（東方電機股份有限公司）了大型空冷汽輪發電機端部結構設計特點，通過考慮發電機壓指與邊段鐵心之間的接觸間隙，將壓指納入渦流求解區，并提出了由于材料特性為非線性、各向異性，數學模型中未將其納入求解區域的邊段鐵心損耗的估算方法，較為全面地完成了QF-135-2-13.8型空冷汽輪發電機端部磁場及端部各結構件損耗的定量計算以及對比分析、端部結構件溫升預估，計算結果表明：采用“T型壓圈+銅屏蔽”結構的QF-135-2-13.8型空冷汽輪發電機，具有端部附加損耗小，端部溫升低的特點，完全能滿足發電機額定負載和進相運行的要求。 磁密渦流耗。1U― 1刖目功研制QF60-2-10.5、QF-75-2-10.5兩型空冷汽輪發電機后，為該系列增添的又新產品，其定子鐵心、線圈、端部結構件采用空氣外冷卻，轉子線圈采用空氣內冷卻，發電機兩端裝有同軸轉漿式風扇，發電機上部裝有空氣冷卻器，整個發電機構成兩進三出的封閉通風系統。QF60-2-10.5、QF-75-2-10.5兩型發電機己在20012002上半年年先后投入商業運行，廠內和現場真機性能試驗表明，發電機各部溫度、溫升均滿足技術協議要求，運行狀態良好我公司首臺QF-135-2-13.8型發電機也即將在2002年9月完成廠內制造和廠內真機試驗。 由于發電機端部附加損耗與線負荷和定子內徑乘積的平方成正比m，隨著發電機單機容量的增大及其材料特性的改進，其電磁負荷越來越高，引起電機端部磁場強度的顯著增大。在端部結構件中產生渦流、損耗和發熱，從而給發電機的損耗、溫升等帶來一系列影響。為了改善端部發熱，降氏端部損耗，避免端部磁場和損耗局部集中，在東方空冷系列汽輪發電機設計時主要采取了以下措施（圖丨為QF-135-2-13.8型發屯機的端部結構）。 采用低磁性鑄鋼壓圈和非磁性鍛鋼壓指，以降低壓圈、壓指自身損耗；定子邊段鐵心段設計有小階梯，在齒中間開有窄槽，以減少軸向漏磁通在端部鐵心中產生的損耗，定子邊段鐵心刷H級絕緣漆，以提高其絕緣性能、進一步減少渦流損耗。 從發電機整體結構和電磁設計出發，兼顧降低發電機端部發熱，采用了較為合理的定轉子鐵心長配合，定子線圈漸開線圓錐角以及短路比。 QF-135-2-13.8型發電機與QF-75-2-10.5型發電機相比，二者具有相同冷卻方式，但前者線負荷卻較后者大10.5%，定子內徑較后者大12.8%，按照定性地估算，在相同結構下端部附加損耗將增大約1.6倍，在相同冷卻條件下溫升就將提高同樣倍數，雖然理論計算與試驗均表明QF-75-2-10.5兩型發電機端部損耗和發熱不大，但QF-135-2-13.8型發電機如果采用與之相同的的端部結構，QF-135-2-13.8型發電機就極有可能山現端部溫升偏高的問題，這在發電機進相運行時顯得尤為突出。為此，我公司在QF-135-2-13.8型發電機端部采用了我公司在300MW氫冷發電機上非常成熟的T型壓圈+銅型發電機采用“大一小壓”兩層結構），以進一步減少端部漏磁和改善其分布，進而降低端部附加損耗及局部發熱的熱源密度。 為了掌握這一端部結構下的磁場分布和端部附加損耗分布情況，我們開展了該型機在有、無銅屏蔽下端部磁場及端部附加損耗的定量計算以及對比分析、端部結構件溫升預估等工作。 2計算原理求解區域為發電機端部，考慮壓指與鐵心表面的接觸間隙，存取轉軸中心線為z軸，距轉子本體與護環搭接的止口處約40mm的截面為R軸，上邊界取端罩內壁，下邊界取轉軸表面，左邊界取定子鐵心邊段和轉子本體邊，右邊界取端蓋內壁。求解場為行波場。假定端部磁場在園周方向按正弦規律變化，考慮結構件（壓圈、壓指、銅屏蔽）中的渦流效應，忽略媒質的飽和作用，這樣求解方程變為準三維渦流方程。定轉子電流層及氣隙電流考慮為外邊界上的外電流，在求解區域外，決定方程的邊界條件，在渦流區引入矢量磁位A，其它區域采用標量磁位采用四邊形等參元有限元法離散，其線性方程組用高斯消去法求解。 2.1數學模型用于端部渦流場分析計算的端部求解區見。 端部求解區2.2場方程和邊界條件渦流區（壓指、壓圈、銅屏蔽）自由空間內邊界外邊界定解形式外邊界（定轉子2.3計算程序（C0FSE）框圖又幾何接理參數單元角礙節s坐標按邊界條件修改系數矩陣：計算程序框。4邊段鐵心損耗估算由于邊段鐵心的非線性、各向異性，為簡化計算，數學模型中未將其納入求解區域，其上損耗無法由COFSE程序直接求得，為獲得其上損耗，我們作出下述基本假設：考慮鐵磁材料具有的飽和特性，軸向漏磁通進入邊段鐵心后全部沿周向分布，當第一段鐵心中磁密達到飽和值后，磁阻增加很快，這時便有一部分漏磁穿過鐵心段之間的間隙進入第一段鐵心，其余漏磁通進入第二段鐵心的漏磁迪，仍作周向分布。 周向磁密在鐵心段作均勻分布-不考慮軸向漏磁通進入邊段鐵心引起的渦流損耗，只計及磁密沿阽周均勻分布而引起的磁滯和渦流損耗。 在此假設下，將COFSE求解得到得進入鐵心表面軸向磁密（Bzl，Bz2，Bzn）作為已知童，我們編制了邊段鐵心損耗估算程廠f-（CORELOSS），可估兌出端部漏磁場在發屯機邊段鐵心上感應的渦流損耗。 3計算分析3.1主要參數3.2計算工況短路運T：l：況：U N、丨f=1075A額定負載運行丨：況：p=pn、u=uN、（超前）、lf=994A3.3網格剖分計算中取111個四邊形等參元，155個節點，網格剖分見QF-丨35-2-13.8型發電機端部計算中取137個四邊形等參元，179個節點，網格剖見。 表1：進入邊段鐵心表面軸向磁密計算值（GS）銅屏蔽無有無有無有無有無空載短路額定負載進相銅屏蔽無有無有無有無有無空錢短路額定負載進相載短路額定負載進相銅屏蔽有無有尤有無壓型指型邊段型鐵心型锏屏蔽型端部附加損耗型表1列出了進入邊段鐵心表面的軸向磁密計算值（用于邊段鐵心損耗估算），表2列出了端部結構件損耗計算值見（為便于類比推算，表1中還同時列出了QF-75-2-10.5型發電機端部結構件損耗計算結果）。ab分別示出了壓圈、銅屏蔽上計算節點、單元編號情況，~1）分別示出了無、有銅屏蔽時軸向磁密在壓圈上的分布，示出了軸向磁密在銅屏蔽上的分布。ad示出了各計算工況下無、有銅屏蔽時軸向磁密在壓圈上的分布對比，0a0b示出了無、有銅屏蔽時壓圈上單元損耗密度的‘分布，1示出了銅屏蔽上單元損耗密度的分布。 七：a壓圈上計算節點、單元編號b銅屏蔽上計算節點、單元編號+短路額定負載進相計算節點編號a軸向磁密在壓圈上的分布（無銅屏蔽）鉑厄+空載短路額定負載進相計算節點編號+短路額定負載4-進相軸向磁密在銅屏蔽上的分布計算節點編號空載（有銅屏蔽）空載（無銅屏蔽）+短路（有銅屏蔽）+短路（無銅屏蔽）a有、無銅屏蔽時軸向磁密在壓圈上的分布對比圖％有、無銅屏蔽時軸向磁密在壓圈上的分布對比銅銅有無翁萄負負>定蔽定蔽額屏額屏c有、無銅屏蔽時軸向磁密在壓圈上的分布對比進相（有銅屏蔽）進相（無銅屏蔽）d有、無銅屏蔽時軸向磁密在壓圈上的分布對比計算單元編號-短路額定負載進相0a壓圈上單元損耗密度分布（無銅屏蔽）計算單元編號+空載~短路額定負載+進相0b壓圈上單元損耗密度分布（有銅屏蔽）空載―一1+短路，額定負載；i+進相計算單元編號1銅屏蔽上單元損耗密度分布4計算結果分析從在端部結構件表面引起渦流的軸向漏磁場來看，無銅屏蔽時，很大的軸向磁密分量（以下簡稱“磁密”）作用在133、134節點所處區域（a），進而引起114單元所處部位成為壓圈上的最大熱源密度區，產生最大的損耗密度值（0a）；在135142節點所處區域的磁密次之，在115、120、123以及126單元處也引起較大損耗密度。也就是說，QF-135-2-13.8型空冷汽輪發電機在端部無銅屏蔽時，整個壓圈外表面存在多處磁密局部集中現象，形成了較大的表面渦流。在壓圈外加設銅屏蔽后，以上這些節點處磁密的幅值以及損耗密度較大單元的數值均得以大幅度下降（b、丨Ob），整個壓圈外表面的磁密和損耗密度的分布己變得非常均勻，盡管142節點處磁密略有上升，但其絕對數值并不高且衰減較快，這已在該節點所處126單元的損耗密度仍較無銅屏蔽時有大幅度下降中體現出。 從端部漏磁場在其端部結構件上形成的表面渦流產生的端部附加損耗數值來看（表2），無論有、無銅屏蔽，各計算工況下本次計算結果完全遵循“進相”>“短路”>“額定負載” >“空載”這一傳統定性規律。負載工況下，有銅屏蔽下的端部附加損耗較無銅屏蔽時下降約55%；壓圈的損耗較無銅屏蔽時下降45倍，有了銅屏蔽的保護后，透過屏蔽進入壓圈外表面的端部軸向漏磁場的幅值己大為減小，壓圈得以有效保護，其上的渦流損耗只占整個附加損耗的25%30%左右，銅屏蔽承擔了50%55%.由a9d可以看出，選杼的銅屏蔽之屏蔽范圍是極為有效的，壓圈上編號在M3以后節點上的磁密在加裝銅屏蔽前后基本無變化且絕對幅值較低，而受端部軸向漏磁影響極大的壓圈外表面（節點133141）的磁密幅值在加裝銅屏蔽后較無銅屏蔽時有明顯大范圍減弱，且使整個壓圈外表面的磁密和損耗密度的分布變得非常均勻。就銅屏蔽本身而言，進入其外表面上的軸向磁密幅值較高，尤以159節點處的絕對幅值為最大，160節點處次之，進而導致131單元的損耗密度數值為最大，132單元次之（、1），但由于銅屏蔽材質本身的非磁性、高電導率，其上渦流損耗的絕對數值并不是很高。盡管如此，由于銅屏蔽承擔了約一半的端部附加損耗，為了盡可能減少QF-135-2-13.8型空冷汽輪發電機端部熱源，我們在發電機總體設計特別是通風結構設計時仍需采取有效的冷卻措施盡可能地改善和加強銅屏蔽自身的散熱條件。‘5端部溫升預估發電機端部漏磁場是一個旋轉磁場，它的軸向分量與定子邊段鐵心和端部結構件有相對運動，必然要在端部金屬結構部件上產生磁滯和渦流損耗，繼而引起發熱，使其溫度升高。而定子端部溫升升高的幅度，不僅取決于端部軸向漏磁密的大小，還取決于端部冷卻條件的好壞，同時與端部結構及構件材料特性有關。 目前用溫度場直接計算發電機的端部溫升還有困難，但我們能通過發電機端部渦流場的計算，獲得發電機的端部漏磁場分布和端部結構件損耗，并結合有相同冷卻方式、相似端部結構的其它機型的端部溫升試驗實測數據，從工程計算的角度，按“結構件損耗與溫升成正比” 8型汽輪發電機端部最高溫升估算值升（K）短路額定這一原則，較為保守地預估出某型機在相同冷卻條件"F的端部溫升。 方式與我公司在廠內庇機試驗己實測過端部溫升的QF-75-2-10.5型汽輪發屯機冷卻方式一致，QF-75-2-10.5型空冷汽輪發電機廠內真機試驗端部溫升測試數據匯總，東方電機股份有限公司內部資料，2000
客戶服務熱線
Customer Service Hotline
江蘇省泰州市醫藥高新區西徐路1號
+86-0523-86581021
在線客服有需求 , 請在線留言!
