1 1 000 MW发电机端部结构设计大型汽轮发电机定子端部有两个关键：一是定子端部绕组的支撑结构应能承受事故时的应力；另一是定子铁心端部的安排应能控制轴向磁力线引起的发热。本文主要介绍发电机端部及其部件的温度。英国人GKhaj1和MKhan等四博士在设计制造第一台1 000 MW汽轮发电机时先选定其端部结构与当时在役的660MW发电机端部结构相似。

　　发电机稳态时，由于定、转子绕组的磁动势（mmf）的综合作用，轴向磁力线在端部生成。这些磁力线垂直横穿定子冲片并在径向周向的平面内产生涡流。大型发电机轴向磁通在定子端部冲片造成损耗的热强度远高于主磁通。端部的其它实体部件，也由于存在三个方向的磁通而感应出涡流，这个设计的铜网是最热的部件。大型发电机设计要保证在满负荷功率因数超前等最恶劣的稳态热负荷下，定子端部冲片和端部其它实体部件的温度应在材料的允许范围内。

　　定子铁芯由扇面冲片组成，多片扇面组成圆环，其周向是连续的，但同一平面内扇面之间有条小缝隙，这些缝隙是错开的。定子冲片的轴向按设计尺寸分组叠装，组间用带有风道垫条的扇面板隔开。风道垫条焊在扇面板上，垫条高度数量及结构形状，尤其是靠近齿顶部分，应使齿部风道处沿辐向各部位有足够的风量和风速。冷风从铁心背部入风道，然后通过气隙。

　　定子铁心用无磁性的齿压板和低碳钢的端压板压紧。由于轴、辐和周向磁通造成碳钢压板过热，在压板上缠绕一层铜网，能使压板上的涡流的大部分转移到铜网上；因铜属低电阻率高导热性材料，可获得较低的损耗和可耐受的温度。

　　定子最高温度往往发生在端部叠片组的齿部和铜网的内半径处，所以设计上采用： （1）齿部开径向窄槽和铁心端部梯级叠片组以降低损耗强度； （ 2）选择不同的叠片组宽度以降低单位叠片组的损耗； （3）选择风道风流量以改善传热系数。

　　端部头几组齿部开双窄槽，随后的组开单窄槽。窄槽为径向开到齿根（相当于槽底）。

　　这种设计最高磁密在齿顶部，开窄槽是降低轴向磁力线造成涡流损耗的有效措施。

　　定子端部叠片组设计成阶梯形，目的在于增加端部的中腔直径，扩大端部径向间隙，增长轴向磁力线散射的路径，增加电抗。辐向任一高度的轴向磁通密度，最高值在端部的表面，然后向电机中心作轴向衰减，随之轴向磁通损耗也程度不同地相应降低。端部叠片组最好薄点，但又不应使叠片组的组数太多。控制叠片组温度方法之一，是让需要的地方通更多的风。为此，可在端部风道中设几条略宽的风道，并相应地更改风道垫条。

　　2综合分析2. 1端部磁场和损耗Chareta和Preston将有限元法应用于发电机端部，使得有可能来处理复杂的端部，以后Tokumasu和Jack的T法并将三维单元引入分析，使得定子冲片在平面内的涡流能作精确处理。

　　2. 2端部热分析Reichert的有限差分法和Chari的有限元法，这就建立了定子冲片的计算原理且应用轴、辐向冷却的热分析中。1985年Doi等着手去解决定子铁芯端部叠片组的温度问题。但他们的应用局限于端部头两级叠片组。其实，在某些设计的最高温度很可能在轴向远离第二组的某一叠片组上。

　　2. 3端部叠片组、端压板和铜网温度的探讨热力模型采用有限元二维法（轴向、辐向），已知该处的局部风量，依靠传热系数和局部风温来进行。

　　1 000MW发电机在满负荷、功率因数0. 95进相下，推导端部12个叠片组，端压板和铜网的温度分布。叠片组的齿部轭部中，周向的连续固体部件中允许有涡流。端部模拟还有2点值得注意： （ 1）当沿转子体表面生成边界条件时，应包括转子铁mmf的局部处理； （2）定子槽和转子槽对辐向气隙的影响，参考Carter的局部气隙延长系数，适当地修正主要辐向气隙（导磁率小于1）的导磁率。

　　以上都是发电机设计前的技术准备工作。

　　3准三维电磁模拟法3. 1一般说明周向磁场的大小假定按正弦波变化，用准三维法并经计算以获得端部的各种损耗。使用有限元法，在轴辐向平面上的几何形状，按有限元网（ 4 500节）绘制，端压板和铜网全被分析出。

　　电磁模型是按磁位模拟的。所有磁量包括绕组的mmf都是复数，解方程式虚实部分同时处理求出解答。在各个节上的磁位为合成复数磁位，

　　即在所有的网格上都有轴、辐、周向磁密，它们适当地合成为某一指定负荷下的局部合成磁场。

　　位于定子齿部和轭部，推导每一有限元的有效轴向导磁率，考虑了定子叠片组的涡流。有效轴向导磁率决定于冲片的厚度，叠装系数和分析推导出集肤效应（为齿宽和局部饱和程度等的函数）。

　　轴向有效导磁率e = eddygeo（ 1）涡流导磁率eddy = 1 2cosh2 - cos2 cosh2 + cos2（ 2）几何尺寸导磁率geo = iron（ t 1 + t 2） （ t 1 + iront 2）（ 3）= W 2fgeo o 2 2（ 4）式中： W为对齿部为无窄槽的齿宽，对轭部为扇面周向宽； t 1为定子冲片厚（不带绝缘） ； t 2为叠片两测绝缘厚；iron为合成磁场导磁率；为叠片导电率； f为频率。

　　在实体导电部件感应出涡流和伴随而来的损耗，用表面阻抗边界表示，它与这些部件的局部导磁率和导电率有关。使用表面阻抗法求端压板的涡流时，无须在材料自身内来作有限元网，因所有内载的影响都转移到表面。所以实体部件如端压板就没有三角形的离散图。

　　3. 2绕组的mmf和边界条件针对某一设定的负荷稳态状况，端部磁场，转定子绕组的mmf及它们的相对位移等，必须先行指定，并计算其量值。有限元模型中看出，沿转子外表面勾画出轮廓足以代替转子。为了得到复杂的非向量边界值，须标出转子表面的位置，这就有必要知道转子铁内的mmf.以上这些指定的量值按以下的步骤求出。

　　（1）定子mmf（ AT s）的空间基础分量的峰值AT s：AT s = （ 2 2 ！） （ mT ph I ph K d K p P）（ 5）式中： m为定子相数； T ph为定子每相串联匝数；I ph为定子相电流； P为极数； K d， K p分别为定子绕组的分布和节距因数。

　　（ 2）基于通常用的负载运行向量图，经计算可获得磁场绕组的mmf和转子铁心的mmf，但这种计算往往不佳，尤其在空中和铁磁路mmf之间要建立正确的相位关系很困难。所以，本文改用磁场绕组的mmf和转子铁的mmf是从发电机过渡截面的稳态磁通分布分析的二维有限元推算出来。cos= 0. 95超前的1 000 MW发电机按此法的磁通分布。磁场mmf的空间基础分量（ M f）则等于AT fC 1， C 1为Wieseman系数。

　　（ 3）为了确定转子铁的mmf，后信息处理系统用于积分转子内的mmf，积分基于按分布磁通。沿辐向经过转子的齿槽（包括极面的齿、槽） ，评估转子铁的mmf.转子铁mmf的周向分布，会同其空间基础分量AT ri，在选定的负荷状态下。磁场mmf、定子mmf和转子铁mmf之间的全空间关系。可以相对地推导出指定转子表面的复杂的非向量势。转子表面H的实数分量H real和虚数分量H imag分别为：H real = - M f cos- AT ri cos（ 90 + - ） （ 6）H inag = - M f sin - AT ri cos（ - ）（ 7）

　　为了准三维分析，将几何图作在轴、径向平面内，定、转子槽将影响径向气隙的主导磁率。增加径向间隙，下面的方案还是可取的。

　　气隙导磁模型，端部可分成不同的区域的径向气隙，对每区给定一个导磁率1 K gsn，K gsn为第几区，相当于局部卡特气隙因定子槽引起的延长系数。转子槽对气隙导磁率的影响已包括（ 6） （ 7）的H值中，因为转子铁的mmf是沿径向计算的（包括转子齿和槽）。

　　绕组电流用电流面表示，电流面系指一层无限薄的不导磁外壳的势差的数值模拟的。势差直接与绕组造成的mmf分布有关。定子分内外层线棒，磁壳位于线圈径向中心线上。磁场绕组分成径向位置不同的两个磁壳，位于线棒径向深度1 3和2 3处。阻尼绕组延伸到端部，阻尼绕组的mmf在有限元的解中等于零。

　　3. 3磁场密度和损耗的分布在定子铁心和铁元件中，经30次反复收集导磁性，并模拟分析了这台发电机的整个端部，当%t= 0时其无向量的势能分布； %t = 0时端部及邻近端部区域在轴径向平面上磁密向量分布。

　　向量的大小表示磁密的强弱，可以看出定子叠片磁力线的主流是轴向的。%t = 90？时的磁密向量。在这种特殊负载条件下，沿虚轴方向的磁力线分布，受磁场电流的影响而向外张，清楚显示铁心端部的散射。

　　端部叠片的轴向磁密的轴、径向分量的衰减，。两图的轴向磁密的空间位置的最大值在第一叠片组齿部，其径向高度为离铁心30 mm处，此处为1标幺值即100%.30 mm径向高度处的轴向衰减，在起始时急剧下降，然后缓慢下来，最后仍保持一定的量值，即令在第10叠片组后仍如此。轴向衰减很自然与轴向磁阻（系指几何尺寸）和铁芯饱和度密切相关。第5、8组从齿顶到齿底磁密在减少，但之后又略有回升，那是因为铁芯轭部在那些部位的集肤效应的影响。

　　定子铁芯单位体积损耗的轴向衰减只与轴向磁密有关，3，该图还表示径向高度30 mm和150 mm处的不同体积损耗。在径向30 mm处，端部第1叠片组有很高的损耗强度，最大值近5 MW m 3，但第2组则降到1. 5MW m 3，而第6组仅0. 7MW m 3，第7组略有回升，因为齿部由双窄槽

　　变为单窄槽。4阐明轴向磁通对端部头18个叠片组齿损耗的影响，它表示轴向磁通和主磁通综合形成的总损耗，能对不同齿宽的叠片组比较其损耗。图中直柱空白和黑的部分分别表示轴向磁通和主磁通在叠片组上的相对线损耗强度。第18叠片组差不多全是主磁通损耗，而轴向磁通损耗则向铁心逐步增加，如第3、2、1组的轴向磁通与主磁通损耗之比分别为16、18和22.这说明轴向磁通对发热的影响。

　　4定子端部叠片组的热力模型在电磁模拟中使用准三维法，包括端部叠片组勾画边界条件，也可得到每一叠片组的热力分析。典型叠片组的热网格（ 272个节464个单元）与电磁网格（ 152节230单元）相比较用于准三维模型。

　　4. 1边界条件冷风从铁心背部吹向主气隙，风道与风道垫条的几何形状直接影响径向风道的风速，这台发电机某些风道内在齿顶出口处的计算风速32m s.

　　传热系数按下式求得：水力学直径d = 4（ W chW d） （ 2W ch + 2W d）（ 8）定子铁心表面对冷风的传热系数H k = 0. 023 dVP 0. 8 C p

　　0. 4（ 9）定子齿顶与主气隙间传热系数H k = 0. 0521 l g 0. 27 sp 0. 73（ 10）s = 0. 25S 2 r + v a（ 11）式中： W ch为有风道垫条处的风道周长， m； W d为径向冷却风道宽， m；为计算局部风温下的绝对风速， m s； C p为某局部地区风温下风的比热， J（kgK） ； 为给定风压下风的密度， kg m 3； v为某一给定径向高度的风速， m s； 为某局部地区风温下风的热导率， W （mK） ； S r为转子周向速度，m s； l g为主径向气隙长， m； v a为主气隙内的轴向风速，m s； H k， H k为传热系数，W （ m 2K）。

　　这台发电机靠近铁芯端部的头几条风道宽6 mm，随后是风道宽3 mm，且带适合的强力气流，其余风道也是3 mm宽，其风速适应该区域的热量。表示各种情况下的计算风道的传热系数。

　　每半组叠片组到风道的损耗将一层层地从风道入口，即铁心背部到风道出口，即齿顶部积分求得。积分的损耗结合风的热容量直接求出风的温升。主径向气隙中的风温从发电机的总损耗和流入气隙的总风量估算出来。热力求解中须使用叠片组的导纳，但轴向导纳与叠片组的压紧力片间绝缘及对风的附着力接触力有关。这台发电机设计数据是基于实验室的模型。

　　4. 2定子端部叠片组的温度为第5叠片组径向温度衰减图，最高温度离齿顶很近，该图还显示叠片组两测风道的温度，所以表明从叠片往风道传热的整个概念。主气隙内的风温对叠片组温度有影响，也与发电机工况相关，当功率因数0. 95时，风温为0.63标幺值。

　　1 12叠片组位于径向高30 mm和150 mm处的轴向温度分布，这台发电机最高温度产生在第1组的齿部，因该处损耗强度最大。头8组温度不断变化是受叠片组轴向宽度的影响，又因为前6组齿开双窄槽，后开单窄槽，而6、7组同宽，故第7组比第6组有较高的温度；第8组更宽，比第7组更热，以后因轴向磁密的轴向衰减，很快就不影响叠片温度的轴向继续衰减。

　　不同宽度的三组温度的径向衰减，第1组径向衰减特快，因它最薄，较宽的组往风道散热的轴向阻力较大，而叠片的径向传热更容易，故其温度分布比第1组要均匀些。

　　5铜网和端压板的热力分析表示冷却风经铜网和端压板的流程。

　　铜网、低碳钢端压板和非磁性齿压板的有限元网，铜网内缘集中的单元最多，损耗强度最高，设计发电机的最高损耗强度为20 MW m 3，比第1叠片组要大几倍。为等温线，其标幺值系端部叠片组最热点的温度，铜网内缘邻近端部铁芯处达1. 28标幺值，离最热点60 mm处，铜网下部折弯处和端压板齿压板处则分别为1. 1、0. 9和小于0. 85标幺值。

　　（ c）端部叠片组的温度分布

　　6结语按本文介绍的方法制图计算值与实机试验温度的误差除第1组为4. 3 ？C外，其余都小于3 ？C.