1 000 MW水輪發電機通風冷卻系統結構特點分析

喬 鵬，江 洋，董鐘明，周玉國，冉 旭，王兆淼

(中國長江電力股份有限公司，湖北 宜昌 443000)

0 引 言

從三峽水電站700 MW水輪發電機組的國產化起，依靠著國家重大工程對技術創新的帶動作用，沿著“引進-消化吸收-再創新”的思路，中國依靠自己的努力拼搏，先后完成了溪洛渡770 MW機組、向家壩800 MW機組的設計、制造及安裝，如今，白鶴灘電站1 000 MW機組實現全國產化，并已進入機電安裝階段。白鶴灘電站機組是世界上首批1 000 MW水輪發電機組，堪稱水電行業的“無人區”，引領了巨型水輪發電機技術的發展方向。

伴隨著機組容量的不斷提升，電機的負荷及電機內部磁場逐步增大[1-2]，引起電機內部的損耗隨之增大，這些損耗大部分以熱能的形式表現出來，導致電機各部分的溫度升高。溫度升高將影響電機的安全穩定運行，主要表現在以下兩個方面[3-5]：一方面是電機相關部件的絕緣性能,溫升會對絕緣材料的絕緣性能和使用壽命產生不利的影響，絕緣材料的使用壽命隨著溫升呈指數下降；另一方面，金屬材料的物理性能在高溫下也將出現性能下降，長此以往，將嚴重影響到電機的安全穩定性。可以說，發電機的冷卻問題是制約其容量增加的一個關鍵因素，因此，為避免電機各部件的溫度過高，合理的冷卻系統對水輪發電機組安全運行具有重要意義。

1 水輪發電機冷卻方式

水輪發電機常見的冷卻方式主要有空冷、水冷和蒸發冷3種形式[6]，目前大型水輪發電機的冷卻方式主要采用全空冷的形式[7-9]，如：小灣水電站700 MW水輪發電機組、溪洛渡水電站770 MW水輪發電機組以及向家壩水電站800 MW水輪發電機組，其運行過程中，全空冷的冷卻形式均取得了理想的運行效果。鑒于此，白鶴灘電站機組沿用全空冷的冷卻形式，采用無風扇端部回風雙路徑密閉自循環全空冷的冷卻方式，如圖1所示。

圖1 全空冷通風結構示意

在這種全空氣冷卻系統中，轉子支架轉動產生風扇作用，帶動冷卻空氣產生一定的風壓，冷卻空氣由轉子支架上下兩端的進風口進入轉子支架，依次流經轉子磁軛通風溝、磁極、定轉子間空氣間隙、定子徑向通風溝，冷卻空氣帶走發電機產生的損耗熱量變成熱空氣后，在定子背部匯到冷卻器，與冷卻水進行熱交換，散去熱量變成冷空氣，再分成兩路，經定子線圈上下端部重新進入轉子支架，形成密閉自循環的通風冷卻系統。

2 通風冷卻系統基本要求

為確保水輪發電機組的通風冷卻系統具有良好的適用性，一般來說，通風冷卻系統應滿足如下幾個基本要求[10-12]：

(1)實際產生的風量能滿足水輪發電機冷卻的需要，并有適當裕量。一種傳統觀念認為通風風量越大越好，這種觀念較片面，風量大可以提高散熱效果，但同時通風損耗也將隨之增大，導致機組效率降低。

(2)根據其損耗的大小合理分配空氣流量，合理分配氣流流量可以限制最高溫度，在降低風量的同時，限制最高溫度，可以獲得較理想的通風冷卻效果。

(3)風路簡單，減少氣流的渦流、摩擦等降低通風損耗。

(4)有良好的加工工藝性，維護及檢修方便、噪聲低。

3 發電機通風冷卻設計

發電機由冷卻系統帶走的損耗主要包括定子銅損、鐵損、勵磁繞組銅損、通風損耗以及其他損耗。白鶴灘機組發電機容量為1 111.1 MV·A，當電機以額定負載運行時，需要冷卻系統帶走的損耗為10 000 kW左右，其中包括，定子銅損約1 914 kW、鐵損約1 709 kW、勵磁繞組銅損約1 853 kW、通風損耗約2 700 kW、其他損耗約1 022 kW。

按照冷熱風溫差25～28℃常規設計，通風損耗占總損耗的比例將超過35%，對提高發電機的效率有著較大的負面影響。

如果通風系統的冷熱風溫差按照32 ℃設計，根據機組發電機總損耗可以確定，發電機空冷系統所需總風量為261.3 m3/s。

為獲得較為理想的空冷效果，有效控制通風損耗，發電機采用了新型轉子支架、磁極內外分區冷卻、優化定子通風溝等多個創新點。下文對其一一作以說明。

3.1 新型轉子支架

轉子支架除了承受打鍵力、電磁扭矩、磁極和磁軛的重力矩等作用力外，還具有風扇的作用，發電機通風冷卻系統的大部分風壓頭都是由轉子支架旋轉產生的，是風量、風壓、風速及通風損耗調節的關鍵部件。

斜支臂形式的轉子支架廣泛應用在三峽、溪洛渡等大型電站的機組上，但其通風損耗較高，這是因為傳統斜支臂形式的轉子支架其進風口位置緊鄰中心體的外圓筒，進風口至出風口路徑較長，沿程的風量損耗較大，導致風壓降變大，影響通風效率。傳統形式的斜支臂轉子支架通風結構如圖2所示。

轉子支架的通風損耗計算公式為

(1)

式中，ρ為空氣密度；V2為轉子支架出風口線速度；V1為轉子支架進風口線速度；V為空氣流量；η為轉子支架的通風效率。

因為機組的轉速及轉子支架的直徑是設計前期根據機組的出力等多種因素綜合考慮的，不適宜變更，可認為是一定值，轉子的額定轉速也為一定值，那么轉子支架出風口的線速度V2即為一定值(線速度是角速度與轉動半徑的乘積)。考慮到氣流速度產生的動壓力所引起的空氣密度變化很小，可以認為空氣密度ρ為一定值。

所以，想要降低轉子支架的通風損耗Q，有如下幾個途徑：

(1)提高轉子支架的通風效率η。可改變轉子支架的結構，通過改變斜腹板的傾斜角度，以求提高轉子支架的通風效率，但是根據相關計算結果顯示[13]，改變轉子支架斜腹板的傾斜角度對轉子支架的通風效率影響不大，又因為斜腹板的傾斜角度影響著轉子支架的整體受力情況，不宜做過大的調整，因此提高轉子支架的通風效率η效果不會理想。

(2)降低空氣流量V。實際產生的風量應能滿足水輪發電機冷卻的需要，并有適當裕量，上文中已介紹，白鶴灘機組發電機空冷系統所需的總風量約261.3 m3/s，這也是滿足機組安全運行的最低風量，不宜再進行降低。因此，通過降低空氣流量V，來降低轉子支架的通風損耗并不可行。

(3)提高轉子支架進風口的線速度V1。將轉子支架進風口外移，在轉速一定的情況下，可直接增大進風口的線速度V1。在轉子支架結構不做大幅度改動、確保受力穩定的情況下，將轉子支架進風口外移，增大進風口線速度V1的方式是比較可行的。

綜上幾點所述，將轉子支架進風口外移，通過提高轉子支架進風口的線速度V1，來降低轉子支架的通風損耗是較為直接有效的方式，白鶴灘電站機組的轉子支架正是采用這種改進的結構形式，同時配合其他相應設計，在滿足結構強度等使用要求的條件下，又降低了轉子支架的通風損耗。

圖3為白鶴灘電站機組采用新型轉子支架通風結構示意。

圖3 新型轉子支架通風結構

相比于傳統的斜支臂轉子支架，該型式的轉子支架除進風口外移外，還在進風口處設計了風量調節板，使用過程中，可以根據需求對風量調節板進行加工，以進行風量調節，同時該結構不會對轉子的結構強度造成不利影響，具有較好適用性。

3.2 優化磁極冷卻方式

白鶴灘電站機組單機額定功率1 000 MW，設計安裝有54個磁極，每極容量高達18.52 MW。隨著每機容量的增大，磁極的溫升控制將更加困難。如表1所示，為白鶴灘電站機組與目前已運行的典型機組的磁極每極容量對比。

表1 典型機組每極容量對比

可以看出，白鶴灘電站機組每極容量要大于已運行的常規巨型空冷水輪發電機組，因此，如何控制磁極溫升、提高磁極的散熱能力是一個重要問題。控制磁極溫升、提高磁極散熱能力的措施主要有2種[14]：①降低磁極線圈電密以降低磁極損耗；②增加磁極線圈表面散熱面積以提高磁極線圈散熱能力。

為滿足在低風量(261.3 m3/s)情況下磁極的散熱要求，白鶴灘電站機組磁極采用內、外分區冷的形式：磁極線圈外表面依靠銅排散熱翅散熱，為傳統的磁極外表面冷卻方式，即外部冷卻區；設置磁極線圈內部散熱表面和風量流道，與發電電動機磁極冷卻的結構類似，同時在磁極銅排本體上加工一定數量的通風孔，形成磁極線圈的內部空冷，即內部冷卻區，實現磁極內外分區高效冷卻。為了達到更好的冷卻效果，在磁極間的根部設置導風塊，將內、外冷卻區的風路進行分割，實現分區流動，導風塊在磁軛疊片過程中按照設計要求同步安裝，在磁軛片間隙的指定位置設置U型導風塊，通過導風塊與磁極內托板直接接觸，將冷空氣引入磁極內部冷卻區。圖4為磁極內外分區冷卻風路結構示意。圖5為導風塊安裝示意。

圖4 內外分區冷卻風路結構

圖5 導風塊安裝示意

由于內冷卻風道可能存在堵塞的情況，為了探究內冷卻風道在不同狀態下，磁極的溫升情況，利用有限元軟件模擬了內冷卻風道無堵塞、部分堵塞以及完全堵塞情況下磁極的溫升，模擬結果如圖6～8所示。

圖6 設計條件下磁極溫度場(單位：℃)

圖7 內冷孔部分失效時磁極溫度場(單位：℃)

圖8 僅靠外部表冷時磁極溫度場(單位：℃)

根據圖6～8的有限元計算結果，得到轉子磁極線圈平均溫升模擬計算結果，如表2所示。

根據表2得到的計算結果可知，采用內外分區冷卻的結構，磁極線圈在300 m3/s的低風量條件下，平均溫升不大于58 ℃；在極限風速260 m3/s的條件下，磁極線圈平均溫升仍滿足要求，即使內部冷卻區全部失效，僅依靠外表面散熱的極限條件下，磁極線圈的平均溫升也滿足國家標準中不大于80 ℃的要求，不影響機組正常的安全穩定運行。另外，從對比溫升計算結果看，內外分區冷卻方案比僅靠外表冷卻方案的轉子平均溫升降低20 ℃以上，得知磁極采用內外分區冷卻可以獲得較理想的冷卻效果。

表2 轉子線圈平均溫升計算結果

3.3 優化定子通風溝

定子鐵芯徑向通風溝是發電機通風系統的主要過流通道，也是定子線圈及定子鐵芯與空氣進行熱交換的主要位置。有計算表明[15-18]，超過80%的定子損耗發熱量是由冷卻空氣經過定子通風溝時帶走的，定子通風溝的熱交換情況較為復雜，對定子繞組溫升影響較大。在定子損耗確定的情況下，減小鐵芯溫升，可以有效降低定子線圈的溫升，對控制定子線圈溫升具有重要意義，而定子鐵芯溫升與每段鐵芯的長度以及通風溝內空氣流速、鐵芯與空氣的熱交換面積有關。其中，每段鐵芯的長度影響到傳導熱阻，鐵芯與空氣的熱交換面積影響其表面熱阻。因此，在風量不變的前提下，可以適當減少通風溝高度，一方面可以減小每段鐵芯的長度，另一方面可以增加鐵芯與空氣的熱交換面積，有利于提升定子整體的散熱性能[19]。

根據統計[20]，目前定子通風溝的高度主要有10、8、6、5 mm和4 mm幾種，目前大型機組常選用5 mm或4 mm高的通風溝，部分火電機組上選用3 mm高通風溝。選用低高度的通風溝，在定子鐵芯高度一定的情況下，通風溝數量會相應增加，過流換熱面積也隨之增加，但是通風溝高度過低會影響流道中風量的過流面積，風量隨之減小，另外，通風溝高度過低可能存在易堵塞、難清理的風險。

根據熱傳導原理，計算不同高度通風溝對定子溫升的影響，列出計算公式

(2)

式中，Qj、Qz、Qc分別表示定子軛部、齒部以及線棒的損耗，即熱源；Tj、Tz、Tc分別表示定子軛部、齒部以及線棒相對于所在位置的冷卻空氣的溫升。另外，Rj、Rjz、Rz、Rzc以及Rc各阻值符號表示相應熱傳導路徑的熱阻。

根據上述公式，可以計算在設計風量300 m3/s的情況下，3、4、5 mm高度的通風溝所對應的溫升數據，計算結果如表3所示。

表3 定子線棒溫升計算結果情況 ℃

根據表3得到，通風溝的高度與定子線棒溫升之間的關系，在3種方案下，定子溫升均小于國標中要求的80 ℃，且具有較大的裕度。相對于5 mm高度的通風溝，4 mm高度的通風溝層間RTD溫升降低了3.4 ℃，3 mm高度的通風溝層間RTD溫升降低6.8 ℃。為更加具體直觀的得到通風溝高度對定子溫升的影響，利用有限元計算軟件，模擬計算不同高度通風溝方案對定子溫升的影響，模擬計算結果如圖9所示。

圖9 定子平均溫升與風量關系

從圖9可以清晰的看出：降低通風溝高度，在其他條件相同的情況下，能夠改善定子散熱條件、降低定子溫升。鑒于3 mm高度的通風溝可能存在易堵塞、難清理的問題，且目前尚無巨型水輪機組的運行案例，綜合考慮通風冷卻效果以及工程應用的可靠性，白鶴灘電站機組定子通風溝選用4 mm高度的。

另外，在二灘電站以及景洪電站的機組中，其定子通風溝均采用4 mm高度，在運行過程中未發生通風溝堵塞的情況，整體運行狀況良好，這也為白鶴灘電站機組的定子通風溝高度選擇提供了成功的參考案例。

4 通風計算結果

水輪發電機組的通風冷卻系統中，除冷空氣與發熱部件的熱交換過程發生能量轉換外，還包括一部分能量損失，這部分能量損失主要為局部損失和沿程摩擦損失。其中，局部損失主要是由于流道變形、分流及合流等阻力引起的，而沿程摩擦損失與流道的直徑、流道內冷卻流體的雷諾數以及流道的光滑程度等因素有關[21]。本小節主要根據白鶴灘電站機組通風冷卻系統的結構特點，計算風量的分布情況，進一步驗證通風結構的合理性。

按照氣體溫升32 ℃來考慮，白鶴灘機組所需風量約261.3 m3/s，另外考慮一定的裕量，采用設計風量約301 m3/s。圖10為機組風量分布示意。

圖10 風量分布示意

通過圖10可以得到白鶴灘電站機組通風冷卻系統中的風量分布，其中，上風道的過風量約為169.4 m3/s，占總風量56.2%；下風道的過風量約為131.7 m3/s，占總風量43.8%。

因銅環等發熱量較大的部件主要集中在上風道方向，所以上風道較下風道過風量大一些是有利于控制最高溫升值的，也是比較合理的。

5 結 論

(1)水輪發電機組的單機容量不斷增大，相應的電機熱負荷也隨之升高，如何控制發熱部件的溫升是控制發電機整體溫升的關鍵，而溫升控制情況也直接影響到水輪發電機組運行的安全穩定性。

(2)水輪發電機組的冷卻系統的結構形式，應根據機組具體情況全面考慮，選取最優的方案，目前來看，全空冷技術在巨型水輪發電機組中得到較為廣泛的應用，且運行效果較好。

(3)機組內冷卻風的亂流也影響通風冷卻效率，可通過合理選用擋風板結構形式，改善冷卻風亂流問題，對于改善機組的通風冷卻效率具有相當的積極意義。