600MW汽轮发电机原理、结构及运行.docx

第一篇 600MW汽轮发电机原理、结构及运行1. 绪论1.1 大型汽轮发电机主要参数的特点：大型机组与中小型机组相比具有明显的优越性，但是，由于机组容量的增大，其结构、参数和运行特性都发生了显著变化，因而也带来了一些新的问题。对于发电机的视在功率，可由下式表示：S = KABdi2LnA =InK 系数，通常取.1A 定子线负荷In 定子额定电流Nn 槽内有效导体数t1 沿定子圆周的槽距B 气隙长度di 定子膛的直径L 有效铁芯长度n 转速为了提高发电机的单机容量，必须增大式中各量数值。但是转速是由电网频率和转子极对数决定的,B只能在比较小的范围内变动，取决于所使用电工钢特性，定子、转子铁芯尺寸的增加，受到铁路运输尺寸及现代冶金锻造技术的限制。因而，发电机容量的增加，主要依靠改善发电机的冷却方式(采用直接冷却方式等)来增大发电机定子线负荷A。大型发电机组主要参数变化如下: 同步电抗Xd增大 由于发电机有效材料的利用率提高，线负荷增大，导致与线负荷成正比的电抗Xd增大，Xd的增大导致发电机静过载能力减小，因而在系统受到扰动时，易于失去静稳定。电抗的增大，还使发电机平均异步转矩降低。例如中小型汽轮发电机的平均异步转矩的最大值可达额定转矩的23倍，而大型机组的平均异步转矩的最大值一般约为额定转矩。因而大型发电机组失磁异步运行时，滑差大，从电力系统吸收感性无功功率多，允许异步运行的负载小，时间短。 定子电阻相对减小，定子时间常数Ta增大一般中小型发电机Ta=0.10 0.16S，而国产600MW汽轮发电机的Ta为0.7S。Ta的增大，使定子非周期电流的衰减变慢，从而对电力系统安全、可靠运行提出了更为严峻的挑战，并且恶化了电流互感器和断路器等元件的运行条件。 机组惯性常数H降低大容量发电机组的体积并不随其容量成比例增大，采用气体或液体直接冷却的绕组与间接冷却绕组相比，有效材料利用率高，在定子和转子的尺寸没有明显增大的情况下，汽轮发电机的单机容量急剧增大，因而导致发电机组惯性常数明显降低，机组惯性常数H是一个重要参数，当其他条件相同时，在过剩转矩作用下H愈小，角度改变愈快，发电机易于失去同步。然而，H值的增大，技术上复杂且造价昂贵。1.2 现代电力系统运行对大型同步发电机的要求对于大型同步发电机，既要制约于电机制造的技术和经济条件，又要满足电力系统的运行要求。具体地说，在不影响发电机本身寿命和可靠的基础上，重要的是应能适应大电力系统安全、稳定运行的要求。所谓电力系统的稳定性，就是电力系统受到一定的扰动后能否恢复正常运行的能力。而扰动有大有小，为了研究方便将电力系统稳定问题分成小干扰的稳定性和大干扰的稳定性。 小干扰的稳定性(静态稳定性)。所谓静态稳定性是指正常运行的电力系统承受微小的、瞬时出现但又立即消失的扰动后，恢复到它原有运行状况的能力，或者这种扰动虽不消失，但可用原有的运行状况近似地表示可能的新运行状况。 大干扰的稳定性(动态稳定性)。它指的是正常运行的电力系统承受大的并经短暂持续而消失的扰动后，恢复到近似它原有运行状况的能力,或者这种扰动虽未消失，但系统可从原来的运行状况过渡到新的运行状况的能力，换言之，它是指系统在急剧扰动下的稳定性。有时又依据在扰动后所经历的时间为8S、5min和20min分别称之为短期、中期和长期三种。另一种分类又把短期问题称为“暂态稳定”，而把中、长期稳定这一大类称为“动态稳定”。从现代电力系统运行需要出发，对大型同步发电机提出如下要求： 应具备调峰能力由于电网的发展及负荷性质的变化，调峰是一个愈来愈严重的问题。全国各大电力系统峰谷差均较大，有时甚至在高峰拉闸限电的情况下，峰谷差仍占最大负荷的30，有的达50%。目前，除水轮发电机无例外地参加调峰外，200MW和125MW汽轮发电机组也要承担调峰任务，部分这类机组已试行两班制运行，部分600MW的汽轮发电机组也已变动负荷运行，今后将有更多的大机组参加调峰。因而，发电机组在设计制造时应考虑到调峰的要求，在结构上采用一些适应于负荷大幅度变动和频繁起停的工况，防止老化、疲劳、变形等的技术措施。 具备进相运行的能力 高电压大电网的一个主要特点是线路充电功率大，轻负荷时出现无功功率大量过剩，以致造成电压升高。因而近年来，当电力系统有功功率低时，愈来愈多采用发电机进相运行方式，以便吸收过剩的感性无功功率，实现无功补偿分层分区就地基本平衡。这是保持电网应有的电压水平既经济又合理的措施，世界各国均已广泛采用。 需注意的是，发电机在低励磁或进相运行时，因励磁产生的发电机电势较小(通常小于端电压)，因此对应于这一电势的电磁转矩最大值远小于过励磁方式运行时的电磁转矩，与此同时，在最低负荷期间为了减少运行机组台数，以及由于大幅度地减少负荷的技术困难，通常保持每台尚在运行的发电机带较大有功负荷，结果引起运行的发电机电势相对于电网电压有很大的角位移，这时如果电力系统发生大干扰，则保证系统稳定运行将有一定困难。 另外，对发电机本身来说，可能会导致定子铁芯端部压板和边缘铁芯温度急剧升高，在设计时应采取防范措施。 应具有承受不对称运行的能力电力系统出现负荷不对称或发生不对称短路时，发电机定子绕阻存在负序电流，使转子出现倍频电流和倍频谐振，造成局部过热甚至转子损坏。发电机容许不平衡负荷的能力分长时和短时两种，按照国家设计制造标准规定，直接氢冷的发电机容许的最大负序电流值为% Ie。 对轴系自然扭振的要求次同步谐振：发电机组大轴在某些不利条件下，会发生频率低于工频的次同步谐振，造成转子的损坏。为预防次同步谐振的发生，要求制造厂家提供机组每一段轴的自然扭振频率，以便电网在采用直流输电、串联电容补偿、电力系统稳定器时考虑防范措施。 工频和两倍工频谐振:在某些情况下，如在电厂出线附近发生故障或并列时，在电网中会产生不平衡电流，使转子产生倍频机电谐振而损坏。 为防止故障时故障电流的非周期分量或负序电流分量(包括不平衡负荷)激发电气与机械相互作用的工频和倍频谐振损坏大机组，机组的每一段轴的自然扭振频率不应处在工频的0.91.1倍(4555HZ)及1.92.1倍(95105HZ)范围内。 大机组应具备承受电网振荡冲击的能力 由于电网稳定破坏是运行中不可完全避免的，要求大机组在其升压变压器阻抗假定为15%,联接的系统短路容量为43000MVA(对500KV，相当于50KA)时，能承受20个振荡周期的失步运行。 应具备承受误并列能力 误并列理应避免，但毕竟仍客观存在。作为大机组的设计标椎，很多国家都已有相应规定，结合我国实际，要求大机组在升压变压器阻抗假定为15%，联接系统短路容量为43000MVA时，机组在保证寿命期间应能承受相位差80时误并列5次，120时误并列2次。当大机组具有这一能力时，也同时可以承受电网其他各种各样的冲击，从而提高了大机组的可靠性。 应具备承受高压线路单相重合闸能力 根据一般定量分析，大电厂高压线出口发生三相故障且重合闸不成功时，对大机组是最危险的故障冲击。至于单相故障，几率较大，但即使重合闸不成功，在最不利条件下，根据电网故障时的实测和理论分析结果，轴承疲劳损耗最大值也不会超过0.1%，因而在汽轮发电机整个运行寿命期间,由于采用单相重合闸而积累的疲劳损耗大约为1%左右。故应电力系统运行的需要，要求大机组能承受单相重合闸冲击而不影响其可靠性。2. 同步发电机的运行原理 2.1 同步发电机的基本原理 我们知道，导线切割磁力线能够产生感应电势，将导线连成闭合回路，就有电流流通，同步发电机就是基于这个原理工作的。 图2-1为最简单的两极同步发电机。定子上有AX、BY、CZ三相对称绕组，转子是直流励磁的主磁极。当转子磁极上的激磁绕组通以直流励滋电流时，转子形成N与S极的主磁极磁场，磁通0从N极出来，经气隙-定子铁芯-气隙，进入S极而形成回路，如图中虚线所示。若发电机转子由原动机拖动逆时针方向以速度n旋转时，主极磁通0切割定子绕组而感应出对称的三相电势，其电势频率为 f = ( Hz ) 图21 两极同步发电机 我国工业上应用的标准频率为50 Hz，因此P=1时转速n应为3000 r/min。 每相绕组电势的波形，取决于气隙磁密沿圆周的分布以及定子绕组的具体结构。电力系统中应用的同步发电机，线电势波形都具有很好的正弦性。但是，由于高次谐波的存在，实际线电势波形与正弦波形有一定的偏差，只要高次谐波的幅值限制在规定范围内，即可认为线电势是正弦波形。 定子每相绕组电势的有效值为: E = 4.44fWKw 式中 每极磁通（Wb） E 电势有效值（V） Kw 电势绕组系数 W 每相绕组匝数 当发电机带上负载，三相定子绕组中将产生电流，三相电流又产生一个合成的旋转磁场，该磁场与转子以相同的转速和方向旋转，这就叫做“同步”。2.2 同步发电机的运行特性 同步发电机的空载特性同步发电机被原动机拖动到同步转速，励磁绕组中通入直流励磁电流，定子绕组开路时的运行，称为空载运行，此时电机内部唯一存在的磁场就是由直流励磁电流产生的主磁场。因为同步发电机处于空载状态，即I = 0 ( I为电枢电流 ) ，所以又把主磁场叫做空载磁场。在发电机的气隙磁通中，既交链转子又交链定子的磁通称为主磁通，即空载时的气隙磁通，它的磁密波是沿气隙圆周空间分布的近似正弦形。忽略高次谐波分量，主磁通基波每极磁通量用0表示。励磁电流建立的磁通中还有一部分是仅交链励磁绕组本身，而不穿过气隙与定子绕组交链的主极漏磁通，它不参与电机的机电能量的转换。主磁通所经磁路称为主磁路，漏磁通所经路径主要由空气和非磁性材料等组成。两者相比，主磁路的磁阻要小得多，所以在磁极磁势的作用下，主磁通远大于漏磁通。 在原动机驱动下，转子以同步速度n旋转，主磁通切割定子绕组，感应出频率为f的三相基波电势，其有效值为： E0 = 4.44fWKw0式中 E0 基波电势 f 频率 W 绕组匝数 Kw 基波电势绕组系数 0 基波每极磁通由于= 0，同步发电机的电枢电压等于空载电势E0，电势0决定于空载气隙磁通0，0取决于励磁绕组的励磁磁势Ff或励磁电流If。 因此，空载时的端电压或电势是励磁电流的函数，即0 = f (If)，称为同步发电机的空载特性。如图2-2所示。图22 同步发电机空载特性 图23 短路特性 又E00，fIf，改换适当的比例尺，空载特性曲线E0 = f ( If )即可表示基波每极磁通0和励磁磁势f的关系，即0 = f ( F f)，这就是电机的磁化曲线。 空载特性曲线可以用试验方法测定。同步发电机以同步转速n旋转，= 0，缓慢调节励磁电流If，使0达1.3Ue，读取E0和If的数值，然后再逐步减小If , 每次读取E0和If的数据，直到If = 0，读取相应的剩磁电势，就可以绘制空载特性曲线。由于铁磁材料具有磁滞性质, If由零增加到某一最大值，再反过来由此最大值减小到零时，E0并不为零，而是与剩磁相对应的电势值，因此，试验曲线将得到上升和下降两条不同曲线，空载持性系下降时的曲线。 空载特性曲线很有实用价值。可以用它判断电机磁路的饱和情况，铁芯和励磁绕组是否发生短路故障等。同步发电机的短路特性短路特性是指发电机在额定转速下，定子三相绕组短路时，定子稳态短路电流I与励磁电流If的关系曲线，即I = f (If)。在做短路特性曲线时，要先将发电机定子三绕组的出线端短路，维持额定转速不变，增加励磁电流，读取励磁电流及相应的定子电流值，直到定子电流达到额定值为止。在试验过程中，调节励磁电流时不要往返调整。短路特性曲线如图23所示，它是一条直线。在短路时，发电机端电压U=0，在忽略定子电阻R的情况下，发电机电势方程式可写成E0 = jIXs 这说明短路时的电势仅用来平衡稳态短路电流在同步电抗上的电压降。因为此时发电机相当于一个具有电抗Xs的电感线圈，稳态短路电流是感性的，它所产生的电枢磁势起去磁作用，所以铁芯不饱和，因此，I=f(If)是一条直线，因Xs是常数，EI，又EIf，故IIf。短路特性可以用来求未饱和的同步电抗和短路比，还可以利用它判断励磁绕组有无匝间短路等故障。显然励磁绕组存在匝间短路时，因安匝数减小，短路特性会降低。所谓短路比，就是在对应于空载额定电压的励磁电流下，定子稳态短路电流与额定电流之比。汽轮发电机的短路比一般在.50.7之间。同步发电机的外特性图24 外特性曲线 图25 调整特性曲线外特性是反应发电机端电压随负载电流而变化的曲线，即在励磁电流、转速、功率因数为常数的条件下，变更负载(定子电流)时端电压U的变化曲线，即U=f(I)。图示出了在几个不同功率因数下的外特性曲线。从图中可以看出，在滞后的功率因数情况下，当定子电流增加时，电压降落较大，这是因为此时电枢反应是去磁的，在超前的功率因数情况下，定子电流增大，电压反而升高，这是因为电枢反应是助磁的，在cos=l时电压降落较小，其降落原因是由于功率因数角和内功率角不同，即使=0，而仍大于零，仍有一部分去磁的电枢反应。外特性可用来分析电机在运行中的电压波动情况，并藉此提出对自动励磁调整装置电压调节范围的要求。 一般用电压变化率来描述电压波动情况。从电机的空载到额定负载，端电压变化的百分数(对额定电压)称为电压变化率U，即U=% 汽轮机发电机的U = 3048%。调整特性 既然端电压会随负载变化而变动，那么，要维持端电压不变，必须在负载变动时及时调整励磁电流。所谓调整特性，是指端电压、转速、功率因数为常数的条件下，变更负载(定子电流I)时励磁电流If的变化曲线，即If = f(I)。 如图25 示出不同功率因数下的调整特性曲线。从图中可以看出，在滞后的功率因数下，负载增加，励磁电流也必须增加，这是因为此时去磁作用加强，要维持气隙磁通，必须增加转子磁势。在超前的功率因数下，负载增加，励磁电流一般还要降低，这是因为电枢反 应有助磁作用的缘故。 调整特性可以使运行人员了解在某一功率因数时，定子电流到多少而不使励磁电流超过制造厂的规定值，并能维持额定电压。利用这些曲线可使电力系统的无功功率分配更趋合理。功角特性曲线图26为同步发电机与无穷大容量电网并列运行的接线示意图。当发电机与无穷大容量电网并列运行时，发电机端电压U=常数，频率f=常数，假定发电机处于不饱和状态，且忽略定子电阻，可得到如图所示的电压向量图，图中感应电势q与端电压G之间的夹角称为功率角，简称功角。它是随负荷的不同而变化的，例如，在纯电感或纯电容负荷时，向量q与U的方向相同，功角为零度，发电机输出有功功率为零。功角还有另一个物理意义，即假定Eq时，则=,是产生Eq的励磁绕组磁势与产生端电压的合成磁势之间的夹角，与F之间的夹角又可以看成是一个空间相角，它是转子磁极中心线与合成等效磁极中心线的电角度。在同步发电机作为发电机运行时，向量0永远超前F，规定此超前的角为正值。电机的电磁功率表示式为Pe = mUGIcos式中 m 定子绕组相数 UG 定子相电压 I 定子绕组相电流 功率因数角在电压向量图中，从Eq点画一条垂直于的线，并与之相交于A点，得到如下关系式：IXdcos = Eqsin将上式带入电磁功率关系式中，则得Pe = 如果用标幺值表示UG、Eq、Pe，上式可写成：Pe = sin在UG为常数时，电机可以作为发电机运行，角为正值，电机向电网送出有功功率，也可以作为电动机运行，角为负值，电机从电网吸收有功功率。图27 功角特性曲线图27示出了电磁功率Pe与功角的关系曲线，这是一条正弦函数变化的关系曲线，称为功角特性，最大功率发生在=90时，此值称为系统极限功率，表达式为Pe.max = 下面从功角的物理意义说明发电机发出有功功率的过程。发电机运行时，其输出功率取决于汽轮机输出到发电机轴上的机械功率，逐步增加原动机的输出功率Pm，且使输入转矩大于电磁转矩和空载转矩之和，则剩余转矩使转子加速。合成等效磁势F的值及旋转速度，受电网电压、频率的牵制保持不变，于是励磁磁势F0就会超前于合成等效F，也即功角增大, 角的增大引起电磁功率Pe增大，相应的电磁功率转矩增大，直到剩余转矩为零，转子转速不再升高，达到新的平衡状态。上述的平衡过程，是逐渐增加输入功率时得到的，这种平衡是属于静态性质的，因此要调节发电机的输出功率，只需要调节原动机输入的机械功率即可。由于电机内部自动的改变角，从而与电网并列运行的发电机输出功率就作相应的改变。 但是，当= 90时，电磁功率已达到最大值，再继续增加输入功率Pm，则90，电磁功率反而减小了，就会出现更多的剩余功率，因此功率不能保持平衡，剩余功率将使转子继续加速，直至转速大于同步转速，称之为“失去同步”，同步发电机则失去了静态稳定。在原动机输入功率维持不变，发电机在受到小的扰动后，引起角的变化，角能否自行恢复到原来的平衡状态值，也属于静态稳定问题。当同步发电机失去静态稳定后，如果不立即减小原动机功率，则由于电磁功率的减小，剩余功率增加，使转子达到很高的转速，这时相当大的离心力作用在转子上，转子将被损坏。另外，由于电机的电势、频率与电网不同，定子绕组中将出现数值大到足以损坏定子的电流。因此，同步发电机在与电网并列运行时，必须保持静态稳定运行状态。同步发电机维持静态稳定的判据是: 当角增大后，电磁功率Pe亦随之增大。以微分的形式表示则为:Pr = 0式中Pr称整步功率，当Pr 0时发电机能保持静态稳定运行，而Pr 0时则不能维持静态稳定运行。静稳定特性曲线图中虚线部分即为Pr=f()的关系曲线。由曲线看出，90时，Pr为负值，电机将失去静态稳定，在= 90时，就达到稳定极限，此时对应的电磁功率为稳定极限功率。在实际运行中，电机应在稳定极限范围内运行，且应留有足够的静态稳定储备。发电机静稳定储备能力用静稳定储备系数来衡量，其表达式为Kp = 100%PM为发电机极限功率，P0为发电机运行点功率。一般规定正常运行时发电机的Kp值不小于1520%，值一般3040。3. QFSN6002YH型汽轮发电机的结构本型发电机为三相交流隐极式同步发电机。发电机由定子、转子、端盖、轴承、油密封装置、冷却器、出线盒、引出线、外罩、热工检测元件等部件组成。发电机采用整体全密封、内部氢气循环、定子绕组水内冷、定子铁芯及端部构件氢气表面冷却、转子绕组氢内冷的冷却方式。定转子绕组均采用F级绝缘。3.1 定子部分定子由机座、铁芯、隔振结构、绕组和进出水汇流管等部件组成。 定子机座定子机座为整体式，由高强度优质钢板装焊而成。机座外皮套装在机座骨架上，机座骨架由辅向隔板、端板、轴向筋板和通风管组装焊接而成，它们使机座具有足够的强度和刚度，并构成了定子的11路径向通风区。机座的端板为80mm厚钢板，外皮为25mm厚钢板经滚制成型的圆筒拼焊构成。机座内的辐向隔板共18块，其中装焊吊攀座的4块(靠近定子铁芯端部)，定子机座铁芯本体段的12块辐向隔板同轴向通风管一起构成机座的11向风区，为保证各风区的风量，各冷风区的通风管都是由端部直接通至各自风区。定子机座两侧共有4个可拆卸的吊攀和供装配测温引线端子板的法兰。机座上部开设有夹紧环调节孔，下部开设有清理孔及充排氢气、二氧化碳气体的管路接口及测量风压、连接漏水探测器的接口。发电机的定子冷却水汇流管的进出法兰设在机座上部的侧面。汇流管的排污法兰设在机座两端的下部。定子机座两侧的底脚将支撑整个发电机的重量和承受突然短路时产生的扭矩。它们具有足够的强度和刚度，座脚板厚度为82mm。在定子机座中心处，底脚上开设有轴向定位槽，以装配机座与座板间的轴向固定键。定子机座的强度要求在3.5倍工作氢压下(14MPa)，机座的最大应力不得超过材料的屈服极限(200MPa)。定子机座与铁芯间的隔振结构采用WH型的立式弹簧板结构，如图所示。图31 定子弹性支撑这种隔振结构沿轴向共设11组切向隔振弹簧板，每组中两块弹簧板布置在夹紧环两侧，一块布置在夹紧环的底部，以保持铁芯稳定。定子铁芯经夹紧环与弹簧板的一端相连接，弹簧板的另一端与装焊在机座隔板上的座板相连接。采用这种隔板结构可以减少大型机组由于转子和定子铁芯之间的磁拉力在定子铁芯上产生的倍频振动、定子铁芯垂直方向自重的振动及突然短路时交变力矩扭转振动等影响。 定子铁芯定子铁芯由涂有半无机硅钢片绝缘漆的高导磁、低损耗的扇形硅钢冲片叠装而成，沿圆周10.5片冲片，硅钢片厚度为0.5mm。定子槽数为42槽。定子铁芯采用定位螺杆、夹紧环、绝缘穿心螺杆、端部齿压板和分块压板的紧固结构。铁芯的轴向紧固由定位螺杆和42根高强度无磁钢绝缘穿心螺杆拉紧，穿心螺杆的紧固经液压拉伸后再紧固螺帽，使铁芯受压均匀，并减小端部不平度。铁芯的轴向压紧力为137MPa(100时)。铁芯的径向紧固通过把紧夹紧环来实现，以增强铁芯的刚度。夹紧环的内外环间涂聚四氟乙烯润滑剂，减少阻力，增大夹紧力。铁芯两端设有无磁性铸钢齿压板，在齿压板的外侧设有由硅钢冲片叠装成的磁屏蔽，磁屏蔽内圆表面为阶梯形多齿表面，由于其导磁率高，可以有效地分导定子端部轴向漏磁通，防止主铁芯过热，满足发电机进相运行的要求。在磁屏蔽的外侧设有21块无磁性铸钢分块压板。运行中磁屏蔽也会发热。为了减少端部漏磁损耗，降低边段铁芯的温升，边段铁芯设计成沿径向呈阶梯形，左边段铁芯齿部开小槽，同时边段铁芯的段厚比正常铁芯段减薄，对边段铁芯进行漏磁通透入深度、温度计算，确定边段铁芯的长度为129mm，齿部开小槽的深度为64mm，边段铁芯粘接成整体。发电机定子铁芯沿全长分为11个风区(与转子风路相匹配)，第1、11风区位于定子铁芯端部，冷热风区相间隔，风区间的密封采用叠压在铁芯背部的扇形挡风板靠紧到机座隔板内圆上的结构。定子铁芯沿轴向共有96段铁芯段，95个径向通风道。各风区的风量分配及通风道数、铁芯段数的分配为：风区号 风量(m3s) 占有通风道数 铁芯段数 备注 1、11 803 13 13 出风 2、10 466 78 8 进风 3、9 504 8 8 出风 4、8 470 7 7 进风 5、7 499 8 8 出风 6 462 7 8 进风 定子绕组定子绕组由定子线棒、定子绕组槽内固定零件、定子绕组端部固定零件、定子绕组引线等构成。定子线棒由无氧铜空心导线和实心导线组合构成，空、实心导线的组合比为1：2，即一空二实。空、实芯导线均包聚脂玻璃丝绝缘。定子上下层线棒采用了不同的截面，上层线棒由5组4排导线构成，下层线棒由4组4排导线构成，因此上下层线棒的高度尺寸不同。线棒的槽部直线部分经540度编织换位，可减少涡流引起的附加损耗。定子线棒的端部为渐开线式。为了增大相间鼻端的放电距离，线棒的鼻端采用不等距分布，即异相线棒的鼻端距离加大，而同相线棒的鼻端距离减小。定子线棒的对地主绝缘为F级少胶型环氧玻璃云母带热固性绝缘。主绝缘厚度为635mm。为了降低定子绕组的电晕电位，定子线棒表面进行了防晕处理。线棒经一次模压成型，因而具有良好的绝缘强度、机械强度和防电晕性能。线棒两端的水盒接头构成线棒鼻端的水电连接结构，线棒的空、实心导线均钎焊在水盒内。发电机定子为42槽，绕组为60度相带、双层2支路的并联绕组。定子绕组的槽部固定结构为在槽底和上下层线棒间填加外包聚脂薄膜的热固性适形材料，在槽楔下采用弹性绝缘波纹板径向固定，防止槽楔松动。在线棒的侧面和槽壁之间，配垫半导体垫条，使线棒表面良好接地，以降低线棒表面的电晕电位。定子槽楔为高强度F级绝缘的玻璃布卷制模压成型。定子绕组端部固定采用绑扎固定结构。整个定子绕组端部通过2道径向可调绑扎环、绕组鼻端径向撑紧环，上下层线棒之间的充胶支撑管及下层线棒对锥环间的适形材料等固定在环氧玻璃纤维绕制的整体锥形支撑环上，而线棒的鼻端之间则用垫块、支撑块和玻璃布带绑扎成沿圆周呈环状的整体。这样，锥形支撑环与绕组端部形成牢固的整体。而锥形支撑环前端的齿形部分搭接在铁芯端部的小撑环上，锥环与小撑环间设有滑移层以减小摩擦阻力。锥形支撑环的外圆周与21个均匀辐向分布的绝缘支架固定在一起，而绝缘支架则通过支架夹板与反磁弹簧板相连接，弹簧板的另一端与定子铁芯的分块压板固定在一起形成柔性连接结构，整个端部则称为刚性柔性连接结构。该结构在径、切向上刚度很大，而在轴向上具有良好的弹性。当温度变化铜铁膨胀不同时，绕组端部可沿轴向自由伸缩，有效地减缓绕组绝缘中产生的机械应力。定子绕组的引线铜排由圆铜管制成并与定子线棒一样采用水内冷。引线铜排也固定在绝缘支架上，引线与引线棒的连接方式和上下层线棒间的连接方式一样，采用多股导线把合在水盒接头上，采用中频加热轻钎焊结构。 气隙隔环气隙隔环的高度为372mm，它装在定子绕组的内可调绑扎环的外侧，用绝缘螺钉把合。气隙隔环按可调绑扎环的分瓣位置分为4个扇形，用环氧玻璃布板制成，在转子就位后把合到可调绑扎环上。为防止冷热风区相互串风，加强转子冷却，在气隙中装有9道56圆周式风区隔板。 定子绕组汇流管和连接管定子绕组汇流管分别装在发电机的励侧和汽侧，发电机励侧为进水汇流管，汽侧为出水汇流管。在汽侧汇流管上接有定子冷却水系统的防虹吸管，汽励两侧汇流管顶部均有放气管。 主引线在发电机励端下部设置由无磁性不锈钢板焊接构成的圆筒形出线盒，出线盒内有空心铜管制成的发电机主引线和6个引线瓷套端子，其中三个设在出线盒底部垂直位置，为主出线端子，另三个设在出线盒的斜向位置，为中性点出线端子。出线盒内部设有小汇流管，构成主引线和出线瓷套端子冷却水的回水通路。主引线与发电机定子引线铜排的连接采用柔性连接。出线瓷套端子为水内冷结构，对水、氢具有良好的密封性能。出线瓷套的内部导电杆与瓷套的连接结构为：一端装有螺旋式弹簧，另一端焊接波纹式伸缩节，使导电杆既能随温度变化而自由伸缩，又能保持可靠的密封性能。瓷套端子的外部固定法兰与瓷套间的连接方式采用将法兰凸缘滚压在瓷套的三道环形凹槽内，然后用反磁钢丝绑扎牢靠，在法兰和三道环槽内，放置橡胶密封环，以保持瓷套端子的氢密封能力。出线盒与定子机座的把合面采用开槽充胶的密封结构。发电机出线瓷套端子下端设方形接线端子供封闭式母线相连接。中性点端子间以铜母线板相连接。中性点端子外加装由铝板焊接的中性点罩，中性点罩支吊在基础上。在发电机出线盒内六个引线瓷套端子外装设套筒式电流互感器。 端盖、轴承及油密封发电机端盖由优质钢板焊接构成，分上下两半。上半端盖由半环、端板、合缝板及端盖外侧的辐向筋板组成，下半端盖由半环、端板、合缝板、静油箱和辐向筋板组成。端盖的所有焊缝均为气密焊接，焊接后经退火处理。上下端盖的合缝面密封及端盖与机座把合面密封均为采用密封槽填充密封胶的结构。另外在汽端端盖上增加人孔。为便于在上半端盖已就位的情况下拆装轴瓦，在上半端把合外挡油盖的上口处采用嵌镶半环的结构，以增加空间便于轴瓦的拆装。发电机的轴承座落在下半端盖的中心处。汽侧轴承对地绝缘为单重式，励侧轴承对地绝缘为双重式，以便于在运行期间监视和测量轴承的对地绝缘状态。优化设计600MW汽轮发电机采用双环双流环式油密封瓦，其目的是为了减少密封瓦对轴承的扰动。密封瓦的瓦体采用青铜合金，以利于消除端部漏磁的影响。密封瓦座采用钢板焊接结构，退火处理后加工。汽侧密封瓦座直接把合在端盖上，把合面内的密封垫兼起对地绝缘的作用。励侧密封座与端盖之间设中间环，中间环的两侧设密封绝缘垫片，构成双重绝缘。加设中心环另一个好处是可以在下半端盖予先就位的情况下插装发电机转子。 内端盖及导风环 在发电机两端对称设置内端盖和导风环，以构成风扇前后的风路。发电机内端盖采用钢板焊接结构或铝合金铸造结构：水平分为上下两半。为了增大发电机端部的操作空间，便于上半导风环、油密封座、中间环的装配，上半内端盖分为两部分，即上半内端盖和中间半环。在上半导风环、上半内端盖与中间半环的接合面处加垫片，以调整相互间的轴向位置。为减小内端盖的变形，在适当的位置设置轴向支撑。导风环为铸造结构，分上下两半。内径与转子风扇叶轮相配合，间隙为152mm。在导风环的前端设导风静叶片，以构成前置式轴流风扇。导风环支架的定位靠固定在端盖上的定位块实现，以保证导风环装配就位后与转子风扇叶轮的径向间隙。在导风环支架与端盖间设有一垫板，以保证导风环与转子风扇叶轮的轴向间隙。 冷却器及外部水管路氢冷却器放置在机座两端上部，横向卧式安装，这样可以缩短发电机的轴向长度。冷却器罩为钢板焊接结构，其外形为圆拱形。冷却器罩与机座的连接方法及密封结构与出线盒和机座的连接方式相同，即采用开槽充胶密封，同时考虑焊接的可能性。 冷却器外部水管路与冷却水箱的接口采用快装法兰连接。外部水管管径为219mm。氢冷却器的冷却管为镍铜翅片管，翅片材质为紫铜，管节距为53mm，冷却管总数为320个，分两组，两组分别具有各自的进出水管，每组8排，每排20根翅片管。 3.2 转子部分转子由转轴、绕组、阻尼系统、互环、中心环、风扇和联轴器等构成。 转轴转轴材料为26Cr2Ni4MoV合金锻件，即采用高强度高导磁的镉镍钼钒整体合金锻钢制成。材料的屈服强度为665MPa。转子本体上共有32个转子线圈槽，槽形为开口半梯形槽，即槽形的上半部是开口的平行槽，下半部是梯形槽，以尽可能增加槽内布置的铜线面积，降低转子铜耗。 在转子本体每一磁极的大齿部分，各开有22个横向槽，以均衡转子X轴和Y轴的刚度。同时，因为在励磁机端轴柄的磁极中心线位置有两条磁极引线槽，所以在该处轴柄的几何中心线位置上，也开有两条均衡槽，以均衡该两个中心线方向的刚度差。在转子本体每一磁极的大齿上，靠近横向槽的尖角部分开有两阻尼槽以减小发电机在不平衡负载时，在横向槽尖角处的阻尼电流和由此引起在尖角处的温度急剧升高。阻尼槽内放置阻尼铜条。大齿槽楔利用非磁性钢槽楔，各槽楔间采用连接块搭接。在转子线圈槽中，中间为铝槽楔，材料为LY12，有效厚度为345mm，而在汽、励两端的槽楔采用导电效果好的铍铜合金，表面镀银，厚度为285mm，这是为了起阻尼作用而设计的。转子槽楔与转子齿顶部采用45的斜面配合。另外，护环垫套与端头槽楔应紧固接触良好，形成笼式阻尼系统。在转子1号线圈槽和阻尼槽的中间，转子本体每一磁极上还开有两个探伤槽，用于对转子本体的槽底部分进行超声波探伤。探伤槽的两端，在转子本体每一磁极的大齿上还开有4个月亮形轴向通风槽。在转子本体靠近1号线圈的大齿和各小齿上，均按齿宽的不同排列了不同直径的平衡螺钉孔，供尽可能减小转子的不平衡重量使用。 护环和中心环护环材料为18Mn18Cr高强度反磁钢锻件。该材料具有较好的抗应力腐蚀性能和断裂韧性。中心环材料为40Cr2M0VW合金钢锻件。护环外径为1228mm，内径为1042mm，厚890mm。中心环外径为1028mm，内径为920mm，厚86mm。护环为悬挂式结构，其与转子本体热套面处采用环键作为轴向固定。转子绕组端部由护环和中心环紧固。护环绝缘为整体圆筒式，热套在护环内，其内表面粘有滑移层。护环与转子本体端部为热套配合，轴向限位采用开口式环形键，护环与中心环亦热套配合，轴向限位采用弧形键。 在转子绕组端部绝缘端环上设有环氧玻璃布弹簧板，弹簧板顶在中心环上以压紧绝缘端环。护环绝缘内表面、楔下垫条、槽衬内表面粘接的聚四氟乙烯滑移层能减少绕组胀缩时的阻力，防止导线蠕变或绝缘磨损。 转子线圈转子线圈直线部分采用冷拉含银铜线，含银量为0.085，转子线圈端部铜线采用含银无氧铜线，含银量为0.085。每一磁极下，有8组线圈，其中1号转子线圈为6匝，28号线圈均为8匝。每匝铜线之间垫一层0.4mm厚的玻璃布板作为匝间绝缘。每匝铜线由上、下二根铜线组成，每一圈铜线由2股直线部分、2段圆弧部分和4个圆角经钎焊拼成，焊接处采用西屋公司的舌榫接头，以确保焊接质量。转子线圈的槽内直线部分共分为11个风区，其中5个进风区，6个出风区。每个风区设置二排径向斜流的通风孔，每个通风孔的尺寸为4.555mm2。转子线圈的槽外直线部分设有二路侧面进风孔，一路是将风流经二根铜线中间的通风凹槽引入直线部分槽内的端部径向斜流出风区，另一路是将风流经二根铜线中间的通风凹槽引向端部线圈的圆弧部分，经过磁极中心线的侧面出风孔排出。所有转子线圈端部进风孔尺寸为88mm2(15号线圈)和8 10mm2(68号线圈)，端部出风孔的尺寸为88mm2。槽内的楔下垫条由一面贴有聚四氟乙烯滑移层的玻璃布板做成，在楔下垫条上开有通风孔。转子槽绝缘厚度为1214mm，槽绝缘内与转子线圈接触面也敷有聚四氟乙烯滑移层。转子线圈护环下的绝缘由玻璃布卷成的玻璃皮筒加工而成，在护环下绝缘与端部铜线接触的内圆也贴有聚四氟乙烯滑移层。 磁极引线转子线圈的磁极引线为J型，J型磁极引线与转子1号线圈之间的挠性连接线和轴向引线，由径向导电螺钉装配。在发电机励端中心孔中装设轴向导电杆，两导电杆分别通过径向导电螺钉与转子绕组磁极引线相连接，轴向导电杆在励端处形成J型的由含银铜片钎接成的柔性连接板与无刷励磁机转子引线构成电气联接。轴向导电杆及径向导电螺钉均由高强度的锆铜合金制成。导电螺钉与导电杆的连接采用改进型的惠氏螺纹。轴向导电杆在中部分段处亦采用柔性连接结构，以吸收由于温度变化引起变形，保护密封。轴向导电杆的励端端面连接螺纹孔内设置不锈钢丝螺丝套。防止损伤基本金属导电螺钉外垫滚包环氧玻璃绝缘，导电螺钉与转轴之间的密封采用人字形耐热氯丁橡胶密封圈及压紧螺帽结构，密封效果良好。 转子风扇在转子两端护环外侧分别装设单级浆式风扇，以驱动发电机内氢气循环。 风扇由座环和叶片组成，座环由高强度合金锻钢制成，热套在转轴上。叶片由高强度铝合金锻成，并按规定的扭转角度把合在座环上。3.3 发电机的冷却系统QFSN6002YH型汽轮发电机采用水氢氢冷却方式，即定子绕组为水内冷，转子绕组和定子铁芯及结构部件为氢冷。 发电机的内冷水路定子冷却水首先进入发电机励端的进水汇流管，经聚四氟乙烯绝缘引水管分别进入上下层线棒，再经汽端的聚四氟乙烯绝缘引水管进入汽端回水汇流管，最后返回外部水系统中。定子冷却水的进出水汇流管为不锈钢管，冷却水的进出水口分别位于进出水汇流管顶端的外侧面，以保证定子绕组在运行时充满水及水系统故障时不失水。两端汇流管间通过设在机座外顶部的小管径联通管连通，在联通管上设置排气和防止虹吸现象的连接管，排气管经过隔离阀引至大气，防虹吸管引至内冷水箱的顶部气侧空间。汇流管的最低位置处设有排污法兰接口。定子绕组的引线、引出线及定子出线瓷套端子的冷却水路为串联式单独水路，然后与定子绕组冷却水路并联。首先，冷却水自励端汇流管经绝缘引水管进入引线铜排，经引线的出水端绝缘引水管与主引出线的进水接头相连接，再经绝缘引水管进入瓷套端子的导电杆内循环，然后经出水绝缘引水管进入出线盒内的小汇流管，小汇流管经机座外部的连接水管与发电机内的汽端回水汇流管相连，其冷却水与定子线棒的冷却水汇合后再回到外部水系统，这样可避免引线失水。 中性点的连接母线板亦为水内冷，水路与出线瓷套管端子的水路串联。 发电机的氢气冷却风路QFSN6002YH型汽轮发电机采用气隙取气径向通风系统，其特点为：在发电机两端的顶部对称布置横向装配的氢气冷却器，在转子两端对称布置螺浆式轴流风扇。氢气冷却器外罩的热风侧跨接在定子机座的端部热风区，冷风侧的出风区在机座端部的上部，由机座隔板、内端盖以及导风环构成风扇前后的低、高压风区。发电机采用五进六出的冷却风路，即定、转子沿轴向共有11个通风区，5个进风（冷风）区，6个出风（热风）区，进出风区相间隔分布。 转子部件的通风回路发电机转子绕组风路分为直线风路和端部风路，端部风路分为两路，一路冷却端部直线部分，另一路冷却端部圆弧部分。转子绕组端部下部由风区隔板隔成4个风区，位于大齿的风区为绕组端部圆弧段的出风区，热风经转子本体端部的通风槽进入气隙；位于小齿中心的风区为进风区，各线圈的进风孔设在各匝导线的端部直线段上，冷氢通过各匝导线的轴向通风沟进入转子槽部后经斜向风孔进入气隙热风区(第1、11风区)。 转子绕组直线风路沿轴向分11个风区，其中1、3、5、7、9、11等6个风区为热风区(出风区)，第2、4、6、8、10等5个风区为冷风区(进风区)，即采用五进六出的形式。氢气在进风区经转子槽楔的风斗，进入转子线圈和进风侧通风孔，斜向至底匝导线后转向，经出风侧通风孔再进入风区的槽楔风斗，返回到气隙，完成转子绕组直线部分的氢气循环。转子绕组的通风回路如图32。图32 转子绕组通风回路转子磁极引线采用内冷结构，冷氢自励端导电螺钉附近的进风区进入磁极引线，然后在位于转子绕组端部出风区的出风孔排出，再自转子本体的通风槽进入气隙。转子绕组极间连线的进风孔位于转子绕组端部的进风区，而出风孔位于出风区，在其内部流通的氢气从出风区排出后亦进入气隙。 定子部件的通风回路定子部件的通风回路与转子回路相对应，通风回路如图33。图33 定子通风回路定子机座和铁芯也分为11个风区。在铁芯背部的机座隔板上装设分别通到各冷风区的轴向通风管，冷氢由机座端部分别进入各冷风区，冷却定子铁芯和转子绕组后返回到热风区，经热风管汇集于第1和第11风区后，再进入冷却器罩的热风侧，然后经冷却器换热冷却后，再进入风扇前，经风扇加压后重新进行循环。定子铁芯本体设有95个径向通风道供氢气通过以冷却铁芯。定子铁芯端部压指处也设有径向通风道以冷却端部构件。端部磁屏蔽上共设有4个径向通风道，由磁屏蔽端板、分压压板、绝缘档风板、背部档风环构成磁屏蔽的风路，冷氢自磁屏蔽的内锥面进入径向通风道，冷却磁屏蔽后进入背部，经端板上的轴向通风孔进入第1、11风区，再进入冷却器完成循环。在定子绕组端部的内可调绑扎环上设有风路隔板，该环与转子护环间的等效间隙为25mm，该环的作用为节制进入气隙的风量以调整进入定子第1、第11风区及转子端部风量。为防止发电机冷热风区之间串风，除在铁芯背部设置风区档板外，在发电机气隙中装设径向风区隔环，考虑到装插转子等问题，该径向风区隔环为56圆周式。这将有效地加强转子的通风冷却，进一步降低转子绕组的温升。发电机出线盒设有单独的风路，如图34所示。出线盒的进风孔设在主引线旁侧的绝缘挡风板上，它们与定子端部的高压(冷)风区相通，而出风孔与机座法兰板上的出风孔相通并与机座端部设置的风道相连接，氢气经该风道进入第1、第11风区再进入冷却器完成循环。 图34 定子出线盒风路3.4 发电机的监测系统发电机的监测系统包括温度测量、振动测量、对地绝缘电阻测量及漏水检测等。定子铁芯测温在定子汽励两端的边段铁芯各埋置4个热电偶，汽励两端部铁芯的压指及磁屏蔽上各设置2个热电偶，在铁芯中部两个热风区的齿部和轭部各埋置4个热电偶，共24个热电偶元件。定子绕组及主引线测温在汽端定子槽部上下层线棒之间埋置电阻测温元件，用来测量定子绕组温度。每槽1个，共42个。在汽端出水汇流管的水接头上设置测量上下层线棒出水温度的热电偶，每个接头各1个，共84个。在出线盒内小出水汇流管的水接头上各装1个热电偶，测主引线及出线瓷套端子的回水温度，共6个热电偶元件。定子绕组冷却水进出水测温在励侧进水汇流管和汽侧出水汇流管上各设1个双支式热电偶，共2个。氢冷却器前后氢温测量在汽端和励端氢冷却器外罩内的冷风侧和热风侧各设置1个双支式电阻测温元件，两端共4个。发电机内氢温测量定子机座风区隔板上设有热电阻测温元件，每个风区一只，共计11只。轴承测温 在汽励两端的轴承瓦块上各设置1个双支式热电偶，两端轴承共2个双支式热电偶元件。转子振动测量在汽励两端的轴承外挡油盖上各设一个非接触式拾振器，测量转子轴颈振动，两端共2只。对地绝