万 栗 郑玉成 翟松森 郑小江 魏东双
1.河北省电力试验研究所 2.河北省电力公司 3.河北省邯峰发电厂筹建处
河北邯峰发电厂为中外合资，规划容量为2 520 MW的大型火力发电厂，一期工程2台660 MW汽轮发电机(THDF115/67)系德国西门子公司发电部(简称KWU)制造。双方于1996年9月签订供货合同。首台发电机预计2000年底投入商业运行。
THDF系列发电机冷却方式为水、氢、氢，即定子绕组水冷，转子绕组和定子铁心氢冷。发电机通风系统采用转子汽侧多级高压轴流式风扇，转子绕组轴向通风，定子铁心为沿轴向分段的径向通风。1997年9月，邯峰发电工程首次设计联络会期间，西门子公司提出发电机定子铁心通风方式的改进设计方案，即将原来的径向通风改为轴向通风。本文就改动后发电机的各项参数及性能变化等问题作了分析和研究。
1 THDF系列发电机通风结构及设计概念
大型发电机冷却通风结构设计是电机设计的关键技术之一。不良的通风结构，可能会造成电机某些运行性能的先天不足。冷却效果的低下，不但影响出力，而且还可能引起电机温升偏高或局部过热，加速绝缘老化，缩短电机寿命。有关研究表明，B级绝缘温度比额定每升高10 ℃，其寿命将缩短一半。
1.1 定子铁心径向通风方式
THDF系列发电机原有的通风冷却系统是：转子采用轴向通风，定子铁心采用径向通风。邯峰电厂发电机供货合同中规定也采用这种通风方式，其结构如图1所示。
由图1可见，该通风方式靠安装在汽侧转子上的多级(邯峰为5级)轴流式风扇，使氢气在发电机内部闭路循环冷却，所有的热氢由风扇抽出，通过氢气冷却器冷却后分为3路。一路由导向板通过风扇轮毂下部风道引入转子端部进风区后分成两部分，分别冷却端部绕组和1/2轴转子槽部导体，前者冷却端部绕组后从位于磁极表面的出风孔进入气隙，后者沿轴向进入槽内冷却各匝导线后流向转子中部的出风区，沿径向通风孔排入气隙；第2路冷氢通过机壳内四周的风道到达励侧区域，亦分成两部分，一部分冷却铁心端部金属结构件及出线盒等处后流进气隙，另一部分氢气与第1路相似，进入转子冷却另一半绕组；第3路冷氢则通过铁心背部的风道由各挡风板均匀分配并引向铁心各段径向通风道，冷却铁心后进入气隙。从图1不难看出，上述各路热氢几乎都是从汽侧护环处气隙排出才由风扇回到氢冷却器，此处气隙气流的“瓶颈”效应不可避免，这是促使KWU改变其大容量THDF系列发电机定子铁心通风方式设计的重要原因之一。
图1 THDF发电机定子铁心径向通风方式风路示意
1.2 定子铁心轴向通风方式
定子铁心改成轴向通风方式后的风路如图2所示。转子的尺寸及风路结构未作变动，定子铁心风路则由扇形硅钢片穿孔叠压后形成的轴向通风道组成。氢冷器出来的冷氢分成2路，一路与径向通风方式相同，冷却汽侧的1/2转子；另一路大部分从铁心背部通风道流至励侧后分成几部分，分别冷却励侧转子和定子铁心等，其中冷却铁心的氢气进入铁心励侧进风口沿轴向通风道流至汽侧出风口，再由风扇回到氢冷器。轴向通风方式下，由于冷却铁心和冷却励侧转子的气体一同从发电机汽侧流向励侧，其风道结构设计简单，且截面积可相对减小，从而大大缩小了整个发电机定子外径尺寸，便于铁路运输。采用该通风方式后，发电机定子外径由径向通风时的4 200 mm缩小至3 800 mm。
图2 THDF发电机定子铁心轴向通风方式风路示意
1.3 西门子大型汽轮发电机通风冷却系统设计新概念
发电机径向通风和轴向通风虽都是国际上常用的通风方式，但轴向通风方式下电机的温度不均匀程度可能较大。在国内，包括进口机组，很少见到采用轴向通风方式的大型汽轮发电机，特别是定子铁心轴向通风。西门子公司提供的资料表明，KWU以前并无完整成熟的设计、制造定子铁心轴向通风的经验和产品运行业绩，其引入定子铁心轴向通风的设计概念，还是源于1988年和1990年分别对美国西屋(WH)制造的2台核电站发电机定子铁心及线圈的修理和更换，而这2台4极发电机定子铁心原本就是轴向通风。从1995年开始，KWU对THDF系列发电机定子铁心通风方式进行改进设计，由于该系列发电机定子绕组为水内冷，线棒的冷却效果较好，如果铁心采用轴向通风方式，不仅可以克服上面提到的汽侧气隙气流的“瓶颈”现象，而且还可相应地减少风扇级数，降低风损以达到提高发电机整体效率的目的。设计思路没有错误，但良好的设计和制造水平需通过实际运行和试验验证。只有通过出厂型式试验分析和现场运行性能考核测试，才能最终确认改进设计的优劣。邯峰电厂发电机定子铁心由径向通风改成轴向通风方式后，发电机各部的温升(或温度)将是我们关注的主要问题。
2 发电机主要设计参数及型式试验结果分析
KWU采用定子铁心轴向通风方式制造的首台THDF型发电机型式试验于1998年4月在其港口厂内试验台上完成。被试机容量、冷却方式、尺寸等规格与供给邯峰电厂的发电机几乎完全一样，中方人员现场见证了包括空载和短路特性、效率测定、温升试验在内的部分型式试验过程。
型式试验方法和各项额定工况下测算结果的求取依据德国标准VDE—0530和国际标准IEC—34，与我国标准GB/T 1029—93类似。试验前布设了近170个测点用于监测各种运行参量，所有测点信号通过各类转换、隔离装置接入计算机采集处理，并实时显示和打印结果。
表1列出KWU提供的邯峰电厂发电机额定工况下各部温升、损耗组成及效率、通风系统主要参数的设计值或保证值，以及对应的型式试验测算值。
表1 发电机部分参数及型式试验结果
参 数
设计值
试验值
备 注
空载励磁电流/A
1 842
1 980
UN=21 kV
短路励磁电流/A
3 684
3 753
IN=21.032 kA
短路比
0.5
0.528
定子铁损耗/kW
700
719
通风损耗/kW
934
1 016
短路损耗/kW
3 300
3 681
转子铜耗/kW
1 941
2 024
励磁损耗/kW
102
试验无此项
炭刷接触损耗/kW
10
计算值
总损耗/kW
6 977
7 450
效率/%
99.00
98.93
保证值98.90
定子铁心温升/K
16
14.7
定子绕组温升/K
25
21.0
转子绕组温度/℃
105
83.5
平均温度
总风量/m3.s-1
24
32.7
损耗量热法
2.1 空载和短路特性
试验测录的空载、短路特性曲线与设计接近，由其求得短路比是0.528，高于邯峰电厂发电机合同的要求(短路比不小于0.5)。
2.2 温升试验
温升试验时冷氢温度在额定值43 ℃，采用空载短路法，由测试数据推算额定工况可能达到的温升水平。
2.2.1 定子绕组温升
额定工况时定子绕组温升为21.9 K，小于设计值25 K(保证值42 K)。可见定子绕组水冷却效果良好，采用铁心轴向通风方式，定子绕组温升处于正常水平。
2.2.2 定子铁心温升
额定工况时定子铁心温升是14.7 K，仍小于设计计算值16 K。此值为整体铁心温升的综合指标，轴向通风铁心温升分布不均匀，定子齿部及边段铁心区域，特别是汽侧出风口处铁心的温升可能达到较高水平。KWU设计计算表明，汽侧边段铁心齿中部区域温升预期值是48 K(91 ℃)。合同规定边段铁心温度应小于100 ℃。
2.2.3 转子温度
用电阻法求得各试验工况时转子导体的平均温升值，再作图推算出额定工况下转子的平均温升为40.4 K，高于设计期望值38.6 K。额定转子平均温度是40.4+43=83.4 ℃，高于计算值81.6 ℃，但低于IEC 标准值105 ℃。转子绕组氢内冷采用这种两端进风、中部出风的轴向通风结构，转子沿轴向分布的温度也是不均匀的。温度最高点位于转子中部出风区，从KWU提供的转子沿轴向的温度分布曲线可知，温度不均匀系数达1.386。
发电机转子最高温度保证值是123 ℃，根据平均温升可计算出额定工况下转子最高温度：40.4×(123-43)/38.6=83.7 K，83.7+43=126.7 ℃。最高温度超过保证值，发电机额定负荷运行时，转子存在局部过热的可能。实际运行中转子最高温度不能直接测量，只能测到平均温度，因此在现场温升试验时，应特别注意测量转子平均温度的变化情况。
2.2.4 铁心端部结构件温升
型式试验前在发电机定子铁心两端压指、压板和屏蔽环上临时埋设了24只测温元件，埋设位置及各部件温升测量结果如表2所列，表中测点编号及时钟是从汽侧面向发电机，且励侧与汽侧对应。
表2 定子端部温升 K
部件
名称
测点
编号
时钟
点数
径向槽号
短路温升
(I=20.88 kA)
空载温升
(U=21 kV)
汽侧
励侧
汽侧
励侧
压指
1
5
10～11
35.7
34.3
9.9
3.7
2
9
24～25
35.9
37.8
9.5
4.6
3
1
38～39
38.0
33.1
9.2
3.1
压板
4
6
14～15
77.1
86.2
10.2
6.2
5
10
28～29
65.8
56.6
8.6
3.4
6
2
42～1
63.3
51.8
8.6
3.7
屏蔽环
7
6
14
23.3
27.2
1.1
0.9
8
6
14
50.5
68.8
5.8
6.2
9
6
15
45.0
36.2
3.9
3.1
10
10
28
15.2
16.2
0.8
0.0
11
10
28
36.2
35.1
3.6
2.5
12
10
29
43.0
35.0
4.5
2.2
由表2可见，压板温度最高，且上部汽侧测点温升高于励侧，与计算期望值吻合，测量温升在50～77 K之间。压板下部励侧温度与其它部位相比则明显偏高，最高温升(4号测点)达86.2 K，原因可能是：(1)发电机端部励侧下部结构较汽侧复杂，漏磁产生的涡流损耗严重；(2)风量和风压沿圆周方向分配不均，且因存在出线盒，风路造成此处通风冷却效果不佳，形成局部热点。另外，考虑到测点位置不一定就是最热点，压板上的局部温升可能还会再高一些。鉴于此，有必要在发电机端部金属结构件上埋设若干永久性测温元件，以便于发电机在高力率或进相运行时端部温度的监测。
总之，温升试验结果表明，THDF115/67型发电机定子铁心采用轴向通风方式，除转子最高温度可能高于保证值外，其它各部温升符合设计和相关标准之规定。
2.3 效率测定
发电机效率采用损耗分析法确定，对应额定负荷下测定计算出的各项损耗见表1所列。发电机效率为98.93，比设计值低，但高于保证值。为了达到发电机效率保证值，KWU将风扇级数由原来的5级减少至3级，预计降低风扇损耗740 kW。这必然导致风量相应减少，发电机温升提高。因此效率提高的代价是牺牲了部分温升裕度。机组投运后，可采用国际通用的量热法来考核发电机效率这一重要的性能指标。
2.4 发电机风压分布和总风量的测算
2.4.1 风压分布
试验中测得发电机在额定转速、额定氢压(0.4 MPa)下各风区风压差如表3所列。测量值与设计值比较，各风区风压均在设计预期以上，说明发电机风路设计良好，风压分布合理。
表3 各风区平均风压差 100 Pa
风区名称
设计值
测量值
风扇后
194
205.8
氢冷器出风
174
187.3
汽侧气室
164
181.1
励侧气室
161
178.2
定子铁心风道
161～164
180.3
出线盒
161
177.7
注：各风区平均风压差换算密度为1 kg/m3
2.4.2 发电机总风量
总风量的测算运用下列公式
式中 ∑Pa——氢气带走的总损耗，kW；
c——氢气的比热，kW.s/(m3.K)；
θ——氢气的温升，K。
将有关测试数据代入上式，求得发电机总风量为32.7 m3/s，大于设计值24 m3/s。两者偏差较大的原因可能是风扇性能优良或设计计算中低估了转子的自泵效应。由于3级风扇发电机的实际总风量已接近5级风扇的设计风量34 m3/s，反映通风冷却效果尚可，转子的平均温度不至于过高。由此看来，3级风扇设计方案还是可行的。
3 结束语
通过THDF发电机定子铁心径向和轴向2种通风结构特点和采用轴向通风方式下型式试验结果的分析，可初步确认，KWU对其THDF系列发电机定子铁心通风方式由径向改为轴向的设计是成功的。
对于邯峰电厂所订发电机来说，风扇级数由原来的5级减少为3级后，电机的实际总风量将达到32.7 m3/s，冷却效果良好，但发电机效率未明显提高。额定工况下发电机定子绕组、铁心、端部结构件的温升正常，且有一定的裕度，转子绕组平均温度未超过IEC标准，据此计算的最热点温度偏高，可能接近或超过保证值123 ℃。
建议邯峰电厂所订发电机出厂试验时，应特别注意转子温度的情况，机组投运带额定负荷时采用电阻法监测转子平均温度，如果温度过高，可适当提高运行氢压强化冷却。另外，发电机实际运行时的效率，也应通过国际上常用的量热法试验确定。
参考文献
1 丁舜年.大型电机的发热与冷却.北京：科学出版社，1992
2 Dr. Sedlazeck. Axial Stator Core Cooling for Model THDF Generators. KWU Work Report, 1997
3 Dr. Sedlazeck. THDF 115/67 with Axial Cooling Stator Core-Short Circuit and Temperature Distribution in the Air Gap, Stator Core and Its End Regions. KWU Work Report,1997
4 GB/T 1029—93三相同步电机试验方法.北京：中国标准出版社，1994
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