清遠抽水蓄能電站主機設備結構設計及制造工藝修改意見綜述

何少潤，陳泓宇

（中國南方電網調峰調頻發電公司，廣東省廣州市 510640；清遠蓄能發電有限公司，廣東省清遠市 511853）

清遠抽水蓄能電站主機設備結構設計及制造工藝修改意見綜述

何少潤1，陳泓宇2

（中國南方電網調峰調頻發電公司，廣東省廣州市 510640；清遠蓄能發電有限公司，廣東省清遠市 511853）

本文簡要介紹清遠抽水蓄能電站建設過程中，業主方技術人員充分汲取多個抽水蓄能電站安裝調試的經驗教訓，從有利于運行、檢修的角度，有理有據地提出了對機組重要部件設計和制造工藝的建設性意見，并與制造廠家進行了深層次的磋商、探討，而作為設計制作的東芝水電（杭州）有限公司均能予以高度重視，充分體現了與制造廠方密切合作、共同提高的態度。清遠抽水蓄能電站1、2、3號機組順利投入商業運行，機組各項性能性能指標優異，運行質量達到了國內外同類型機組的新高度。

頂蓋組合縫；導水機構；轉輪；進水閥樞軸；厚環板磁軛；磁極鐵芯

0 引言

清遠抽水蓄能電站（以下簡稱“清蓄”）裝機容量4×320MW，主機設備由東芝水電（杭州）有限公司（以下簡稱“東芝水電”）承制。自合同簽訂以來，通過歷次設計聯絡會議和日常溝通交流，對主機設備結構設計、制造相關環節提出了一系列修改意見，其中大部分東芝水電均予采納。

1 水泵水輪機部分

1.1 尾水肘管的設計與安裝

（1）尾水管支腿設置的修改。由于東芝水電采用橢圓形斷面尾水肘管，我們認為原設計的支腿未與環節筋板設置、焊接為一體，會使得支腿處尾水管由于局部應力集中可能產生撓曲變形，容易造成混凝土澆筑不密實而加大灌漿難度。經過溝通和磋商，東芝水電全部進行了設計修正。

（2）在以往多個電站施工中，均出現肘管工地組焊時由于管段接縫周長偏差采取對管口縱向開口的處理措施，既增大施工難度也增多“T形焊縫”的探傷工作量。根據惠州抽水蓄能電站4號機組東方電機廠的成功實踐，經與東芝水電協商并取得共識，采取尾水肘管各管段在工廠車間預裝的工序。實踐證明，無論在施工工期還是施工質量上均收益頗豐。

（3）無論是東芝水電工廠還是現場，尾水管焊接焊縫原設計都僅作MT、PT無損探傷，顯然是將尾水肘管的焊縫納入不屬于一、二類焊縫的其他焊縫（三類焊縫）。我們認為：①水電站的尾水肘管、尾水鋼襯均須承受一定的水壓，尤其是抽水蓄能機組尾水壓力均較高，例如：惠州抽水蓄能電站尾水壓力達到90m H2O，相當于常規機組的蝸殼壓力，理應和引水鋼管一樣同屬于“壓力鋼管”范疇；②無論是《水利工程壓力鋼管制造安裝及驗收規范》（SL 432—2008）還是ALSTOM《STANDARD 028—300》“焊縫分類和檢驗”的界定，抽水蓄能機組尾水肘管縱、橫（環）焊縫均屬于二類焊縫，須射線或超聲波抽驗（焊縫長度至少10%+節點），發現缺陷后自動提高檢驗百分比。

東芝水電對此高度重視，并對原設計圖紙的技術要求進行了全面修正。

1.2 頂蓋組合縫緊固標準標定及螺栓緊固工藝

1.2.1 頂蓋組合縫間隙標準界定

（1）清蓄頂蓋合縫面共有21顆把合螺栓（如圖1所示），1號機組頂蓋-Y側的1/4瓣+2/4瓣車間預裝時預緊力分別達到80%～100%（另有5顆為50%預緊力）。螺栓緊固后，分瓣法蘭的外周即偏離螺栓的位置存在間隙（參見圖1中陰影部分）。

圖1 頂蓋組合面結構（單位：mm）Fig.1 Head cover joint flange construction

（2）為了驗證頂蓋組合縫的嚴密性，東芝水電進行了模擬法蘭（參見圖2）緊固的驗證性專題試驗。試驗表明，螺栓緊固后螺栓周邊由于受到壓縮力的作用是貼合緊密的，而偏離螺栓位置的法蘭局部區域則會由于壓縮力的減小反而會朝著張開方向運動而產生間隙，當預緊力加大后（增加螺栓的預緊伸長量）間隙也會隨之增大。

（3）試驗證實的貼合和張開的機理如圖3所示（σP為組合面壓縮應力，Pio為座面的平均面壓，紅色箭頭表示法蘭張開方向的區域），螺栓把緊后2R～3R（R為螺栓孔半徑）范圍內均屬于影響圓錐區域，應是必須確認無間隙的，而3R以外區域則會張開出現間隙。

（4）經雙方確認，頂蓋組合縫標準界定為：①組合縫間隙≤0.04～0.05mm即可認為無間隙；②組合螺栓及銷釘周圍不得有間隙；③允許有局部間隙，但用0.10mm塞尺檢查，深度不應超過組合面寬度的1/3，總長不應超過周長的20%。并以此作為對GB/T 8564—2003中4.7的補充和完善，確定為清蓄機組的驗收質量標準。

圖2 模擬法蘭緊固后的間隙測量（單位：mm）Fig.2 The clearance measurement of the imitative flanges tightened

圖3 螺栓緊固機理Fig.3 The tightening mechanism of the bolt

1.2.2 分瓣頂蓋螺栓緊固工藝

清蓄電站水輪機頂蓋外徑達φ6550mm，分4瓣到貨在工地進行組裝，每一合縫面分別采用7-M140×6mm和14-M95×4mm螺栓把合緊固（如圖1所示）。在頂蓋車間預裝時發現，東芝水電采取的是氧—乙炔火焰傳統的直接加熱工藝。對此，我們針對頂蓋螺栓可能存在多次拆裝的特點，根據相關規范，如《火力發電廠高溫緊固件技術導則》（DL 439—1991）［1］關于“嚴禁直接把火把插入孔內靜止不動地加熱”以及“加熱時螺栓內孔溫度不超過400℃”的規定，否決了氧—乙炔火焰直接加熱的施工工藝。東芝水電采納了我們的建議，改用螺栓電加熱棒工藝。

1.3 主軸密封自動監測裝置

清蓄主軸密封塊磨損量測量裝置如圖4所示，即密封磨損量的測量須在機組停機或檢修時進行，而在運行中缺乏密封塊實際磨損量的監測。顯然，這是不利于無人值班、少人值守的機組運行的。

圖4 密封塊磨損量監測裝置Fig.4 Seal abrasion quantity monitoring

對此，我們多次要求東芝水電采取相應措施，使之具備能夠自動報警的功能，但東芝水電均以合同條款無明確要求和缺乏自動監測業績為由而未予采納。據悉，諸如瀑布溝水電站（GE公司設計）等工程項目的徑向式密封［2］所采用的磨損量指示器裝置，就是可在機組運行中進行機械、電氣雙項指標檢測的成功方式（如圖5所示）。這也是我們在今后其他電站的設備招標中應予以關注的。

圖5 瀑布溝電站主軸密封檢測磨損裝置Fig.5 Pubugou station shaft seal wear detection device

1.4 機坑起吊設施

東芝水電原設計的環形軌道吊車系安裝在下機架的筋板上，其后根據我們的建議和推薦方案重新設計了井字型環狀雙吊車方案（如圖6所示）。

（1）下機坑里襯內壁設置環形軌道。

（2）在水車室裝配可沿軌道運行的井字型雙吊車梁（2×5t手拉葫蘆）。

（3）在1500×2000mm的門洞內安置便于安裝和檢修時運送小件部件的滑車梁。

（4）在下機架基礎部位鋪設剛性蓋板使水車室形成有防護的封閉施工場地。

這樣就可以充分利用機墩混凝土澆筑時段開展水車室的安裝調整工作，緩解了工期過于緊張的矛盾，同時也為日后的機組檢修工作創造施工條件。

1.5 導水機構車間預組裝工藝改進

（1）東芝水電設計的車間預裝導水機構時檢測導葉軸套孔同軸度的方法是：①使用塞尺檢測各導葉兩側大小頭端面間隙的均衡度；②使用專用工具轉動導葉均應靈活無摩阻狀。

（2）我們根據導葉臂扭矩比即導葉軸頸支反力之比的原理，建議使用拉力計檢測（參見圖7）逐個導葉拉動時的啟動力，東芝水電采納并實施了我們的建議。

1.6 底環起吊設施的改進

（1）東芝水電按原設計在已整體退火進行了消應處理和金加工后的1號機組底環泄流環面焊接吊耳，如圖8所示。由于焊接量較大，其所產生的焊接應力、相應變形都是不能忽視的問題。

（2）我們建議，2～4號機組的底環宜參考惠蓄電站底環的吊裝設計（參見圖9），東芝水電接受了建議并立即采取了設計修改措施。

（3）對于既成事實的1號機組，我們也要求根據GB 150—2011之“8.2.6.5 B、C、D、E類焊接接頭……，采用局部熱處理的規定并確保溫度梯度不致影響材料的組織和性能。”

1.7 提高轉輪靜平衡標準的實踐

我們針對抽水蓄能電站轉速高、水力特性（尤其是“S”特性）復雜的特點以及當前水輪機轉輪靜平衡設備、試驗工藝長足進步的實際狀況，要求適當提高轉輪靜平衡的精度使其達到ISO 1940—1 G2.5標準。東芝水電在日本東芝京浜按照G2.5計算的轉輪許用殘余不平衡量0.885kg（即平衡半徑2.163m）進行了轉輪靜平衡。試驗成果表明，以ISO 1940—1 G2.5級作為水輪機轉輪靜平衡的驗收標準是合理的，其在涵蓋靜平衡系統力矩誤差、泄水錐本體及焊接可能達到的不平衡量之后，還能具有一定的裕度。無疑，提高轉輪靜平衡驗收標準對蓄能機組的長期穩定運行是甚為有利的，這也是一個能夠充分體現制造廠制作工藝平均先進水平的表征。

圖6 機坑內起吊裝置示意圖（單位：mm）Fig.6 Machine pit lifting device schematic

圖7 拉力計檢查導水葉轉動力矩Fig.7 Rotative moment measurement of guide vane using electronic hanging balance

圖8 底環吊耳焊接Fig.8 Lift lug welding of bottom ring

圖9 底環起吊設施Fig.9 Lifting facilities of bottom ring

1.8 轉輪葉片焊縫探傷標準的改進

（1）在1號機組轉輪驗收時，發現東芝水電方面只對葉片與上冠、下環全焊透部分進行了UT探傷（見圖10、圖11之*1各段），而圖中的*2各段均未全焊透部分均未進行UT探傷（*1焊縫鈍邊均為2mm，*2焊縫鈍邊達20m）。

（2）由于我們不能接受東芝水電以“不完全焊透部位回聲大難以判斷缺陷”“轉輪葉片坡口形狀不影響焊接部位的強度”為由，對未全含透部位僅作MT、PT而不進行UT的處理方式，強調了第二次設計聯絡會根據《混流式水輪機轉輪組裝焊接工藝導則》（DL/T 5071—2012）所明確的“轉輪葉片與上冠、下環焊縫進行100%UT探傷”的規定。

圖10 葉片與上冠焊縫（單位：m）Fig.10 Welding seams between runner blade and crwn

圖11 葉片與下環焊縫（單位：m）Fig.11 Welding seams between runner blade and band

（3）東芝水電最終同意從2號機組轉輪開始對距離表面大約1/3厚（焊接金屬部位）的范圍內進行UT探傷檢查。

1.9 轉輪殘余應力測試

（1）東芝水電在第二次設計聯絡會上承諾：“通過熱處理最大殘余應力將下降65%而不超過150MPa”，但其以“合同未提出具體要求”“轉輪葉片與上冠、下環焊接量不大，其殘余應力值是有限的”為由，不進行任何有關轉輪焊接殘余應力的測定。

（2）東芝水電由于毛坯件熱處理溫度的緣故，選用熱處理溫度為550±20℃，略低于DL/T 571—2012《混流式水輪機轉輪組裝焊接工藝導則》對熱處理程序所做的規定。我們根據“低于570℃進行熱處理一般需要通過斷裂力學分析和適當的試驗來證明”的規定，要求東芝水電至少必須對一臺機組的轉輪焊后熱處理前后分別進行轉輪與上冠、下環焊縫的殘余應力測定，以證實轉輪焊接殘余應力小于150MPa。

（3）東芝水電委托浙江中能工程檢測有限公司采用X射線無損檢測技術對清蓄1號機組轉輪進行了焊接殘余應力測試，測點布置參見圖12。測得最大殘余應力分別為84.5MPa和–68.6MPa，證實轉輪熱處理是卓有成效的。

1.10 導葉摩擦套始滑動力矩測定

（1）清蓄導水機構采用剪斷銷、導葉摩擦裝置二者兼而有之的傳動系統，如圖13所示。

圖12 轉輪殘余應力測點布置Fig.12 Arrangement of measuring points for runner residual stress

圖13 導水機構傳動部件（單位：mm）Fig.13 Drive components of G.V.operating mechanism

（2）根據我們的要求，抱軸襯套方式的摩擦環在廠內進行了如圖14所示的摩擦試驗，共抽取3套導葉保護裝置，以導葉摩擦裝置設計的起始滑動力矩（導葉最大水力矩乘以一個安全系數）來確定摩擦臂組合螺母的擰緊力矩，并按此擰緊力矩進行導水機構的預裝和安裝。這樣，在導葉出現異常情況剪斷銷剪斷時，摩擦裝置仍可以克服導葉所受力矩，防止導葉產生擺動和不穩定運動碰撞相鄰導葉和轉輪行，從而避免相鄰導葉或其傳動機構零件的連鎖破壞等異常情況的發生。

圖14 試驗裝置Fig.14 Test equipment

（3）試驗檢測，當摩擦臂緊固螺栓扭矩達到設計值3200Nm時，導葉軸頸與摩擦臂發生滑動的扭矩均大于設計值38400Nm，證實了清蓄導水機構采用剪斷銷、導葉摩擦裝置二者兼而有之的傳動系統是安全可靠的。

1.11 頂蓋頂起檢修專用工具

由于東芝水電未能按照合同要求在底環下部設置導葉軸承環形檢修通道，設計聯絡會期間經雙方充分協商，東芝水電同意參考業主提出的作業方案，設計制造了一套用于檢修抗磨板和導葉軸套的頂起頂蓋專用工具。其工作原理是在吊起頂蓋準備工作完成后，按照以下步驟進行（參見圖15）。

（1）在對稱4只導葉頂部裝配4×10-M36螺桿（長）、千斤頂底座、上下墊塊和100t液壓千斤頂系統。

（2）啟動油泵頂升頂蓋，頂起一個工作行程后，在頂蓋上對稱擰進8個M100支撐螺桿使頂蓋支撐在座環上。

（3）墊入調整墊塊，開始下一個工作行程。

（4）當頂蓋頂起約1200mm時，可以吊起導葉進行底環抗磨板、下軸套檢修。

（5）當頂蓋頂起約1600mm時，安裝主支撐套管，更換M36千斤頂螺桿（短）。

圖15 頂蓋頂起檢修作業示意圖（單位：mm）Fig.15 Maintenance operation diagrammatic drawing of head cover lifting

（6）當頂蓋頂起約2250mm時，可進行頂蓋抗磨板、中軸套檢修。

（7）當頂蓋頂起約2600mm時，焊接支架并加固頂蓋支撐，拆除液壓千斤頂，可以吊出導葉進行更換或檢修。

在整個頂起過程中，均須調整導葉傾斜度、導葉軸線與頂蓋中心線平行度和頂蓋水平度等工作要素。

與頂蓋頂起專用工具配套的底環軸套拆卸專用工具也由東芝水電設計經業主審核采納，參見圖16。

圖16 底環軸套拆卸專用工具Fig.16 Remove special tool of bottom ring bush

2 進水閥部分

2.1 上游湊合節安裝程序的確定

（1）一聯會前，我們曾建議采用惠州抽水蓄能電站的斜法蘭安裝方式。一聯會上，東芝水電針對我們的提議作了解釋，由于其球閥檢修密封的鎖定裝置及位置量測裝置的結構不適合加裝斜法蘭，堅持采用東芝水電傳統的三段湊合節方式。

（2）在二聯會上，東芝水電采納了我方提出的使用2個1500mm湊合節連接壓力鋼管與上游延伸管的方案（參見圖17）。

圖17 2段湊合節施工方案Fig.17 The 2 section expansion joint construction scheme

2.2 樞軸軸套結構更改

東芝水電原設計的球閥接力器端樞軸軸套結構如圖18所示（上部），其軸套凸臺在閥體內側用銷釘螺栓固定，這就意味著必須大解體球閥才能更換軸套，這將對檢修造成的難度是難以被接受的。經磋商，東芝水電同意修改為如圖18所示的下部結構。

圖18 軸套結構新舊方案比較（單位：mm）Fig.18 Shaft sleeve structure scheme comparison between the old and the new

2.3 球閥樞軸軸套材質的選用

（1）東芝水電原設計球閥樞軸軸套采用大連三環生產的FZB053自潤滑銅套，由于大連三環制造的FZB053型導葉軸套在GZ-Ⅱ電廠使用效果不佳，對此我們提出了質疑。

（2）我們認為，GZ-Ⅱ美國VOITH設計的球閥耳軸軸套則系采用“OILES 500SPSL-4”（即為日本OILES公司的500號強力黃銅基固體潤滑劑鑲嵌軸承），使用十多年來運轉穩定，未發現異常，可以證明日本OILES公司的銅基鑲嵌自潤滑產品是值得信賴的。且東芝水電在西龍池球閥用的就是日本OILES公司的產品。

（3）經磋商，并根據東芝水電對大連三環相應于日本OILES#500SP1-SL401的產品與日本OILES的#500SP1-SL401進行的鑒定性比較（參見表1），雙方達成一致，決定改用上海OILES公司的產品。

表1 試驗對比表Tab.1 The lab test contrast Table of DALIAN SANHUAN and OILES

2.4 鋼管排水管道的敷設設計

清蓄原設計中，鋼管排水管自針閥排至尾水肘管的管道共計7個90°彎頭、2個135°彎頭（如圖19所示）。我們認為，90°彎頭所造成水流在拐彎處產生水流沖擊、氣蝕和渦流，不可避免地導致不規則的管內水力脈動。由于水為不可壓縮液體，故各種局部渦流引起的壓力脈動均通過管內水體以壓力波的形式傳播到整條鋼管的內壁，引起鋼管產生水力振動，特別是外置管道將產生強烈振動和噪聲。

東芝水電認真修改了原設計（如圖20所示），90°彎頭減少了3個，使流道情況得以改善。

圖19 清蓄鋼管排水原設計Fig.19 Drainage design of steel pipe

圖20 東芝水電的設計修改Fig.20 Design change of DZ

2.5 上游檢修密封機械鎖定密封試驗的探討

（1）球閥驗交時，東芝水電以“避免在鎖定投入時，由于上庫水位下降較多而使閥芯位置因水壓降低而向上游移動壓緊鎖定螺栓造成螺牙擠壓變形損壞的嚴重事故”“各鎖定螺栓受力不均衡時，可能導致其中的一部分螺栓出現螺牙咬合損傷”為由拒絕進行上游檢修密封機械鎖定密封試驗。

（2）我們重申了檢修密封鎖定裝置的功能應為：①當活動密封環投入腔壓力突然消失的情況下能鎖定密封環在全關位置，并確保檢修密封漏水量不會危及其下游檢修工作的安全進行；②在上、下庫水位變化范圍內，能夠確保鎖定密封環在全關位置，提高下游檢修、維護的安全水平；③在引水系統、壓力鋼管排水放空期間（非下游檢修工況），則應采取相應措施既要保證鎖定密封環處于關閉位置，又要考慮鎖定螺栓的投退安全性。總之，球閥上游檢修密封機械鎖定的功能是應予切實保障和體現的。

（3）根據我們的經驗，諸如廣蓄一期、廣蓄二期、惠蓄等同類型電站都進行了上游密封機械鎖定操作及密封試驗，借以檢查機械鎖定性能及密封投入腔無壓條件下上游密封的封水功能，以期全面體現機械鎖定的功能。

（4）同時，也引證東芝水電在清蓄項目投標書的《006-TQS09060052 進水閥設計說明書》之“5.3檢修密封鎖錠裝置”中所明確的：“上游檢修密封應設有一個機械鎖錠裝配。該裝置應能在密封關側水壓為零和在密封開側有最大水頭水壓作用時都能保持檢修密封的關閉。該鎖定裝置是東芝水電的標準結構，以類似機組奧清津第二電站為首，大多數水泵水輪機的球形閥都在應用此結構。”

（5）經磋商，東芝水電同意進行機械鎖定的密封試驗，并編制了具體程序在4號機組球閥出廠驗收時進行了該項試驗。最終試驗的結果是：①上游側保壓5min期間，實測漏水量為0.13L/min，低于0.21L/min；②機械鎖定螺栓裝置自身無滲漏；③試驗結束后，機械鎖定螺栓投退自如。

實踐證明，只要設計合理、程序正確、措施得當，密封試驗的順利進行、成功圓滿地獲得理想效果是毋庸置疑的。

2.6 球閥密封環硬度辨析

（1）清蓄電站的設備合同中明確規定了“固定密封環的硬度高于活動密封環”的條款。

（2）東芝水電設計制造的材質為ZG10Cr13的固定密封環實測硬度為186HB，材質為ZG20Cr13的移動密封環實測硬度為227～232HB，兩者的硬度差約45HB。并解釋說：①由于活動密封環與鋁青銅堆焊后加工的閥體密封環里襯是一對滑動密封副，為防止咬合要求能適當增大活動密封環與鋁青銅之間的硬度差，希望多提高一點活動密封環硬度；② 由于固定密封環更便于拆卸、維修的緣故，設計上就擬定了移動密封環硬度高于固定密封環的基調。

（3）盡管東芝水電也承認：當活動密封環為硬度≥HB300的圓錐形不銹鋼鑄鋼件，而固定密封環為硬度≤HB200的球形馬氏體不銹鋼鍛鋼件時，曾有過固定密封環的密封面出現壓痕、泄漏量增加的事例，但東芝水電制作的球閥全部采用固定密封環硬度低于活動密封環的設計（如西龍池抽水蓄能電站），這業已成為東芝水電的設計理念。因此，東芝水電認為清蓄硬度差的用法雖然有悖于合同有關條款，在致歉的同時仍申請同意采用既成事實的方案。

（4）我們除了重申合同條款的嚴肅性，強調了以下幾點：

1）ALSTOM設計制造的球閥如惠州抽水蓄能電站，明確要求固定密封環的硬度比移動密封環高35HB，多年以來運行一直都很正常；而GZ-Ⅰ電站球閥上下游密封副又幾乎沒有硬度差，也能長期穩定運行；這都是固定密封環硬度不宜低于移動密封環或者說兩者硬度差不宜設置過大的見證。

2）GZ-Ⅱ球閥檢修的經驗是：當固定密封環硬度低于移動密封環的硬度且差值較大時，其密封面損傷的程度相對要大很多；而固定密封環和移動密封環硬度相近的密封面損傷程度則很小甚至基本無損傷。

3）球閥上下游密封這樣的靜密封副與摩擦副或動密封副顯然是有區別的，因此相關摩擦副或動密封副的規定套用于球閥上下游密封這樣的靜密封副也是不盡合適的。

綜上所述，我們認為適當控制兩者硬度差的幅值是完全必要的，并提出控制兩者硬度差≤±（20～35）HB的建議供各大設計制造廠商參考。

3 電動發動機部分

3.1 電動發電機磁軛厚環板下料平整度

（1）清蓄電動發電機磁軛采用50mm和75mm兩種規格Q690D/WDER650高強度環形厚鋼板疊裝組成九段，每段磁軛高度300mm（或350mm)，分別用42根M48拉緊螺桿（每極3根）緊固成一體。東芝水電原設計要求環板母材的不平度≤3mm，每段環板把合拉緊螺栓后環板之間的間隙≤2mm，但由于多方面原因（導磁塊焊接以及通風葉片焊接變形等）環板把合拉緊螺栓后層間仍普遍存在最大甚至達到3.5mm的間隙（參見圖21）。由于上部磁軛重量的均壓作用使得環板非加工接觸凈面積產生實質性變化（增大）時，環板層間的壓應力P=Fδ/Aδ（式中：Fδ為內壓力；Aδ為磁軛環形板受壓時接觸的凈面積）也就會減小，僅有0.17～0.22mm的壓緊螺桿拉伸量會變小甚至消失，乃至各段磁軛環板的整體性大大削弱。

圖21 磁軛層間間隙Fig.21 Gap between rim layer

（2）為此，我們一再提醒東芝水電高度重視各段（尤其是第一段，參見圖22）磁軛環板的剛度，以免在掛裝磁極重量作用下使得單層環板產生撓度（如1號機組磁極掛裝后第一、二段間導磁塊周圈出現0.4～0.85mm間隙）、無規則的環板間隙造成了止落塊高度尺寸波浪狀、幾無規律的沉降等。

圖22 第一段磁軛裝配Fig.22 Assemly of the lowest rim block

（3）東芝水電也采取了相應措施進一步強化分段磁軛環板的剛度（參見圖22），并修正裝配工藝程序來消除非加工面原始不平度造成止落塊頂面與該段環板上下加工面的不平行誤差，從而減小了止落塊高程偏差。

3.2 磁極鐵芯疊壓工藝的改進

（1）1號機組磁極鐵芯車間疊壓裝配過程中出現施加1680～1790Nm設計扭緊力矩時6根螺桿互相牽制的異常，雖經多次反復調整，其伸長量仍不能控制在設計伸長量（1.756～1.872mm）范圍以內。我們根據實地探勘，對東芝水電的設計工藝提出了質疑。

（2）由于東芝水電的工藝與常規不同，其磁極鐵芯片間壓應力不取決于液壓機給定的預壓緊力，而是取決于拉緊螺桿施加扭矩的最終伸長值。我們認為，由于摩擦副以及磁極沖片疊壓卡阻力等多方面因素的影響，施加扭矩時螺桿因局部拉伸而導致拉伸值會偏離正常值，使得扭緊力矩與其伸長值兩者相互之間失去了應有的對應平衡關系。

（3）我們建議改進工藝，使用目前國內外工廠裝配磁極鐵芯常規使用的雙油缸臥式同步壓緊裝置，其主要優點是：①經過精心設計和調整，可以使磁極鐵芯的重心和液壓拉伸器的壓緊力的中心相重合，壓緊裝置施加到磁極鐵芯的壓力均勻，確保磁極鐵芯疊裝后的形體尺寸達到質量精度；②由于兩個拉伸油缸油路并聯，同時供油，兩個主拉伸螺桿的拉緊力相等，磁極沖片得到均勻壓緊、變形小，最終預壓緊力能夠保證鐵芯沖片之間達到了理論上所需的單位壓力；③用該壓緊裝置壓緊磁極鐵芯，便于加墊片、調整尺寸和形狀。

（4）東芝水電經慎重考慮，革新運用了更為先進、可靠、穩妥的施工工藝。當卸掉壓縮鐵芯預緊力（約280t）時，鐵芯內部殘余壓力使得相應的磁極鐵芯的彈性回彈量和螺桿的彈性伸長量都達到0.18cm左右，取得較好的預期效果。同時，也避免了1號機組裝配時所出現的拉緊螺桿伸長值失控、拉緊螺栓壓力不均從而影響磁極幾何形狀和整體尺寸的弊端。

3.3 定子疊片制作工藝的完善

（1）東芝水電前期外委制作的定子疊片存在“表面劃痕”、少量1mm左右的“裸露亮點”以及漆膜厚度不勻等明顯瑕疵。

（2）我們認為，定子疊片目前存在問題不能完全滿足DL/T 5420—2009《水輪發電機定子現場裝配工藝》相關條款的要求，并經現場探勘，認定漆膜表面存在“點狀裸露點”等問題應是熱鏈與冷鏈上沖片支撐存在的凸起高點或毛刺點引起的。一般，采取刷制兩遍漆的工藝方法，便可以使其改善。之所以遲遲未能改善，顯然與設備本身的配置質量攸息相關。而劃痕則是點接觸傳輸刺網運行不穩或速度不勻且與涂漆輥不同步時發生的劃傷現象。因此，有必要從更新設備入手以求徹底改觀。

（3）東芝水電陸續對涂漆設備有針對性地進行了完善改造，如在原涂漆輥前端增設軟質橡膠涂漆輥、增置0.01Hz變頻器控制驅動馬達調整輸送鏈網匹配性以及改造原沖片輸送帶支點并適當調整了輸送裝置平穩性等，改造后沖片周邊沖剪斷面已能完全覆蓋漆膜、背面劃痕及裸露點都有較大改善，漆膜厚度（單面）達到5～7μm，同時進行了沖片漆膜附著力、疊壓系數、絕緣電阻、漆膜總厚度等性能試驗均滿足合同要求。

3.4 定子線棒制作工藝及質量控制

（1）由東芝水電承制的清蓄2號機組定子線棒（VPR）出廠驗收時，出現部分線棒介損超出合同允許的性能保證值或接近合同規定的臨界值、高阻大外R和線棒小R段表面絕緣褶皺等外觀質量和電氣性能問題，現場交流耐壓試驗也出現部分線棒爬電放電和發光現象。

（2）東芝水電認為，由于定子線圈端部呈三維曲線形狀，包繞液壓固化后難以避免的會出現褶皺，但還是能夠滿足標準和合同要求的。

（3）我們認為，高阻帶搭接邊緣的褶皺處，局部電阻偏高，是造成發光的主要原因。目前，采用薄鐵皮沿彎線棒曲部位定型以及防暈層的包扎工藝還是必須改進的，如不進行更換可能在日后運行中影響線棒壽命，嚴重的可能造成線棒和定子燒毀。

（4）東芝水電根據我們的建議和要求，采用與1號機組進口線棒相同的高、低阻帶材料重新包絕緣并嚴格控制工藝：①對端部鐵板進行兩段方式包扎，增加VPR過程中鐵夾板與線棒端部壓緊的適形性及高阻部位壓力的均勻性；②線棒高阻外層增加熱收縮帶的包扎，增加高阻部位壓力的同時均勻高阻的壓力，減少高阻部位表面的橫向褶皺，均勻電場分布；③線棒高阻外包一層無堿玻璃絲帶，改善線棒VPR固化過程中高阻成分局部流動的不均勻，使線棒端部高阻成分的覆蓋盡量均一，以減小線棒耐壓發光的可能；④高阻外加包玻璃絲帶后能改善高阻帶疊包處的微褶皺。

3.5 推力頭與鏡板分體結構的判定

（1）東芝水電在設計聯絡會提出下端軸、推力頭與鏡板同體鍛造加工的設計理念。

（2）我們認為，清蓄下端軸采用20SiMn合金結構鋼，其鋼錠的鑄造缺陷一般比碳素結構鋼嚴重，需要較大的鍛造比（一般要求＞4）。而東芝水電委托上海重型機器廠鍛造的下端軸鍛壓比僅為2.0～2.5，可能達不到《水輪發電機鏡板鍛件技術條件》（JB/T 7023—2002）關于“鍛造時應保證足夠的鍛比，使整個截面得到充分的鍛造。”的要求。同時，若按JB/T 7023—2002和GB/T 8564—2003所要求的“參照GB/T 231用手錘式硬度計或其他硬度計檢查硬度。當直徑大于1500mm時，在兩個平面距外圓圓周100mm和內外圓平均半徑處，每隔90°測一處硬度。”“鏡板表面任何兩點硬度差不大于30HB”來驗收，估計也有一定難度。

（3）為了調整下機架、推力軸承滑動面水平和機組檢修創造更方便的條件，我們僅同意下端軸與推力頭同體鍛造、加工，而鏡板仍采用碳素結構鋼單獨加工制造。

3.6 軸系加工的處理和工藝改進

（1）根據規范和合同的規定，我們要求至關重要的控制性工序是：水機軸與發電機下端軸聯軸同床車鉸各檔相關尺寸、轉子支架（含上導滑轉子）與下端軸聯軸車鉸各檔相關尺寸，并進行檢查、見證同心跳動值后下機床解體。

（2）1號機組轉子支架與下端軸在臥車聯軸過程中內、外止口整圈多處咬傷（最長一處長度為130mm、深度1mm)；2號轉子支架和下端軸聯軸同車分解后其內外止口發現多處不同程度咬傷（最大損傷處長約200mm，深度約0.3mm）；3號轉子支架和下端軸聯軸同車分解后其內、外止口發現十幾處不同程度咬傷（最大損傷處長約300mm，深度約1.2mm）。

（3）為了確保軸系的加工過程與加工精度受控，下端軸與轉子支架采用的是一卡三托聯軸同車，在兩軸重量大、止口過盈配合的情況下，其水平組裝、分解的難度確實是很大的。東芝水電在共同編制損傷部位處理方案的同時，著手從組裝工藝進行改善，由其設計部門結合FEM解析的基礎上增設導向銷改在地坑內完成直立預裝，并重新設定螺栓扭矩進行聯軸、分解。

最終，東芝水電付諸實施并取得成功，機組軸線調整（盤車）的實際效果驗證了機組軸系加工達到并超過了當前國內外平均先進水平。

4 結束語

由于業主方技術人員充分汲取多個抽水蓄能電站安裝調試的經驗教訓，從有利于運行、檢修的角度，有理有據地提出了對機組重要部件設計和制造工藝的建設性意見，并與制造廠家進行了深層次的磋商、探討。而作為設計制作的東芝水電均能予以高度重視，相應采取專項試驗進行驗證，并據此主持、制訂修正方案、革新運用先進工藝，進一步展現和推動了制造廠設計、制造和工藝的先進水平。綜述所及的各項設計修改和技術改造，有的已得到實際調試和運行的考驗是成功的，有的還有待進一步考核、驗證。同時，也正是由于用戶與制造廠方的密切合作、共同提高，清蓄電站1、2、3號機組順利投入商業運行，機組各項性能性能指標優異、運行質量達到了國內外同類型機組的新高度。

［1］白延年.水輪發電機設計與計算［M］.北京:機械工業出版社，1982.BAI Yannian.Design and calculation of generator［M］.Beijing:China Machine Press,1982.

［2］李華，項西旺.抽水蓄能轉輪組裝焊接技術［C］.中國電機工程學會水電設備專委會，全國水利水電機電技術信息網，2014水電站機電技術學術討論會，2014.10.LI Hua,XIANG Xiwang.Technique for Pump turbine Runner Assembly Welding［C］.Committee on Professional hydro power equipment CSEE,Academic Discussion on Mechanical & Electrical Technique of Hydropower Station 2014,2014.10.

何少潤（1946—），男，教授級高級工程師，主要研究方向：水電站機電設備管理及安裝調試。E-mail:248370406@qq.com

陳泓宇（1975—），男，工程師，主要研究方向：電站基建和電廠技術管理工作。E-mail:542120791@qq.com

Review on Amendments of the Main Equipment Structure Design and Manufacturing Process of Qingyuan Pumped Storage Power Station

HE Shaorun,CHEN Hongyu
（CSG Power Generation Company，Guangzhou，510640，China；Qingyuan Pumped Storage Power Co.,Ltd.,Qingyuan 511853）

In the process of Qingyuan pumped storage power station construction,this paper briefly introduces user’s proposed amendments of the main equipment design manufacture process,and the concrete implementation,with manufacturer sitfully embodies the style of the close cooperation and common improvement.The unit 1,2&3 of QPSPS have put into commercial operation,the unit performance index is excellent and the operation quality reaches a highly new level among the same type units at home and aboard.

head cover combined seam; water guide mechanism;turbine; inlet valve pivot; thick annular plate magnetic yoke; thick annular plate magnetic yoke; pole core

TV734.2

A 學科代碼：570.352

10.3969/j.issn.2096-093X.2016.05.002