大型抽水蓄能机组励磁引线穿轴结构设计改进

陈泓宇，何少润，彭 潜，张兴旺，陈建华，俞家良

（1.深圳蓄能发电有限公司，广东省深圳市 518115；2.中国南方电网调峰调频发电公司，广东省广州市 510640；3.哈尔滨电机厂有限责任公司，黑龙江省哈尔滨市 150040）

1 前言

大容量、高转速抽水蓄能机组具有双向旋转、启停频繁以及运行工况复杂的诸多特点，机组不仅要承受高转速下的高负荷，还要承受在启停、正反转过程中交变负荷、工况转换中的冲击负荷等[1]。因此，对其设计、制造、安装及运维各方面均提出了更高的要求。

其中，各知名制造厂家在转子励磁引线穿轴布设结构方面的设计也各具特色。但是，目前获悉国内已有多个抽水蓄能电站都在该部位出现故障甚至事故。如图1所示，即为P、X1、X2等抽水蓄能电站励磁引线穿轴部位的状况，其所发生的烧损事故都是相当严重的。

2 励磁引线穿轴结构的设计类型

（1）P抽水蓄能电站励磁引线穿轴结构（X1、X2电站类似）如图2所示，其主要特点是：

1）励磁引线正负极分别采取单根铜质连接螺杆成180°方向各自穿越上端轴（顶轴）。

2）连接螺杆外套绝缘套管与大轴隔离。

3）螺杆两端采用铜螺母+绝缘板固定于上端轴壁。

4）再用另一铜螺母夹紧引线铜排导通励磁电流。

5）其中有的上下端均采用穿轴方式（如P、X1），有的仅有下部采用穿轴结构（如X2）。

目前，各相关设计制造厂家大致都把事故原因归结为：

图1 励磁引线穿轴部位烧损情况Fig.1 Details of burning current leads in the rotor

图2 P电站励磁引线穿轴结构Fig.2 Structure of burning current leads in the rotor

1）穿轴螺杆连接设计不合理，接触面积过小，造成“接触电密”超标。

2）连接部件无可靠的防松措施。

（2）在建的S和H抽水蓄能电站的励磁引线穿轴结构如图3所示，基本属于同一设计类型。其中：

1）S电站引线上下端均采取连接螺杆穿轴与轴内外侧引线铜排导通的结构方式。

2）H电站则只有下端的引线为连接螺杆穿轴方式，其轴外侧仅采取单个铜螺母将铜排压紧于绝缘板并固定，而且引线正负极并排穿轴，两极之间最小间距仅约1cm。

目前厂家根据业主的质疑和建议也正在开展改进工作。

（3）ALSTOM设计制造的H电站其励磁引线穿轴结构如图4所示，其特点是：

1）正负引线铜排各提供两根铜质双头螺栓（中间光杆φ30，两头为M24）连接轴内外的铜排。

图3 部分在建电站励磁引线穿轴结构Fig.3 Structure of current leads in the rotor which under construction

图4 H电站励磁引线穿轴连接结构Fig.4 Structure of current leads in the Huizhou pumped storage power station

2）双头螺杆的一头拧紧于轴内固定于套筒上的铜排，另一头采用上下铜平螺母与引线汇流环连接。

该电站的励磁引线穿轴结构经多年运行未见故障迹象，应属成功设计的电站实例，以此拓宽对励磁引线结构设计的思路是有裨益的。

（4）日本东芝设计制造的Q电站励磁引线穿轴结构如图5所示，其特点是：

1）转子支架顶轴在引线铜排穿轴部分预制留有较大孔洞，引线铜排可以直接穿轴分别在内外侧固定，连接铜排的接触面积满足设计并有较大裕量。

2）励磁引线所有连接部位均采取搪锡并严格执行以下工序：按规定力矩拧紧螺栓→使用加热工具均匀加热→稍拧松螺栓→让焊锡可以流入→确认焊锡完全铺开、流满连接部位→再次按规定力矩拧紧。

图5 Q电站励磁引线结构设计Fig.5 Structure of current leads in the Q pumped storage power station

（5）奥地利里奥公司设计制造的TB电站的励磁引线也是采用类似穿轴结构，如图6所示。

图6 TB电站励磁引线穿轴结构Fig.6 Structure of current leads in the TB pumped storage power station

Q电站和TB电站所采用的励磁引线穿轴结构经长期运行验证也是能够满足设计要求的结构形式。

3 连接件“接触电密”的计算分析

（1）通用的“接触电密”执行标准大致有：

1）原水电部《电力建设施工及验收技术规范》（水轮发电机组篇）（SDJ 81—79）的“第182条磁极接头连接”规定：“……接触面的电流密度不应大于0.25 A/mm2”[2]。

2）前苏联相关文献的规定见表1[3]。

表1 引出线的绝缘和容许电流密度Tab.1 The insulation and current density of current leads

（2）据部分厂家在多台大中型水轮发电机上所采用螺栓连接的转子磁极线圈接头的实践，接触电流密度均超过0.25A/mm2，多年运行中还未发生过由于电流密度较大造成事故[3][4]。如葛洲坝二江电厂的1、2号机磁极接头接触电流密度为0.329A/mm2、丹江口电厂3～6号机为0.59A/mm2、苏联乌拉尔电工厂制造的1、2号机则达到0.71A/mm2（以上均为计算值）。因此，综合征求各相关厂家意见，采用≤0.4 A/mm2作为控制标准是比较能够被接受的。

（3）如额定电压18000V、额定励磁电流1831A的H电站，其接头部件接触面积则宜≥1831A÷0.4A/mm2=4577.5mm2。根据穿轴螺栓的铜平螺母实际尺寸（见图7）计算平螺母与铜排的接触截面积约为2218mm2，由于采用的是双螺母+双螺杆合计与铜排接触总面积：2218×2×2=8872mm2＞4577.5mm2；而单个螺母螺纹接触面积（螺母厚度15mm）约1130.4mm2，双螺母和双螺杆：1130.4×2×2=4521.6mm2≈ 4577.5mm2。

由此可见，H电站双螺杆结构所形成的接触电流密度是能够满足≤0.4 A/mm2要求的。

图7 H电站穿轴螺杆铜螺母Fig.7 Structure of copper nut in H pumped storage power station

图8 S电站穿轴螺杆铜螺母Fig.8 Structure of copper nut in S pumped storage power station

（4）如额定电压15750V、额定励磁电流1660A的S电站，其引线铜排截面积宜≥1660A÷（2～2.5）A/mm2=664～830mm2，而实用铜排截面80×10=800mm2，是基本相符的；而接头部件接触面积则宜≥1660A÷0.4A/mm2=4150mm2。按照图8所示S电站穿轴螺栓铜平螺母的实际尺寸，计算平螺母与铜排的接触截面积为5035.72＞4150mm2；两个螺母螺纹与螺杆的接触面积约6857.76mm2＞4150mm2。证明原设计应还是能够满足要求的。

（5）对于额定电压13800V、额定励磁电流1532A的H电站，其引线铜排截面积宜≥1532A÷（2～2.5）A/mm2=613～766mm2，而实用铜排截面 80×10=800mm2，是基本相符的；接头部件接触面积则宜≥1532A÷0.4A/mm2=3830mm2。按照图9所示穿轴螺栓铜六角螺母其接触面积约1733.8mm2＜3830mm2；螺母与螺杆的接触面积约4163.64mm2＞3830mm2；连接螺杆端头接触面积约3644mm2＜3830mm2。由此可见，H电站设计的六角螺母与铜排接触电流密度达到1532÷1733.8≈0.884，显然不能满足一般的设计要求；连接螺杆端头接触电流密度为1532÷3644≈0.42，也有一定风险。

4 初步分析与建议

（1）确保实际接触面积正常传导励磁电流是至关重要的。

根据以上计算，H电站和S电站励磁引线连接部位的电流密度如表2所示。

可以认为，各设计厂商（包括P、X1及X2电站）所采用励磁引线穿轴结构应都能满足设计要求，而造成故障的症结可能是所设计的接触面积并没有能够正常传导励磁电流。

表2 H电站和S电站励磁引线连接部位电流密度Tab.2 Current density of H and S pumped storage power station

（2）经初步分析，阻滞励磁电流正常传导的可能因素是：

1）引线铜排即使在清洁大气中大约只要2～3min其表面便会形成厚度约2μm的氧化铜或氧化亚铜的氧化膜层，其导电性能极差，电阻率可达1×107～1×1010Ω。而且该氧化膜层要在其熔点左右的温度下才能分解，即使采用机械方式局部铲除，但若接触面不能随之得到保护，被铲除氧化膜的部分随即又会重新生成氧化膜。

2）当连接部位的运行工作温度升高，接头金属过热膨胀时，原接触表面位置可能错动形成微小空隙而导致氧化；当负荷电流减小温度降低回到原来接触位置时，由于接触面氧化膜的覆盖，原金属的直接接触已被破坏。每次温度变化的循环所增加的接触电阻，将会使下一次循环的热量增加，所增加的温度又使接头的工作状况进一步劣化而形成恶性循环。

图9 Z电站穿轴螺杆铜螺母Fig.9 Structure of copper nut in Z pumped storage power station

（3）实际的导电接触面是由作用于接触件的正压力所形成的金属间无过渡电阻纯金属接触微点和借助“隧道效应”的导电金属接触区两大部分组成[5]。因此，提高接头通流性能、降低损耗、维持热稳定导通的关键措施是：在保证接触面的机械正压力即连接螺栓合适扭矩紧固的条件下，采取导电接触面进行搪锡、镀银等敷设难被空气氧化惰性金属的措施，有效防止氧化，达到降低接触电阻、高导通性能的良好工作形态。所以，建议采取以下措施：

1）铜排与螺母各自的接触面及螺杆与螺母啮合的丝牙部位均应镀银。

2）原设计螺母与铜排之间的止动垫圈拟取消，可采取螺母与螺杆银铜钎焊或洋冲法等有效的止动方式。

3）建议在采取镀银或搪锡的同时，合理、正确使用导电膏（尤其是用于螺母与螺杆的丝牙部位）。

5 S电站励磁引线穿轴结构的设计改进

（1）原设计磁极引线穿轴结构如图10所示（穿轴螺杆的螺纹已在车间完成镀银，但轴内外侧铜螺母的内螺纹及与铜排接触面均未在车间完成镀银作业），原设计要求工地装配时将螺母1、2和引线铜排之间垫以0.4×80×80银焊片（BCu80AgP）在加热状态下拧紧螺母使其融为一体、并使用Φ2.0焊丝（BCu80AgP）将螺杆和螺母及引线铜排焊接成为一体。但由于使用大号烤枪对焊接部位进行加热等常规方式难以使焊接部位的温度达到银焊片、银焊丝熔焊的600～700℃，熔焊和焊接工作均未收到实效。而其时仅只耐热155℃的环氧玻璃布层绝缘板（F级）已因过热绝缘急剧降低（小于2MΩ）。

（2）经业主与制造厂家充分磋商，决定取消穿轴螺杆改用穿轴铜排的优化方案，如图11所示。

1）采用两根10×40mm的“L”形铜排穿过原顶轴引线孔，两根铜排之间垫有10mm厚度的绝缘板，使得穿轴引线与轴内、外侧铜排（10×80mm）可靠夹紧把合（接头位置的接触电流密度和引线本身的导电电流密度均维持不变），穿轴位置的“L”形铜排在工地预装合格后进行全绝缘包扎（绝缘厚度≥3.8mm）处理。

图10 S电站励磁引线穿轴结构Fig.10 Structure of current leads in the S pumped storage power station

图11 S电站的设计改进Fig.11 The improvement of S pumped storage power station

2）穿轴“L”形铜排转子引线在轴内侧位置增设绝缘支撑块，通过绝缘包扎材料与转子引线固定在一起，该绝缘支撑块设计承受的压应力为60.2MPa，完全能够满足飞逸工况引线自身重力所产生离心力的支撑要求。

3）包扎绝缘穿轴铜排与引线孔的所有间隙均用浸胶涤纶毡塞紧，见图12。

4）穿轴位置2根10×40mm的铜排引线，其引线的导电电流密度为2.04 A/mm2，满足设计要求。

图12 Z电站励磁引线穿轴结构改进Fig.12 The improvement of Z pumped storage power station

6 Z电站励磁引线穿轴结构的设计改进

（1）Z电站励磁引线穿轴结构原设计如图12（a）所示，经业主与制造厂家充分磋商后的设计改进如图12（b）所示。

（2）将外侧单螺母改为双螺母，由于空间的限制采用一个标准的M39铜螺母和一个薄M39铜螺母，经测算其接触电流密度＜0.4A/mm2。

（3）将铜螺杆改为双头铜螺柱，轴内侧也采用双铜螺母，有效消除因外侧铜螺母拉紧力不足可能导致内侧引线铜排接触不良的隐患。

（4）所有接触部位（包括螺母和螺杆）均采用镀银处理，避免裸铜氧化造成接触电流密度超标隐患。

（5）在严格控制螺母拧紧力矩的情况下在螺栓丝牙部位合适涂抹导电膏。

（6）取消原止动锁片，并在机组过速后将螺母再次拧紧，然后采用洋冲法对螺母进行锁定。

7 结束语

（1）鉴于多个抽水蓄能电站转子励磁引线在穿轴部位发生烧损事故，各运行单位和设计制造厂商均应予以高度重视并采取防患于未然的应对措施。

（2）从设计角度确保穿轴连接件的接触电流密度具备足够的安全裕度是至关重要的，长期运行经验证明，励磁引线连接件的接触电流密度以≤0.4A/mm2为宜。建议转子励磁引线不使用穿轴螺杆结构，避免接触不良导致过热。

（3）为所正确设计接触面积的连接件创造良好条件正常传导励磁电流也是同等重要的：

1）有效保证接触面的机械正压力即连接螺栓应保持合适的紧固扭矩，并采取确实有效的防松措施。

2）对导电接触面要求采取搪锡、镀银等敷设难被空气氧化惰性金属的工艺措施，有效防止引线铜排氧化，力求低接触电阻、高导通性能的良好工作形态。

3）对导电膏敷设厚度、使用环境温度及其有效使用年限等实施全方位控制，由于导电膏并非良导体，它在接触面上的导电性是借助于“隧道效应”实现的，因此，导电膏不可涂得太厚（约0.2mm厚为宜），否则不但不能提升导电性能，还会造成接触面导电性能下降，大大影响导电效果。

（4）通过励磁引线不同穿轴结构形式及其引发事故几率的对比分析，可以认为直接采用铜排穿轴的结构形式是更易于有效控制接触电流密度、确保连接件具有良好的导电性能的。而采用连接螺杆穿轴的结构形式则需要缜密编制设计技术要求，不留死角的逐一执行装配环节并尽可能提高作业工艺水平。

[1]梅祖彦. 抽水蓄能发电技术[M]. 北京：机械工业出版社，2000.

MEI Zuyan. The power technology of pumped storage [M].Beijing：China Machine Press，2000.

[2]SL 266—2001水电站厂房设计规范[S].北京：中国水利水电出版社，2001.

SL 266—2001 Design specification for powerhouses of hydropower stations[S].Beijing ： China Water&Power Press，2001.

[3]郑小康，罗成宗，等. 仙居抽水蓄能机组发电电动机运行稳定性研究[J].水电与抽水蓄能，2017，3（2）：50-53.

ZHENG Xiaokang，LUO Chengzong，etc. Research of Operational Stability of XianJu Pumped Storage Generator [J].Hydropower and Pumped Storage，2017，3（2）：50-53.

[4]Baltay P，Gjelsvik A. Coefficient of friction for steel on concrete at high normal stress[J].Journal of Materials in Civil Engineering，1900，2（1）： 46-49.

[5]姚大坤，赵树山，杨晓君.抽水蓄能水轮发电机组轴系临界转速分析[J].东方电气评论，2006，20（3）：6-9.

YAO Dakun，ZHAO Shushan，YANG Xiaojun.Analysis on Shaft Critical Speed of Pump/Turbine&Motor/Generator[J].Dongfang Electric Review，2006，20（3）：6-9.

[6]周理兵，马志云.大型水轮发电机不同工况下不平衡磁拉力[J].大电机技术，2002（2）：26-29.

ZHOU Libing，MA Zhiyun.Unbalanced magnetic pull in large hydrogenerator for different operating conditions[J].Large Electric Machine and Hydraulic Turbine，2002（2）：26-29.

[7]李伟力，周封，侯云鹏.大型水轮发电机转子温度场的有限元计算及相关因素的分析[J].中国电机工程学报，2002，22（10）：85-90.

LI Weili，ZHOU Feng，HOU Yunpeng.Calculation of rotor temperature field for hydro-generator as well as the analysis on relevant factors[J].Proceedings of the CSEE，2002，22（10）：85-90.

[8]陈泓宇，汪志强，李华，程振宇.清远抽水蓄能电站三台机组同时甩负荷试验关键技术研究[J].水电与抽水蓄能，2016，2（5）：28-38.

CHEN Hongyu，WANG Zhiqiang，LI Hua，CHENG Zhenyu. Review of the load rejection test of the pumped storage 3 units together in qingyuan pumped storage power station[J].Hydropower and Pumped Storage，2016，2（5）：28-38.

[9]何少润，陈泓宇.清远抽水蓄能电站主机设备结构设计及制造工艺修改意见综述[J].水电与抽水蓄能，2016，2（5）：7-12.

HE ShaoRun ，CHEN Hongyu. Review on amendments of the main equipment structure design and manufacturing process of Qingyuan pumped storage power station[J].Hydro and Pumped Storage，2016，2（5）：7-12.

[10]陈泓宇，景逸鸣，黄萌智，程振宇，何伟晶. 抽水蓄能电站一洞四机同时甩负荷进水阀动态监测分析[J].水电与抽水蓄能，2017，3（1）：69-74.

CHEN Hongyu，etc.Pumped Storage Power Station and a Hole Four Load Analysis of Dynamic Monitoring of Water Inlet Valve[J].Hydropower and Pumped Storage，2017，3（1）：69-74.

陈泓宇（1975—），男，高级工程师，主要研究方向：电站基建和电厂技术管理。E-mail：542120791@qq.com

何少润（1946—），男，教授级高级工程师，主要研究方向：水电站机电设备管理及安装调试。E-mail：248370406@qq.com

彭 潜（1978—），男，高级工程师，主要研究方向：电站基建和电厂技术管理。E-mail：13926159345@139.com

张兴旺（1980—），男，硕士，主要研究方向：水轮发电机设计。E-mail：ZXWDL3@126.com

陈建华（1980—），男，硕士，主要研究方向：抽水蓄能电站机电工程建设管理。E-mail：22751371@qq.com

俞家良（1987—），男，学士，主要研究方向：抽水蓄能电站机电工程建设管理。E-mail：fengyemingyue@qq.com