為全面檢驗412MVA空冷汽輪發電機的技術性能，驗證設計、工藝正確性，在工廠內進行了型式試驗和科研試驗。為驗證轉子導流風扇的作用，科研試驗進行了安裝轉子導流風扇和不安裝轉子導流風扇兩種情形下的轉子反接試驗，由于結構限制無法在處于高速旋轉的轉子上設置風量分布傳感器，繞組溫度傳感器數量也不足以反映溫度分布變化需求，所以僅用兩種狀態下轉子繞組平均溫升數據進行驗證。根據試驗結果，方案二的轉子繞組平均溫升高于方案一約2.3K，與分析計算結果方案二的轉子繞組總通風風量低于方案一相吻合，由此證明了分析計算結果正確。

7 結語

導流風扇結構優于傳統的“打風板”結構，能夠使護環下進入冷風能夠接近轉子同步轉速，消除慣性動壓的影響，使冷卻風能夠高效進入全部副槽，使轉子繞組冷卻風量明顯提升，溫升下降，溫升分布也更均勻合理。