1 000 MW空冷水輪發(fā)電機(jī)端部結(jié)構(gòu)件渦流損耗優(yōu)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(fā)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(fā)電機(jī)國產(chǎn)化作為我國大型水輪發(fā)電機(jī)快速發(fā)展的起點(diǎn)，按照引進(jìn)、吸收、再創(chuàng)新的發(fā)展思路，向家壩電站800 MW空冷發(fā)電機(jī)完全實(shí)現(xiàn)自主設(shè)計(jì)、自主制造、自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)，白鶴灘電站1 000 MW全空冷發(fā)電機(jī)代表了當(dāng)今世界水輪發(fā)電機(jī)技術(shù)最高水平，即將從藍(lán)圖走向現(xiàn)實(shí)。

空冷發(fā)電機(jī)在可靠性和經(jīng)濟(jì)性方面具有明顯的比較優(yōu)勢[1]。隨著通風(fēng)冷卻技術(shù)的進(jìn)步，絕緣技術(shù)的發(fā)展，鐵心熱變形結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的優(yōu)化，全空冷發(fā)電機(jī)已經(jīng)突破“每極容量”限制，注重對電機(jī)的電壓、定子繞組支路數(shù)與槽電流的匹配及溫升控制[2-3]。1 000 MW 全空冷發(fā)電機(jī)電磁負(fù)荷較高，采用密閉自循環(huán)徑向雙路端部回風(fēng)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)，能夠保證發(fā)電機(jī)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(jié)構(gòu)件的發(fā)熱集中區(qū)域位于風(fēng)道的背風(fēng)面，并且受到諸如匯流環(huán)、擋風(fēng)板、槽口墊塊等結(jié)構(gòu)件的遮擋，不利于定子端部結(jié)構(gòu)散熱，因此該區(qū)域的渦流損耗優(yōu)化就顯得尤為重要。

1 空冷發(fā)電機(jī)參數(shù)和定子端部結(jié)構(gòu)仿真

1.1 空冷發(fā)電機(jī)定子端部結(jié)構(gòu)及參數(shù)

1 000 MW空冷發(fā)電機(jī)主要參數(shù)如下：額定電壓24 kV，額定電流26 726 A，額定功率因數(shù)0.9，額定轉(zhuǎn)速111 rpm，定子槽數(shù)810槽，單相并聯(lián)支路數(shù)9，定轉(zhuǎn)子絕緣等級(jí)為F級(jí)，定子繞組節(jié)距15槽，磁極對數(shù)27對。為減少定子端部漏磁產(chǎn)生的附加損耗，降低端部結(jié)構(gòu)件的發(fā)熱，在汲取800 MW空冷水輪發(fā)電機(jī)定子端部設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)基礎(chǔ)上，1 000 MW空冷水輪發(fā)電機(jī)定子端部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要點(diǎn)如下：定子鐵心比轉(zhuǎn)子鐵心長200 mm；定子鐵心邊段的齒部為6級(jí)步進(jìn)臺(tái)階，每級(jí)臺(tái)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(nèi)插入涂有環(huán)氧樹脂的絕緣片，鐵心邊段表面涂刷環(huán)氧樹脂；線棒直線段比鐵心長360 mm，線棒端部采用漸開線設(shè)計(jì)，圓錐角為7°；定子壓板分段設(shè)計(jì)，共81段，段與段之間留有10 mm間隙，壓板內(nèi)圓與下層線棒之間的距離為350 mm；壓指為實(shí)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(jié)構(gòu)復(fù)雜、多變，再加上會(huì)遇到“大尺度差別”問題，建立整個(gè)端部模型進(jìn)行仿真計(jì)算是不現(xiàn)實(shí)的[3- 4]。根據(jù)電機(jī)學(xué)理論可知，可取一單元電機(jī)進(jìn)行分析，單元電機(jī)的電磁場分布滿足周期分布規(guī)律。圖1所示為單元電機(jī)模型，模型中的兩個(gè)徑向截面，以及處于這兩個(gè)面上的壓指，壓板，定子鐵心，轉(zhuǎn)子鐵心各自的兩個(gè)徑向截面，按一對極電角度嚴(yán)格對稱[5-9]。圖2為定子端部細(xì)節(jié)，單元電機(jī)仿真模型中，對定子端部結(jié)構(gòu)做了合理簡化，即定子鐵心邊段的6級(jí)步進(jìn)臺(tái)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(jié)構(gòu)件，該合理化簡化不會(huì)影響計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性。

圖1 單元電機(jī)計(jì)算模型

圖2 定子端部細(xì)節(jié)

本文采用瞬態(tài)有限元法，計(jì)算額定工況下端部結(jié)構(gòu)件的磁密分布和渦流損耗。A-φ法能保證多種媒質(zhì)求解域內(nèi)，導(dǎo)體和媒質(zhì)交界面上渦流的連續(xù)性，是目前渦流場計(jì)算的只要方法之一，其中，A表示矢量磁位，φ表示標(biāo)量電位。將定子繞組、定子鐵心、轉(zhuǎn)子鐵心、轉(zhuǎn)子磁軛、磁極線圈、轉(zhuǎn)子壓板、空氣等結(jié)構(gòu)件所在區(qū)域定義為非渦流區(qū)，主要考察磁密分布情況；將壓指、壓板等結(jié)構(gòu)件所在區(qū)域定義為渦流區(qū)，主要考察渦流分布情況。

根據(jù)麥克斯韋方程組，利用A-φ法得到三維渦瞬態(tài)流場的邊值問題如下：

在渦流區(qū)中

(1)

式中，μ為磁導(dǎo)率；t為時(shí)間。

在非渦流區(qū)中

×A)-·A)=Js

(2)

式中，Js為源電流密度；σ為電導(dǎo)率。

ANSYS軟件是目前應(yīng)用最廣泛的通用有限元分析軟件之一，它具有強(qiáng)大的前處理、求解和后處理功能，支持多CPU并行處理同時(shí)還支持多計(jì)算機(jī)分布計(jì)算，這給高精度模型求解帶來便利[5]。仿真計(jì)算設(shè)置如下：計(jì)算區(qū)域取一對極的單元電機(jī)，單元電機(jī)左右兩側(cè)設(shè)置為周期偶對稱邊界，定子鐵心邊段底部所在平面設(shè)置為狄利克萊(Dirichlet)邊界；端部線圈采用真機(jī)的漸開線形狀，進(jìn)行實(shí)體網(wǎng)格剖分；定轉(zhuǎn)子空氣域分別建立，交接面設(shè)置滑動(dòng)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(jié)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(zhuǎn)子側(cè)部分為端部磁密的集中分布區(qū)域，磁感應(yīng)強(qiáng)度B的最大值為2.597 7 T，軸向磁感應(yīng)強(qiáng)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(jí)步進(jìn)結(jié)構(gòu)以及齒部中間開槽等方式對其磁場分布進(jìn)行改善，降低其渦流損耗，同時(shí)，鐵心位于主風(fēng)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(zhuǎn)子側(cè)區(qū)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(fā)熱偏高。機(jī)組進(jìn)相運(yùn)行時(shí)，隨著進(jìn)相深度的加大，端部漏磁會(huì)進(jìn)一步增加，特別是軸向磁感應(yīng)強(qiáng)度Bz增加尤為明顯，壓指及壓板等結(jié)構(gòu)件內(nèi)的渦流損耗還會(huì)急劇增加[6]。壓指及壓板的冷卻風(fēng)，受端部匯流環(huán)、定轉(zhuǎn)子間隙擋風(fēng)板及槽口墊塊等結(jié)構(gòu)件的阻礙，風(fēng)量較小，風(fēng)速較低，散熱效果較差，因此，有必要對壓指及壓板進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)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(yōu)化方案

2.1 壓指和壓板渦流損耗優(yōu)化

降低壓指和壓板渦流損耗，可以從材料和結(jié)構(gòu)兩個(gè)方面入手。適用于壓指和壓板的高強(qiáng)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(shí)心矩形結(jié)構(gòu)，可在壓指端部開槽并倒角，壓板進(jìn)行倒角處理，如圖5所示。

圖5 優(yōu)化后端部結(jié)構(gòu)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(jìn)行組合，形成3種優(yōu)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?？捎^。

(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(yōu)化方案進(jìn)行仿真分析后得出的壓指及壓板渦流損耗，不難發(fā)現(xiàn)，方案三對降低壓指及壓板內(nèi)的渦流損耗效果最顯著。

圖6 優(yōu)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(yōu)化

壓指開槽的效果，與開槽的深度、倒角的大小有密切關(guān)系。以方案三為基礎(chǔ)，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(jì)算額定工況下的壓指及壓板渦流損耗如圖7所示。

當(dāng)壓指徑向開槽深度從70 mm增加80 mm時(shí)，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(shí)，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(xù)加深，壓指渦流損耗已變化不大，同時(shí)會(huì)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(qū)域的有效散熱面積，改善端部冷卻條件，進(jìn)一步降低端部溫升。

圖7 壓指槽深對端部結(jié)構(gòu)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(jì)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(dāng)壓指倒角從30 mm增加到40 mm時(shí)，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(dāng)壓指倒角從40 mm增加至50 mm時(shí)，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(jié)構(gòu)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(zhì)，壓指開槽深度90 mm、倒角50 mm時(shí)，與原方案相比，端部渦流損耗下降57.9%，為最優(yōu)方案。

圖8 壓指倒角對端部結(jié)構(gòu)件渦流損耗的影響

3 結(jié) 語

本文采用瞬態(tài)有限元法，求解了多種不同定子端部設(shè)計(jì)方案在額定負(fù)載時(shí)，壓指及壓板材料選擇及結(jié)構(gòu)尺寸對附加損耗的影響規(guī)律。壓指渦流損耗主要集中在壓指頭部區(qū)域，因?yàn)闇u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(dāng)深度達(dá)到一定程度后，對損耗的影響已不再明顯，同時(shí)還會(huì)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(qū)域的有效散熱面積，改善端部冷卻條件，能有效降低空冷發(fā)電機(jī)端部運(yùn)行時(shí)的端部溫升。