前苏联核电1000MW四极汽轮发电机设计制造技术与运行效果

李伟力 ，罗应立 ，孙玉田 ，Я.Б.Данилевич，崔红凤

(1.哈尔滨理工大学，哈尔滨 150040; 2.华北电力大学，北京 102206；3.哈尔滨大电机研究所，哈尔滨 150040; 4. 俄罗斯科学院硅酸盐化学研究院，圣彼得堡 199034)

1 概述

国家核电发展专题规划（2005～2020年）提出，我国的核电发展指导思想和方针是：统一技术路线，注重安全性和经济性，坚持以我为主，中外合作，通过引进国外先进技术，进行消化、吸收和再创新，实现核电站工程设计、设备制造和工程建设与运营管理的自主化。发展目标是：到2020年，核电运行装机容量超过7000万千瓦。核电占全部电力装机容量的比重从现在的不到2%将超过7%。

核电汽轮发电机是常规岛机组的重要组成部分。我国研制工作起步晚，因此，借鉴国外研究、设计和制造核电汽轮发电机的成功经验，对于中国快速突破技术关键、掌握核心技术、获得自主化设计能力是一项很迫切的任务。

前苏联建设百万千瓦核电站过程，实际上包含两个阶段。1980年之前，可以认为是第一个阶段。其特点是：一台百万千瓦的核反应堆同时驱动两台50万千瓦的汽轮发电机。在这个阶段，科研人员围绕百万千瓦四极汽轮发电机自主设计的要求，开展了大规模的系统深入的研究工作[1-7]，突破了一系列关键技术问题，于是在 1980年，“电力”工厂生产出了前苏联第一台四极汽轮发电机 ТВВ-1000-4[8]。可以认为，从这一年开始，前苏联进入了核电汽轮发电机发展的第二阶段。截止到1997年12月底，已有29台核电机组投入运行，有4台机组正在建设中，核电装机容量居世界第5位。核电汽轮发电机的主要生产厂家有圣彼得堡“电力”工厂和哈尔科夫重型电机制造厂，与其相对应的汽轮机生产厂家分别为金属工厂和透平工厂。

“电力”工厂主要生产TBB型汽轮发电机，单机容量为 165、200、300、500、800、1000(核电)和 1200MW。发电机冷却方式为定子绕组水冷、定子铁心氢冷、转子气隙取气氢内冷。而哈尔科夫重型电机厂主要生产火电和核电汽轮发电机、水轮发电机。以生产中等(最大500MW)容量为主，有全速和半速(核电)两种机型，型号为 ТГВ，该厂汽轮发电机冷却方式多而繁，有空冷、全氢冷、水水氢冷之分[9]。

南乌克兰核电站的汽轮发电机自投运后到机组按计划停机检查，运行了超过8000h[10]，共发电70亿千瓦时。机组运行期间发电机平均负荷为额定值的 87.2%，最大功率达1050MW。机组投入运行10个月后达到了额定功率，其运行期间没有因电机事故而停机。从运行指标、热指标、振动指标以及检查结果来看，南乌克兰运行的ТВВ-1000-4汽轮发电机，具有很高的稳定技术指标和运行可靠性。

因此，前苏联核电四极汽轮发电机的设计、制造、试验和运行经验为中国四极核电机组的设计提供了宝贵的经验。

2 定子结构的设计特点

2.1 整体结构

定子由三部分组成，即中心段和两个端罩。定子铁心和绕组位于中心段，而两个端罩是由气体冷却器、定子绕组引出线和定子绕组水冷系统的进出水装置所构成，其结构如图1、图2所示。这种定子分段式结构保证了定子制造时的良好工艺以及铁路运输的方便。转轴油密封装置固定在定子端盖上。定子绕组引出线位于电机励磁侧的端部。由于半速汽轮发电机定子铁心振型为八节点振动，振幅很小，故采用无隔振的刚性连接。

图1 汽轮发电机总体图[8]

图2 南乌克兰汽轮发电机运行现场[10]

2.2 绕组结构特点

1000MW 四极汽轮发电机的定子三相绕组含两个并联支路，采用双星形连接的短距绕组。绕组的首末端由端部引线引到外面。3个引出线位于励磁侧端部的下面，6个零线引出位于电机励磁侧的上部。槽内的绕组线棒为两层(如图3所示)。绕组线棒由实心和空心两种导体（股线）组成，导体在端部换位。每隔两个实心股线设置一个空心股线。冷却水沿着空心导体中流动并带走相应的损耗。为了使上下层线棒的损耗均匀，上层线棒的股线数相对下层线棒的股线数有所增加。此外，槽部采用对头斜楔楔紧，侧面置入波纹玻璃布板，线棒间用热固性适形材料填充。

图3 定子槽部截面[9]

全部股线都包有绝缘玻璃纤维和浸有耐热漆，每列股线外又包有几层玻璃布纤维绝缘材料，股线拐弯处采用人造云母来绝缘，而线棒的主绝缘采用热固性云母。上下层线棒在端部由并头套进行连接。并头套内部中空的部分采用专门的绝缘材料填充。为了使线棒拐角处的电场强度均匀分布，采用弧形的绝缘衬垫，衬垫的材料是半导体玻璃胶布板。为了防止绝缘表面的电晕和其他放电现象，在绝缘表面填加了特殊的半导体层。槽部绕组绝缘材料为半导体石棉绝缘带，而端部绕组是在金刚砂和半导体漆的基础上又涂有特殊的乳胶漆。

2.3 端部结构特点

图4 定子端部结构[9]

1000MW 四极汽轮发电机定子绕组端部和槽部均采用刚性固定。端部借助于撑环、绝缘支架、楔垫及自收缩的绑扎带固定，间隙充以热固性适形材料。

为减少附加损耗，定子端部构件采用非磁性材料。为减小端部漏磁，在定子压圈下面有两个铁心段(硅钢片)组成磁分路。为了减小发热，端部铁心段厚度比其他铁心段厚度要薄且为阶梯形，定子铁心内圆表面端部总体成45°。边段铁心和磁分路铁心的齿上开有较深的径向沟槽。磁分路铁心段和边段铁心段在装配到机座之前进行粘合烘焙，从而保证了铁心结构的刚度和整体性。此外，又在铁心端部四周设有短路环，以提高欠励承受能力。端部水接头的空心股线采用钎焊，以保证了水的流通和股线的导通。

3 转子结构的设计特点

3.1 整体结构

前苏联四极汽轮发电机转子采用整体锻造，保证了发电机运行时的机械强度，如图5所示。转子装有离心式风扇，结构简单，冷却效率高。

1000MW 四极汽轮发电机转子轴承系统采用的是座式轴承和圆筒轴瓦。四极电机大直径轴承由于轴颈周速较高，径向间隙较大，轴颈和轴瓦间油流成紊流，从而导致功耗增加。为此，采用了向流膜工作区直接供油取代传统的上瓦供油方式，可大大减少轴承的耗油量和摩擦损耗。

图5 南乌克兰电站汽轮发电机组装过程中的转子[10]

3.2 绕组结构

法国阿尔斯通公司生产的 900～1450MW，1500r/min核电发电机，转子绕组采用副槽通风氢冷，美国GE、日本日立、东芝等公司在1000MW级及以上容量1800r/min和1500r/min核电站用汽轮发电机也普遍采用这种转子绕组副槽通风冷却方式。前苏联1000MW四极汽轮发电机转子绕组采用如图6所示的结构形式。其中，图6 （a）是采用气隙取气斜流方式，图6（b）是采用气隙取气斜流与转子绕组副槽通风相配合的冷却方式。

图6 转子槽截面[9]

在转子槽口内成对角线分布的通风道将冷却介质带入槽中线圈。为了使槽中线圈端部和转子本体可以充分冷却，副槽通风内流过的氢气来自端部区域。气体通过槽楔上的出气孔和进气孔实现槽内气体的热交换。进气孔位于顺转子旋转方向的一侧，而出气孔位于逆旋转方向的另一侧。冷却气体经过转轴上通风沟进入转子区域。为了加强端部的冷却，在转子端部绕组内开有通风沟，气体从通风沟经绕组端部和大齿上专门的通道流出，以实现对绕组端部的冷却。

转子绕组的槽绝缘和匝间绝缘的材料为玻璃丝带和环氧漆。槽楔由硬铝型材组成，绕组端部由非磁性钢材料的护环来支撑。由于存在轴向位移，护环由螺栓固定。

不对称工况和不对称短路时，产生的负序电流使转子端部发热。为了提高端部的耐热性，在护环下面安放了由两层铜片组成的短路环。铜片与绕组端部的绝缘连在一起。铜片齿部放入转子槽和转子本体大齿上铣出的特殊槽，并用青铜密封。对于t≤8（其中I2为负序电流(标幺值)；t为短路持续的时间(s)），这种结构保证了电机承受不对称短路工况的能力。

转子绕组电流是通过无刷励磁系统提供的。第二、三磁极间通过导线和螺栓来连接。这两个磁极和第一、四磁极之间的连接采用铜连接线。全部导电元件与转轴之间的绝缘，使用玻璃布和环氧漆材料。

4 样机试验

四极汽轮发电机由于试验条件的限制，很难采用适用于两极电机的负载试验法来进行额定励磁电流的工厂实验，因此，四极汽轮发电机可通过传统间接温升试验法(空载短路法)确定的温度来推算额定负载时转子的热状态。转子电流为额定值工况的转子温升试验，是通过将转子绕组的线圈部分反接后再进行短路试验的。每个磁极上的两匝线圈与其他线圈反向连接后进行相应的试验。做完“部分反接”试验后，转子绕组再按正常连接焊好。部分反接电路可以进行额定励磁电流下的三相稳态短路温升试验，此时定子电流为额定值的36%。转子的发热实验结果如图7所示。额定励磁电流情况下转子绕组温升为 35.5℃。传统冷却回路中，对励磁绕组温升有直接影响的是励磁绕组的电阻损耗，而电机中气体温升则要小得多。额定负载状态下气体的温升为16℃，而“部分反接”工况下则为10.7℃，因此当励磁电流相同时，实际运行时励磁绕组的温升与“部分反接”试验所测得的数值不会有明显的差别。

1000MW 四极汽轮发电机采用磁分路结构，这种结构可有效降低边段铁心内轴向磁通，轴向磁通分布如图8所示，在三相突然短路状态，靠近第一个磁分路处的轴向磁通为 0.37，在一个边段，表面靠近齿根处的轴向磁通为0.8。

图7 励磁绕组温升与电流平方的关系曲线[8]

图8 1000MW四极汽轮发电机定子边段铁心区域内Bz轴向磁通分布图[7] （额定短路状态，1-3测量板）

对于高效电机来说，定子铁心边段的发热是热状态的重要指标，特别是 cosφ＝1和欠励的情况。大量试验表明，稳态三相短路工况中定子铁心边段的发热与有功功率为额定值且cosφ＝1工况基本相同。所以，间接法确定的边段铁心的发热完全可以代表发电机负载时的温升。

可以看出，汽轮发电机电屏蔽的周围采用磁屏蔽，磁屏蔽由两段磁分路(1#，2#)组成。其温升在表1中给出。同时测量了定子铁心边段(1*，2*，3*，4*)以及定子铁心中心段(63*)的最大温升，见表1。

磁屏蔽的最高温度靠近槽底部，定子铁心边段的最高温度靠近齿的中部。

由于端部轴向磁通的有效屏蔽、分流以及气体加强冷却，定子铁心端部温度很低。温升为其他同容量电机的 1/3～1/4。发电机中间铁心的发热比边段铁心要高一些。根据各部分热状态的巡检，可知定子绕组和铁心的温度很低(见表2)。

表1 定子铁心温升[8]

表2 定子有效部分和冷却介质的最高温升(℃)[8]

厂内试验表明，该电机有效部分有很大的热裕量。

5 机械特性

四极汽轮发电机的特点是定子铁心的振动很小，定子铁心和支座之间无弹性吊架。

通过厂内实验表明，铁心和机座的最大双幅振动值分别为：空载时(U=UH)为10.7μm和10.5μm，短路时(I=IH)为 4μm 和 5μm。四极发电机定子极距和线圈端部跨距较两极电机短，因此尽管电机的线负荷很高，但作用在端部绕组的电磁机械负荷减小。表3为电机定子绕组及其固定结构的振动值。

表3 发电机定子绕组及其固定结构振动值[8]

根据相应标准进行了电压为 0.3UH、0.5UH和 0.7UH时的突然三相短路试验。其中电压为0.7UH时测得的振动幅度如下：端部径向 216～415μm，端部切向475～772μm，内绑环径向 203μm，内绑环切向 462μm。

上述数据说明了绕组端部的连接十分坚固和紧凑。突然短路试验后，成功地进行了(2UH+1kV)耐压试验。突然短路后的稳定工况重复振动试验表明，端部振动状态没有发生变化。

试验台的转子实验表明，一阶临界转速为940r/min，二阶临界转速比工作和起动转速要高，为2300r/min。这样的临界转速相对运行状态的分布是十分有利的。

在南乌克兰核电站运行时，通过传感器测量了定子铁心和定子绕组端部振动。测量结果表明，定子铁心和绕组的振动是平稳的，不超过以下范围：定子铁心—4.5μm，定子绕组—35μm。轴承振动的测量可以采用固定式和便携式仪表，也可以测量振动的大小和速度。两种方式测量的发电机励磁侧轴承的振动(双波幅)都不超过技术标准：垂直和水平方向的振动不超过10μm(0.8mm/s)，轴向振动不超过 35μm(2mm/s)。发电机汽端的振动幅度较大一些。

6 运行性能

通过南乌克兰核电站汽轮发电机的实际运行，对发电机相关指标进行了测量。

当负载为 1020～1040MW，励磁电流为 7000～7030A，定子电压为 24.8kV，氢压为 0.54MPa，冷氢温度为40℃，风量为220～240m3/h时，进入定子绕组水温为40℃以及进入轴承和油封的油温为40℃时，各部分的温度见表4。

表4 各部分温度的变化范围[10] ℃

在运行中也测量了定子铁心、绕组端部以及轴承的振动，在前面已经给出。

冷却介质的状态符合标准技术文件中的规定：氢气的纯度 98%～99%，绕组内冷却蒸馏水的电阻率300～500kΩ⋅cm，蒸馏水的PH指标6.8～7.5，蒸馏水的含铜量35～75μg/L。但是发电机内部的氢气湿度不能保持在所规定的范围，由于氢气和油的干燥设备运行不理想，发电机中氢气的相对湿度在一个循环周期内就达到了 50%～60%，且发电机内没有氢气湿度的连续检测的设备。

发电机的气体冷凝器和其他热交换器供水的开路系统的运行不够理想，引起氢气的过度冷却，发电机内部水蒸气的过多凝结，气体冷凝器和其他热交换器的含尘量较高。

由于 ТВВ-1000-4汽轮发电机运行时定子电流很大，为26.7kA，需要特别注意槽部和端部绕组的固定情况。停机检修发现绕组的固定状态良好：槽楔没有明显的老化，端部连接仍然完整，绝缘也没有磨损。但护环和转子螺母内表面有一些腐蚀，气体冷凝器和其他热交换器内发现脏物。

检修之后的发电机并网运行后，检查了各种负荷时(包括接近额定负荷930～1050MW)的发电机部件的运行情况。检查表明，发电机的热参数、振动参数以及其他参数都保持在检修之前的水平，没有超过技术标准文件的极限。采用先进的结构后，零引出线挡板和外壳的发热温度降低一些。

7 需要进一步研究的问题

从上世纪70年代末，俄罗斯在核电四极汽轮发电机设计上做了大量理论研究和试验工作，有很多工作值得借鉴和研究。

随着中国四极核电机组的引进，对四极汽轮发电机特性的研究显得比较紧迫。例如：上、下层线棒不同截面附加损耗的计算，负载时转子漏磁通和满载励磁电流的计算，瞬变及超瞬变电抗饱和值的计算，附加铁耗的计算，轴承损耗计算，定子端部电动力计算。在通风及机械设计计算方面，如通风计算的模拟验证方法，流体场、温度场的计算等问题，都有待于深入研究。

[1]Данилевич Я Б, Домбровский В В, Казовский Е Я. Параметры электрических машин переменного тока[M]. Ленинград: Издательство Наука, 1965.

[2]Данилевич Я Б. Бысокоиспользованные турбо и гидрогенераторы с непосредственным охлаждением[M]. Ленинград: ИздательствоНаука,Ленинградское Отделение, 1971.

[3]Станиславский Л Я,Левицкий А К,Данилевич Я Б,Зозулин Ю В. Турбогенераторы большой мощности на 1500 об/мин и основные научно-технические проблемы, связанные с их созданием[J]. Известия академии наук СССР,1973, (6):50-54.

[4]Данилевич Я Б. Добавочные потери в турбо и гидрогенераторах[M]. Ленинград: Издательство Наука, Ленинградское Отделение, 1974.

[5]Глебов И А,Данилевич Я Б. Научные проблемы турбогенераторостроения[M]. Ленинград:Издательство Наука, Ленинградское Отделение,1974.

[6]Брынский Е А,Данилевич Я Б,Яковлев В И.Электромагнитные поля в электрических машинах[M]. Ленинград:Издательство Энергия,Ленинградское отделение, 1979.

[7]Глебов И А,Данилевич Я Б. Научные основы проектирования турбогенераторов[M]. Ленинград: Издательство Наука, Ленинградское Отделение, 1986.

[8]Кулилович Л В,Трофимов А М,Филиппов И Ф,Хуторецкий Г М. Четырёхполюсный турбогенератор мощностью 1000МВТ для АЭС[J]. Электротехника, 1982, (9):30-33.

[9]Хуторецкий Г М,Трофимов А М.Турбогенератор с водородно-водяным охлаждением типа ТВВ-1000-4[J]. Электрические станции, 1980, (3):2-10.

[10]Хуторецкий Г М,Васильев В С,Трофимов А М.Опыт эксплуатации турбогенератора ТВВ-1000-4 южно- украинской АЭС[J].Электрические станции, 1985, (5):11-13.

[11]Хуторецкий Г М,Трофимов А М, Вартаньян А Г.Турбогенераторы мощностью 1000 MBTДЛЯ АЭС[J]. Электротехника, 1986, (1):9-12.

[12]Хуторецкий Г М, Вартаньян А Г. Исследование параметров четырехполюсного турбогенератора мощностью 1500 MBT.[C]//Исследование и разработки генераторов для переспективных электростанции, Всесоюзный научно-исследовательский институт, ЭлектромашиностроениеЛенинград,1987:38-44.

[13]Видеман Е. Конструкция четырехполюсных турбогенераторов[J]. Электросила, 1973, (29):43-47.

[14]Дроздова Л А,Хуторецкий Г М. Технические показатели двух- и четырехполюсных турбогенераторов большой мощности[J]. Электросила,1973, (29):47-50.

[15]Глебов И А,Бобков Ю А,Дембо А Р,Шапиро А Б,Каштелян В Е,Юрганов А А. Выбор рациональных параметров и путей проектирования полюсных турбогенераоров[J]. Известия академии наук СССР, Энергетика и транспорт, 1973,(6):43-49.

[16]Вайнер И Г,Линдорф Л С,Мамиконянц Л Г,Соколов Н И. Требования к параметрам турбогенераторов атомных электростанций по условиям их работы в энергетических системах[J]. Известия академии наук СССР,Энергетика и транспорт, 1973, (6):55-60.

[17]Веселов А.Д,Михалева С П,Хвощинская З Г.Влияние увеличения реактивного сопротивления мощных 4-полюсных турбогенераторов на их устойчивость системах[J].Известия академии наук СССР, Энергетика и транспорт, 1973, (6):61-67.

[18]Бурцева Г Е,Вырвнинский В В,Глебов И А,Дуганова Л И,Курицина Л А. Вопросы выпора значений электромагнитных параметров мощных турбогенераторов с учетом развития электроэнергетический систем[J]. Известия академии наук СССР, Энергетика и транспорт,1973, (6):68-73.