（东方电机股份有限公司）了大型空冷汽轮发电机端部结构设计特点，通过考虑发电机压指与边段铁心之间的接触间隙，将压指纳入涡流求解区，并提出了由于材料特性为非线性、各向异性，数学模型中未将其纳入求解区域的边段铁心损耗的估算方法，较为全面地完成了QF-135-2-13.8型空冷汽轮发电机端部磁场及端部各结构件损耗的定量计算以及对比分析、端部结构件温升预估，计算结果表明：采用“T型压圈+铜屏蔽”结构的QF-135-2-13.8型空冷汽轮发电机，具有端部附加损耗小，端部温升低的特点，完全能满足发电机额定负载和进相运行的要求。
磁密涡流耗。1U― 1刖目功研制QF60-2-10.5、QF-75-2-10.5两型空冷汽轮发电机后，为该系列增添的又新产品，其定子铁心、线圈、端部结构件采用空气外冷却，转子线圈采用空气内冷却，发电机两端装有同轴转浆式风扇，发电机上部装有空气冷却器，整个发电机构成两进三出的封闭通风系统。QF60-2-10.5、QF-75-2-10.5两型发电机己在20012002上半年年先后投入商业运行，厂内和现场真机性能试验表明，发电机各部温度、温升均满足技术协议要求，运行状态良好我公司首台QF-135-2-13.8型发电机也即将在2002年9月完成厂内制造和厂内真机试验。
由于发电机端部附加损耗与线负荷和定子内径乘积的平方成正比m，随着发电机单机容量的增大及其材料特性的改进，其电磁负荷越来越高，引起电机端部磁场强度的显著增大。在端部结构件中产生涡流、损耗和发热，从而给发电机的损耗、温升等带来一系列影响。为了改善端部发热，降氏端部损耗，避免端部磁场和损耗局部集中，在东方空冷系列汽轮发电机设计时主要采取了以下措施（图丨为QF-135-2-13.8型发屯机的端部结构）。
采用低磁性铸钢压圈和非磁性锻钢压指，以降低压圈、压指自身损耗；定子边段铁心段设计有小阶梯，在齿中间开有窄槽，以减少轴向漏磁通在端部铁心中产生的损耗，定子边段铁心刷H级绝缘漆，以提高其绝缘性能、进一步减少涡流损耗。
从发电机整体结构和电磁设计出发，兼顾降低发电机端部发热，采用了较为合理的定转子铁心长配合，定子线圈渐开线圆锥角以及短路比。
QF-135-2-13.8型发电机与QF-75-2-10.5型发电机相比，二者具有相同冷却方式，但前者线负荷却较后者大10.5%，定子内径较后者大12.8%，按照定性地估算，在相同结构下端部附加损耗将增大约1.6倍，在相同冷却条件下温升就将提高同样倍数，虽然理论计算与试验均表明QF-75-2-10.5两型发电机端部损耗和发热不大，但QF-135-2-13.8型发电机如果采用与之相同的的端部结构，QF-135-2-13.8型发电机就极有可能山现端部温升偏高的问题，这在发电机进相运行时显得尤为突出。为此，我公司在QF-135-2-13.8型发电机端部采用了我公司在300MW氢冷发电机上非常成熟的T型压圈+铜型发电机采用“大一小压”两层结构），以进一步减少端部漏磁和改善其分布，进而降低端部附加损耗及局部发热的热源密度。
为了掌握这一端部结构下的磁场分布和端部附加损耗分布情况，我们开展了该型机在有、无铜屏蔽下端部磁场及端部附加损耗的定量计算以及对比分析、端部结构件温升预估等工作。
2计算原理求解区域为发电机端部，考虑压指与铁心表面的接触间隙，存取转轴中心线为z轴，距转子本体与护环搭接的止口处约40mm的截面为R轴，上边界取端罩内壁，下边界取转轴表面，左边界取定子铁心边段和转子本体边，右边界取端盖内壁。求解场为行波场。假定端部磁场在园周方向按正弦规律变化，考虑结构件（压圈、压指、铜屏蔽）中的涡流效应，忽略媒质的饱和作用，这样求解方程变为准三维涡流方程。定转子电流层及气隙电流考虑为外边界上的外电流，在求解区域外，决定方程的边界条件，在涡流区引入矢量磁位A，其它区域采用标量磁位采用四边形等参元有限元法离散，其线性方程组用高斯消去法求解。
2.1数学模型用于端部涡流场分析计算的端部求解区见。
端部求解区2.2场方程和边界条件涡流区（压指、压圈、铜屏蔽）自由空间内边界外边界定解形式外边界（定转子2.3计算程序（C0FSE）框图又几何接理参数单元角碍节s坐标按边界条件修改系数矩阵：计算程序框。4边段铁心损耗估算由于边段铁心的非线性、各向异性，为简化计算，数学模型中未将其纳入求解区域，其上损耗无法由COFSE程序直接求得，为获得其上损耗，我们作出下述基本假设：考虑铁磁材料具有的饱和特性，轴向漏磁通进入边段铁心后全部沿周向分布，当第一段铁心中磁密达到饱和值后，磁阻增加很快，这时便有一部分漏磁穿过铁心段之间的间隙进入第一段铁心，其余漏磁通进入第二段铁心的漏磁迪，仍作周向分布。
周向磁密在铁心段作均匀分布-不考虑轴向漏磁通进入边段铁心引起的涡流损耗，只计及磁密沿阽周均匀分布而引起的磁滞和涡流损耗。
在此假设下，将COFSE求解得到得进入铁心表面轴向磁密（Bzl，Bz2，Bzn）作为已知童，我们编制了边段铁心损耗估算程厂f-（CORELOSS），可估兑出端部漏磁场在发屯机边段铁心上感应的涡流损耗。
3计算分析3.1主要参数3.2计算工况短路运T：l：况：U N、丨f=1075A额定负载运行丨：况：p=pn、u=uN、（超前）、lf=994A3.3网格剖分计算中取111个四边形等参元，155个节点，网格剖分见QF-丨35-2-13.8型发电机端部计算中取137个四边形等参元，179个节点，网格剖见。
表1：进入边段铁心表面轴向磁密计算值（GS）铜屏蔽无有无有无有无有无空载短路额定负载进相铜屏蔽无有无有无有无有无空钱短路额定负载进相载短路额定负载进相铜屏蔽有无有尤有无压型指型边段型铁心型锏屏蔽型端部附加损耗型表1列出了进入边段铁心表面的轴向磁密计算值（用于边段铁心损耗估算），表2列出了端部结构件损耗计算值见（为便于类比推算，表1中还同时列出了QF-75-2-10.5型发电机端部结构件损耗计算结果）。ab分别示出了压圈、铜屏蔽上计算节点、单元编号情况，~1）分别示出了无、有铜屏蔽时轴向磁密在压圈上的分布，示出了轴向磁密在铜屏蔽上的分布。ad示出了各计算工况下无、有铜屏蔽时轴向磁密在压圈上的分布对比，0a0b示出了无、有铜屏蔽时压圈上单元损耗密度的‘分布，1示出了铜屏蔽上单元损耗密度的分布。
七：a压圈上计算节点、单元编号b铜屏蔽上计算节点、单元编号+短路额定负载进相计算节点编号a轴向磁密在压圈上的分布（无铜屏蔽）铂厄+空载短路额定负载进相计算节点编号+短路额定负载4-进相轴向磁密在铜屏蔽上的分布计算节点编号空载（有铜屏蔽）空载（无铜屏蔽）+短路（有铜屏蔽）+短路（无铜屏蔽）a有、无铜屏蔽时轴向磁密在压圈上的分布对比图％有、无铜屏蔽时轴向磁密在压圈上的分布对比铜铜有无翁萄负负>定蔽定蔽额屏额屏c有、无铜屏蔽时轴向磁密在压圈上的分布对比进相（有铜屏蔽）进相（无铜屏蔽）d有、无铜屏蔽时轴向磁密在压圈上的分布对比计算单元编号-短路额定负载进相0a压圈上单元损耗密度分布（无铜屏蔽）计算单元编号+空载~短路额定负载+进相0b压圈上单元损耗密度分布（有铜屏蔽）空载―一1+短路，额定负载；i+进相计算单元编号1铜屏蔽上单元损耗密度分布4计算结果分析从在端部结构件表面引起涡流的轴向漏磁场来看，无铜屏蔽时，很大的轴向磁密分量（以下简称“磁密”）作用在133、134节点所处区域（a），进而引起114单元所处部位成为压圈上的最大热源密度区，产生最大的损耗密度值（0a）；在135142节点所处区域的磁密次之，在115、120、123以及126单元处也引起较大损耗密度。也就是说，QF-135-2-13.8型空冷汽轮发电机在端部无铜屏蔽时，整个压圈外表面存在多处磁密局部集中现象，形成了较大的表面涡流。在压圈外加设铜屏蔽后，以上这些节点处磁密的幅值以及损耗密度较大单元的数值均得以大幅度下降（b、丨Ob），整个压圈外表面的磁密和损耗密度的分布己变得非常均匀，尽管142节点处磁密略有上升，但其绝对数值并不高且衰减较快，这已在该节点所处126单元的损耗密度仍较无铜屏蔽时有大幅度下降中体现出。
从端部漏磁场在其端部结构件上形成的表面涡流产生的端部附加损耗数值来看（表2），无论有、无铜屏蔽，各计算工况下本次计算结果完全遵循“进相”>“短路”>“额定负载”
>“空载”这一传统定性规律。负载工况下，有铜屏蔽下的端部附加损耗较无铜屏蔽时下降约55%；压圈的损耗较无铜屏蔽时下降45倍，有了铜屏蔽的保护后，透过屏蔽进入压圈外表面的端部轴向漏磁场的幅值己大为减小，压圈得以有效保护，其上的涡流损耗只占整个附加损耗的25%30%左右，铜屏蔽承担了50%55%.由a9d可以看出，选杼的铜屏蔽之屏蔽范围是极为有效的，压圈上编号在M3以后节点上的磁密在加装铜屏蔽前后基本无变化且绝对幅值较低，而受端部轴向漏磁影响极大的压圈外表面（节点133141）的磁密幅值在加装铜屏蔽后较无铜屏蔽时有明显大范围减弱，且使整个压圈外表面的磁密和损耗密度的分布变得非常均匀。就铜屏蔽本身而言，进入其外表面上的轴向磁密幅值较高，尤以159节点处的绝对幅值为最大，160节点处次之，进而导致131单元的损耗密度数值为最大，132单元次之（、1），但由于铜屏蔽材质本身的非磁性、高电导率，其上涡流损耗的绝对数值并不是很高。尽管如此，由于铜屏蔽承担了约一半的端部附加损耗，为了尽可能减少QF-135-2-13.8型空冷汽轮发电机端部热源，我们在发电机总体设计特别是通风结构设计时仍需采取有效的冷却措施尽可能地改善和加强铜屏蔽自身的散热条件。‘5端部温升预估发电机端部漏磁场是一个旋转磁场，它的轴向分量与定子边段铁心和端部结构件有相对运动，必然要在端部金属结构部件上产生磁滞和涡流损耗，继而引起发热，使其温度升高。而定子端部温升升高的幅度，不仅取决于端部轴向漏磁密的大小，还取决于端部冷却条件的好坏，同时与端部结构及构件材料特性有关。
目前用温度场直接计算发电机的端部温升还有困难，但我们能通过发电机端部涡流场的计算，获得发电机的端部漏磁场分布和端部结构件损耗，并结合有相同冷却方式、相似端部结构的其它机型的端部温升试验实测数据，从工程计算的角度，按“结构件损耗与温升成正比”
8型汽轮发电机端部最高温升估算值升（K）短路额定这一原则，较为保守地预估出某型机在相同冷却条件"F的端部温升。
方式与我公司在厂内庇机试验己实测过端部温升的QF-75-2-10.5型汽轮发屯机冷却方式一致，QF-75-2-10.5型空冷汽轮发电机厂内真机试验端部温升测试数据汇总，东方电机股份有限公司内部资料，2000