定子双绕组感应电机（精选4篇）
定子双绕组感应电机 篇1
目前, 随着我国风力发电的规模越来越大, 年产风力发电机和雷击装机的总量均已经位居世界前列, 但我国自主产权的有关风力发电机的技术研究有待进一步加强。基于此背景, 电机系统因其性能好、成本低等特点引起了业界的强烈关注。本文主要从定子双绕组感应电机风力发电系统的构建及其模型出发, 运用全功率风电变换器, 通过输入和输出功率的解耦作用, 最后实现了定子双绕足感应电机锁发出电能并逆变送进电网的目的。
1 定子双绕组感应电机风力发电系统
风力发电系统主要运用半直驱的方式与发电机连接。对于定子双绕组感应电机, 一般采取笼型转子, 并在定子上设置有2套绕组, 即功率绕组、控制绕组。其中, 控制绕组一般在控制侧和功率侧旁, 有直流母线通过二极管并联, 这样可在风速较低的情况下运行。如果二极管导通, 则功率侧整流桥会被阻断, 而电能可从直流母线段输出。这种拓扑结构可系统、科学、有效地利用风能, 并扩大风速范围。在风速较高的情况下, 功率侧在输出电压时可达到指令值, 其二极管会反向截止, 同时, 电能会从功率侧输出。
定子双绕组感应电机风力发电系统发电机侧运用控制绕组段电压定向, 在调节控制绕组电流的有功功率和无功功率的风量时, 可使转矩得到有效控制, 从而使整个系统保持稳定, 且发电机的测电压也能达到相应的恒定状态。其控制方法为:如果风速较低, 则电能从控制侧输出, 对有功功率进行控制, 以输出电压, 并使其保持恒定状态, 而无功功率分量可保证发电机中的磁通不变, 使电机具有良好的带载能力, 最终使系统运行状态达到最优;如果风速较高, 会从功率侧输出电能, 且运用调节控制绕组控制电压。
如果直流测电压具有一定的调节作用, 则定子双绕组感应电机的风力发电系统中的变换器就要运用其他策略, 比如运用功率外环和电流内环进行有效调节和控制。但在当前情况下, 一些发电机的功率计算等各种计算方式之间有一定的差别。对于电流内环的无功功率, 其加上电流内环的有功功率可实现解耦控制, 并可调节网侧d轴、q轴的电流, 使网侧变换器能在不同功率因数的状态下运行。
2 低电压运行
在定子双绕组的风力发电系统内部有很多复杂的结构, 比如, 永磁直驱风力发电系统和其他系统具有特殊结构, 在电压跌落的情况下, 具有出网侧变换器的作用, 且在电压跌落较大的情况下, 网侧变换器中的电流会受到一定的影响, 进而造成电压出现不同程度的升高。此时, 需要运用卸荷电路消耗能量, 使系统达到穿越的目的。对于DWIG风力发电系统, 其能更加充分地发挥调磁能力, 并在电压跌落的情况下迅速弱磁, 使输出的电压维持在恒定状态、减小短时间的电磁转矩、有效降低输入功率, 最终升高直流的侧电压。
如果发电机组的机械输入功率不变, 则发电机的转速会按照电磁转矩在短时期内降低, 然后轻微上升。机械的时间常数一般都是针对电气的有关参数而言的, 通常采用桨距控制器控制, 但会降低机械对风能的利用率。即使转速上升, 定子双绕组感应电机风力发电系统仍旧可对直流侧电压进行控制, 保证系统的稳定和正常运行。通过有效地对励磁电容进行切除, 可避免励磁变换器抽取无功电流, 从而限制其容量超限。
在仿真试验中, 不必增加硬件电路, 定子双绕组感应电机风力发电系统能在电网电压跌落幅度较大时正常联网和运行, 且能充分符合新规定、新要求。
网侧变换器在有功功率和无功功率解耦的控制中, 能帮助调节系统在不同功率因数的状态下正常运行, 从而实现系统网侧吸收、输送无功功率。电网电压跌落时, 系统仍可保证良好的运行和工作状态, 并对网侧提供无功补偿, 从而为恢复电网电压作出贡献。
3 结束语
定子双绕组感应电机风力发电系统具有强大的低电压穿越特性, 风力发电系统在并网运行和离网等条件中有定量规定, 比如最低电压跌落的程度、对应最低跌落持续运行时间的规定等, 这些规定中都要求定子双绕组感应电机风力发电系统必须具备强大的低电压穿越能力, 且电网电压跌至一定程度时才可离网, 风力发电系统可在电压跌落期中向电网提供一定的无功功率支持。
参考文献
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定子双绕组感应电机 篇2
磁浮列车的主体部分是长定子直线同步电机,与普通旋转同步电机不同,它的定子长度远大于列车(动子)长度。在列车行驶过程中,通过检测流过定子供电端的零序电流来判断星形点附近是否发生单相接地故障。磁浮牵引供电系统属于中性点不接地系统,定子星形点附近发生单相接地故障后能够在系统中流通的零序电流来自列车在定子中感应产生的纵向零序谐波电势,因此要得到零序电流保护的整定值,就必须对定子绕组中感应电势进行研究。此外,为了确定牵引系统的供电电压,正确设计逆变器容量,也需要分析定子绕组中的感应电势[1]。
定子感应电势分析方法主要有:实验法、解析计算法和有限元仿真分析法。气隙磁密研究是感应电势分析的基础[2,3,4,5],列车励磁磁极上直线发电机电势的研究也较完善[6,7],而定子感应电势分析方法大多是建立模型,用有限元分析软件直接得到电压波形[1],虽然精确,但不便于保护整定计算。因此,本文在对磁浮列车气隙磁密研究的基础上,提出定子感应电势解析计算法,并用仿真法验证了它的正确性。
1 定子段结构
图1为一段定子的纵向剖面示意图,上方三相单层定子绕组安装在轨道梁上,通入幅值、频率可调的交流电,建立行波磁场;下方励磁磁铁模块安装在磁浮列车上,通入直流电,建立励磁磁场,定转子不等极距。列车运行时,内功率因数角控制在零度左右[1],列车运行速度与行波磁场速度相同,悬浮气隙由气隙传感器监测,通过控制系统对励磁电流的调节,维持在稳定水平[2]。
2 绕组星形点接地保护
为避免能量损失,磁浮列车牵引供电系统采用分段供电方式,只对上方有列车行驶的定子段供电[8],图2为牵引供电系统示意图。
与旋转同步电机类似,直线同步电机星形点接地故障也可使用零序谐波分量进行保护。对于旋转同步电机,由于定子出口处对地电容很小,即使星形点接地,也只有微小的三次谐波电流,而星形点与出口距离较近,方便得到两端电压比,可以采用三次谐波电压型定子接地保护[9,10,11,12,13]。对于长定子直线同步电机,星形点与定子供电端相距较远,两端电压比不易获取,而定子出口处对地电容较大,星形点接地时,流过供电端的零序电流容易检测到,可以采用零序谐波电流保护。
3 感应电势解析计算法
气隙磁密、列车运行速度等因素决定了定子绕组感应电势的大小。列车悬浮气隙磁场由励磁电流、定子电流和直线发电机电流共同建立,但直线发电机电流和齿槽尺寸均较小,在解析计算中可以忽略。假设不考虑磁场饱和,坐标原点位置如图1所示,列车沿横轴正方向运行,图中左侧励磁磁极正对A相绕组,此时刻设为初始时刻。由于列车运行时励磁磁极轴线与定子磁极轴线接近正交,假设初始时刻A相电流达到峰值。
对于气隙比磁导函数表达式,已有文献做过研究。只考虑动子槽时,气隙比磁导函数以γm为周期分布,极面气隙比磁导取值λmax,齿槽壁区域用1/4余弦波近似,齿槽剩余区域取值λmmin。只考虑定子槽时,气隙比磁导函数以γn为周期分布,齿面气隙比磁导取值λmax,齿槽区域用半周期余弦波近似。气隙比磁导最大值,最小值为
其中:μ0为真空磁导率;δmin,δm max,δsm ax的定义如图1所示。首先用分段函数表示气隙比磁导随位移的变化规律,函数满足傅里叶级数展开条件,根据Dirichlet定理,进行谐波分析后得到近似函数表达式,则只考虑动子槽时,气隙比磁导函数为[3]
只考虑定子槽时,气隙比磁导函数为[3]
这样得到的是无限长连续性周期函数,但相对于定子,动子长度应认为是有限的,因此需要用单位阶跃函数对合成气隙比磁导函数进行切割,定义单位阶跃函数为
则合成气隙比磁导函数为
式(2)～式(5)中:
x,ix,xj为相对于纵轴的位移,其中ix,xj的值根据计算中需要考虑的动子长度设定,mb为动子齿宽,γm为动子极距,nb为定子齿宽,γn为定子齿距,s为齿槽内气隙比磁导等于常值的宽度,它的大小由动子槽宽与额定气隙的比值决定,可从相关文献中查到[3]。
由于磁浮列车采用直流励磁,在动子一定位置励磁磁动势不随时间变化,磁动势以2γm为周期分布,用梯形波来近似,分段函数为
满足傅里叶级数展开条件,根据Dirichlet定理,进行谐波分析[3]后得到近似函数表达式,并用单位阶跃函数进行切割后,得到磁动势函数为
其中:(N为励磁绕组匝数,i为励磁电流);
假设定子三相电流分别为
则定子磁动势函数可表示为[5]
其中:cn为定子槽内导体串联匝数;I为定子电流有效值;ω为定子基波电流角速度;γs为定子极距。由于动子相对坐标系的速度为v;对于只考虑动子槽时的气隙比磁导函数、单位阶跃函数和励磁磁动势,用kγs-vt+xa代替x;定子相对坐标系静止,对于只考虑定子槽时的气隙比磁导函数和定子磁动势,用kγs+xa代替x。其中k代表单个定子线圈的初始位置,如果图1中A相绕组线圈编号为0,则它右侧的A相线圈都可用一个正数表示,左侧的A相线圈都可用一个负数表示。v为列车运行速度,ax变化范围从0至γs。通过替换,函数可以表示任意位置在任意时刻的气隙比磁导和磁动势。
则定子绕组感应电势为
其中:dt为时间微增量;1k,k2根据待计算定子绕组线圈个数设定。单极磁通量tφ的表达式为
式中:dxa为位移微增量;l为定子电缆轴向长度。
4 有限元仿真分析法
磁浮列车每节车厢单边动子由若干个悬浮模块组成,每个悬浮模块包括10个主极和2个端极,主极上开有直线发电机槽。解析计算中忽略的直线发电机电流和发电机槽等因素,在仿真分析中可予以充分考虑,从而得到更精确的结果。以定子15个极,动子一个悬浮模块为例,在Ansoft Maxwell 2D中建立有限元分析模型。由于定动子不等极距,同一时刻模型中只能有一个励磁磁极中心线正对A相绕组。
二维有限元法将整个模型作为求解场域,用矢量磁位ZA作为求解变量,将求解区域剖分离散,求得各个节点的矢量磁位,进而求得通过各线圈的磁通量和磁通变化率,最后得到定子各相绕组感应电势。
相同初始条件下,A相绕组感应电势在一个周期内的解析计算结果和仿真分析结果如图3所示。计算中使用到的电机相关数据如表1所示,通过解析计算法与有限元仿真分析法得到的奇次谐波幅值与频率如表2所示,表中只列出了前5项奇次谐波,偶次谐波含量极少,并未列出。
由表2中可以看出,三次谐波分量约为基波的1/20。得到三次谐波幅值3E后,假设磁浮列车牵引供电系统一相对地电容为C,则定子绕组星形点接地故障时流过始端的零序电流有效值为I0,而星形点接地保护整定值可由I0得到。
5 结语
通过有限元仿真分析,证实了解析计算法在定子绕组感应电势计算中是有效可行的。定子感应电势的研究对于磁浮列车牵引供电系统,保护系统的正常工作有重要意义,有限元仿真分析法虽然精确,但工程中一旦参数变动,则需要修改模型,甚至重新建模,且仿真过程耗费时间较长,不利于整定计算。本文中的解析计算法编写为程序后,各项参数可即时更改,运算速度快,可为工程应用提供帮助。
摘要：提出了一种高速磁浮列车定子绕组感应电势的解析计算方法,并对定子电势做谐波分析。首先介绍了磁浮列车定子段结构和星形点接地保护方法,然后根据气隙磁场中磁动势和相对磁导率的分布规律,推导出定子感应电势的解析计算表达式。并用Ansoft有限元仿真模型分析结果验证了解析法的正确性和有效性。该定子感应电势解析计算方法可为磁浮列车牵引供电逆变器的设计和定子绕组星形点接地保护整定计算提供帮助。
定子双绕组感应电机 篇3
1 定子绕组受潮
以2台6 k V(功率2 700 k W)一次风机电机绕组的受潮进行分析,电机到货后先库存。2008年3月9日一次风机电机安装完成,经常规电气试验采用2 500 MΩ兆欧表测得定子绕组的绝缘电阻值数据如表1所示(其中R15〞表示绕组在15 s时的绝缘电阻值、R60〞表示绕组在60 s时的绝缘电阻值,吸收比为R60〞/R15〞的比值)。
从表1可以看出,电机每相绕组间绝缘电阻值相差很大,而一次风机U电机C相绕组绝缘电阻值偏低,一次风机W电机B相绕组绝缘电阻吸收比1.143(规范标准比值1.2)不符合要求[6,7]。而后立即投入电机自身的1.2 k W加热器装置对绕组加热至12日,测得一次风机M电机C相绕组RC15〞=6 MΩ、RC60〞=10 MΩ,一次风机W电机B相绕组RB15〞=500 MΩ、RB60〞=700 MΩ。17日采用1 k W碘钨灯对一次风机U电机绕组空间加热24 h,测得C相绕组绝缘电阻RC15〞=5 MΩ、RC60〞=6 MΩ。
通过电机自身加热器及外施碘钨灯对绕组的加热处理未能改变受潮状态,20日起对一次风机U电机绕组采用铜耗加热法处理至25日,电机绝缘电阻值与膛内温度变化试验数据如表2所示(其中“-”表示数据未测量)。
从表2可以看出,电机绕组绝缘电阻随温度变化明显,随电机膛内冷却温度的下降绕组绝缘电阻返回到铜耗加热法处理前值。而后进一步采用铜耗加热法再对一次风机U电机绕组连续加温,电机膛内温度控制在100℃以内、持续时间36 h,当电机膛内温度下降到50℃后测得绕组绝缘数据:RA15〞=2200 MΩ、RA60〞=3700 MΩ;RB15〞=2200 MΩ、RB60〞=4400 MΩ;RC15〞=1200 MΩ、RC60〞=1500 MΩ;并用BGG型直流高压发生器对一次风机U电机绕组进行直流耐压试验数据如表3所示。
一次风机W电机也采用铜耗加热法对绕组加热处理,测得电机绕组绝缘数据:RA15〞=1500MΩ、RA60〞=4000 MΩ;RB15〞=1200 MΩ、RB60〞=3000 MΩ;RC15〞=1200MΩ、RC60〞=3500MΩ。随后也用BGG型直流高压发生器对一次风机W电机绕组直流耐压试验,A相绕组泄漏电流I3 k V=2.0μA、I6k V=4.2μA、I9k V=6.8μA,当试验电压加至9k V时BGG型直流高压发生器过电流保护动作;再对电机绕组绝缘测试:RA=5MΩ;RB15〞=1300 MΩ、RB60〞=3500 MΩ;RC15〞=1300 MΩ、RC60〞=3500MΩ,判断W电机的A相绕组击穿。
根据上述电机绕组绝缘电阻及直流耐压试验的数据,充分表明电机绕组受潮严重。电机采用电加热器或碘钨灯加热处理绝缘电阻是下降,主要是它加的热量是通过绝缘材料由外向内传递,可使得绝缘材料内水份受热膨胀连续的交联在一起;同时电机膛内原始水份受热后的部分蒸发会使膛内湿度略增,所以绝缘电阻会下降。当采用铜耗加热法处理时由通入定子的电流使其绕组产生空间旋转磁场对处于堵转状态的转子作切割运动,在转子的铁芯中感应出的涡流经过磁阻在铁芯中产生热量;同时定子绕组的电阻也将产生铜耗并在持续升高的温度下迫使绝缘材料内纤维状线条水份能有效汽化,并排出绝缘材料内层空间,所以绝缘电阻值会明显上升。至于严重受潮的电机,当电机停止铜耗加热处理后在导体温度下降过程中,绝缘材料内剩余的汽化水份或未被蒸发的原水份再次重新形成极细的纤维状线条,使得绕组绝缘电阻值有下降现象。
绝缘电阻可以判断内部绝缘材料是否受潮,或外绝缘表面是否有缺陷,是反映电机绕组绝缘的基本条件;耐压试验能有效判断绝缘材料的缺陷。从一次风机U电机耐压试验看,电机三相绕组的耐压试验数据与其在安装后的绝缘电阻值相对应;在直流耐压试验时随着试验电压值上升且在电压持续作用下,泄漏电流表指针晃动的次数增多,说明受潮区域介质有击穿但未造成绕组绝缘材料整体性的击穿。而一次风机W电机在安装后三相绕组的绝缘电阻值整体较低,且绝缘电阻的吸收比也小于一次风机U电机,绝缘材料发生击穿的概率要大于一次风机U电机;也说明严重受潮的电机在耐压试验过程中会随时发生对绕组绝缘材料整体的击穿。
由于电机已严重受潮,工程现场没有条件对电机进行再处理,经返厂解体检查:2台电机定子绕组对地绝缘电阻分别为RU=1 MΩ、RW=5 MΩ;并对电机定子退出机座、绕组进烘除潮后,绕组对地绝缘电阻分别为RU=50 MΩ、RW=200 MΩ,并重新按浸漆工艺守则浸VIP(真空压力)对2台电机定子绕组的绝缘处理后,再次测得绕组对地绝缘电阻RU=1.32 GΩ、RW=2.41 GΩ。
根据上述受潮电机处理过程分析,一般先对电机绕组加热器加热除潮,此方法对于已受潮严重的电机在加热后膛内潮气很难排出膛外;而后采用碘钨灯烘烤,潮气可以通过碘钨灯放置开口处排出膛外;最后采用铜耗加热法或热风干燥法除潮,其对电机绕组加热可以有效的将大部分潮气排出膛外。电气试验数据符合要求后立即接入额定电压工作电源投运电机,电机运行时再产生足够热量继续将绕组加热使内部潮气充分散发,通过电机自身风扇有效将电机膛内潮气排出膛外;在电机停机断电后则应立即投入电加热器以保持电机膛内干燥并避免被外界潮气侵入,确保绕组绝缘电阻值稳定。同时应定期测量电机电加热器电阻值,检查是否有烧坏的现象。需指出的是,对于严重受潮的高压电机,为争取工程建设的进度应直接返厂对电机进行修复。
2 定子绕组高压引出线绝缘层老化
以6k V(功率250k W)开式水泵电机为例进行分析,绕组绝缘等级为F级按B级温升考核,电机6k V电源柜在试运中出现AC两相高压熔丝熔断后保护动作跳闸。在检查电机上部空气冷却器时发现紧贴着定子机座棱角处一相绕组高压引线的绝缘层开裂,距绕组线圈侧约20cm且绝缘层变黑,在与机座棱角区域有明显放电痕迹;其他绕组高压引线绝缘层也均有不同深度的裂纹,且在与定子机座相接触部位的高压引线绝缘层表面红色防晕漆已变成黑色;判断电机绕组高压引线的绝缘层开裂使定子绕组对地短路,造成电机接地故障而跳6k V电源馈线柜。
通过对开式水泵及其他同型号电机绕组的高压引线部分检查,发现高压引线在安装工艺、绝缘材料等方面有问题。从安装工艺方面,电机绕组高压引线在定子膛内没有固定的电气隔离或防振摩擦措施;高压引线断裂部位正处在定子机座棱角部,在电机转子振动的作用下与机座棱角发生摩擦,加剧引线绝缘层材料的损坏。再从电机高压引线绝缘材料方面,在定子机座本体为接地的情况下,与机座棱角相碰处高压引线的绝缘最为薄弱,从而此处的电力线分布集中;同时持续在潮湿环境下运行加快绕组高压引线绝缘材料的老化,最终使电机绕组发生接地短路。
根据施工现场条件,对电机绕组的高压引线段先采用绝缘胶带包扎二层、再用粉云母带包扎三层、最后用玻璃丝带包扎三层增加其绝缘强度,特别在棱角相碰处需增加绝缘胶带包扎层数,杜绝电机绕组高压引线段在膛内直接固定在定子金属筋上;而后用普通胶木线夹固定在电机定子金属筋上,使定子绕组高压引线通过普通胶木线夹与定子机座间有效的空间隔离。对于同类型电机的高压引线部分,也采用相同方法加以处理而及时消除了隐患,使电机安全的运行。
所以对于高压小功率电机在膛内的绕组高压引线段,在现存条件下可通过增加绝缘材料(如环氧树脂板、绝缘胶带)来实现空间的电气隔离,特别是在潮湿环境下工作的高压电机更应具备;以提高电机高压引线段的绝缘强度,并减缓电机在潮湿环境工作时对绕组绝缘层材料产生的老化作用。
3 结语
综合上述分析,对到货的成品电机,应严格按厂家提供的电机资料说明书等要求存放,并定期对电机进行检查和保养;在电机的安装过程中,应依据厂家、设计资料及安装、调试规程等编制的作业指导书认真安装,发现问题立即分析处理。在工程建设现场发生的高压电机绝缘故障,通过对建设进度的调整、有效地协调处理及组织对修复电机的运输等工作,确保了机组的按时并网发电。
摘要：针对某新建电厂6kV卧式电动机定子绕组受潮、高压引线绝缘层老化导致电机接地等问题,对处理过程进行了分析,得出电机定子绕组受潮后反映绝缘指标的数值变化与现场的处理方法,以及高压引出线在定子膛内的加固措施,为高压电机出现类似绝缘故障的处理提供了参考。
关键词：高压电机,绕组受潮,绝缘层老化
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高压电机定子绕组的防晕结构研究 篇4
1.1槽部防晕原理
在生产中, 为防止嵌入线圈时损伤主绝缘, 线圈槽部宽度尺寸总比铁芯槽宽度小0.3mm以上, 因此, 高压电机定子绕组槽部外表面与铁芯槽壁之间总有0.3mm以上间隙。当电机额定电压在6kV及以上时, 气隙中最高场强高于空气中不均匀电场下的起晕场强8.1kV/mm而产生电晕, 形成电腐蚀, 损伤主绝缘。为防止电腐蚀, 绕组槽部需进行防晕处理。槽部防晕原理是使线圈槽部外表面和铁芯槽壁之间的气隙短路。
1.2端部防晕原理
防晕的原理是使槽口外线圈端部表面电位梯度尽量均匀。其方法是:①内屏法, 在线圈槽口绝缘内部适当部位插入电极, 以形成套管型结构, 通过电容分压原理来达到表面电位梯度均匀化。其缺点是工艺太复杂, 而且要考虑主绝缘层在线棒成型时的收缩或应力, 可能导致埋入的内屏电极起皱或开裂, 引起新的电场集中甚至极间短路, 使线棒成品率降低, 因此较少采用。②线性电阻调节法, 通过降低线圈端部的电场集中处的恒定表面电阻来达到电场均匀化。即在电场集中处涂电阻率不同的半导电漆, 其缺点是起晕电压不高, 而且不大稳定。③非线性电阻调节法以电阻具有非线性特性的碳化硅为基础制作防晕材料, 其电阻率能随电场强度的增加而自动降低, 因而能自动调节场强的分布, 使端部表面场强的分布比较均匀。目前国内外均广泛采用。
2高压电机绕组槽部防晕方案
线圈槽部表面低电阻防晕层, 目前有涂刷型和一次成型两种。①涂刷型是在线圈槽部表面涂刷低电阻漆作为防晕层。涂刷长度为伸出槽口超过铁芯压齿10～50mm。漆膜要均匀、连续、平滑、附着力要强。这种结构一般用在额定电压10.5kV及以下、额定容量100MW及以下的电机线圈上。②一次成形结构 是用低电阻防晕带包在主绝缘外, 与主绝缘一起热压成形, 低电阻防晕带系数 ρs=103～105Ωm。低电阻防晕带有全固化低电阻防晕带和半固化低电阻防晕带。全固化低电阻防晕带适用于少胶绝缘体系;半固化的低电阻防晕带适用多胶绝缘体系。低电阻防晕层厚度在0.3mm以内。这种槽部防晕结构一般用在额定电压高于10.5kV, 额定容量大于100MW的电机绕组上。
嵌入线圈时, 使线圈槽部表面与铁芯槽壁间间隙短路的材料和结构, 有下述几种:①槽底、层间垫低电阻垫条, 侧边间隙塞低电阻半导体板, 额定电压在10.5kV及以下, 额定容量在100 MW 以内的电机, 一般均用这种结构。②槽底、层间垫低电阻适形毡, 侧边间隙塞低电阻半导体板。③槽底、层间垫低电阻半导体垫条, 线棒槽部表面涂低电阻胶并包低电阻纸或布。④槽底、层间垫低电阻垫条, 一侧间隙塞低电阻波纹板。⑤槽底、层间垫低电阻垫条, 铁芯槽一侧侧面相距500mm左右扩槽, 嵌线圈时在扩槽处用低电阻斜楔楔紧。⑥槽底、层间垫低电阻垫条, 线棒大面一侧涂低电阻硅橡胶。⑦槽底、层间、楔下垫低电阻垫条一侧间隙垫低电阻半导体板, 另一侧间隙塞低电阻阻波纹板。
3线圈端部整体防晕方案
从防晕结构上看, 该方案最简单。它是用有适当ρ0和β的防晕材料将每个线圈的全部端部加以覆盖, 甚至与端头引线表面相连。全端部防晕层可以是一段或多段, 防晕层在线棒表面上相互连成连续的整体。ALSTOM公司在三峡发电机定子线棒上就采用了这种方案, 并且防晕层与线棒端头引线相连。
4线圈端部出槽口局部防晕方案
4.1涂刷型防晕结构
用含碳化硅的高电阻防晕漆, 涂刷或刷包在线圈低电阻防晕层末端延伸到线圈端部表面80～300mm长范围内。高、低电阻防晕层搭接长度25～30mm, 随额定电压的不同, 涂刷层数和每层的涂刷长度有所不同。防晕漆ρ0一般在108～110Ωm左右, 场强1～3kV/cm下的β一般在1.5左右。
4.2一次成形的防晕结构
线棒包完主绝缘及低电阻防晕层后, 在低电阻防晕层末端延伸到线棒端部表面上, 包绕150～300mm长的高电阻防晕带, 外面再包绕保护层, 然后同主绝缘一起固化成型。对高电阻防晕带的性能要求与高电阻防晕漆相同。线棒成型时, 线棒主绝缘中的胶可能与防晕带中的胶相互渗透, 从而破坏了原来的防晕层结构, 降低了防晕性能, 因此该结构防晕参数较难控制, 但这种结构的线棒在运行中的防晕性能相当稳定。
上述两种结构都可以是一段式或多段式, 各段的ρ0和β要求相互配合, 才能取得较好的防晕效果。一般靠近槽口的防晕段其ρ0较低, β较高, 而远离槽口的防晕段其ρ0较高, β较低。
5防晕结构的改进
5.1改进碳化硅粉料的稳定性
现阶段国内的SiC产品主要用作磨料和耐火材料, 生产中使用的是天然矿物原料, 组成波动大, 加之生产工艺比较粗放, 对SiC的电学性质不考核、不控制, 使碳化硅的电学性能很难稳定, 各个碳化硅生产厂家生产的碳化硅, 其电学性能有很大的差别, 即使同一厂家, 各个批次生产的产品其性能也有较大差别。这一情况给电机防晕用碳化硅粉料的正常使用带来许多困难。研制电阻率ρ0和非线性参数值处于特定数值范围的、稳定的电机防晕专用碳化硅粉料已迫在眉睫, 并且要制订相关质量标准和检测方法。
5.2提高防晕层防晕性能的稳定性
端部高电阻防晕层的碳化硅粉粒, 在高场强下会产生场致发光, 起晕电压试验时随着额定电压的提高, 出现的场致发光现象, 与电晕光的混淆甚至产生误判, 即以为线圈端部防晕结构没有达到要求。研究了防晕层在电压作用下出现非电晕的另类发光现象, 验证了其场致发光实质, 这种光来自防晕层内部, 而电晕光出现在线棒表面电场集中处的空气中, 因此覆盖在该防晕层外的含氧化铁的红瓷漆或其他外屏蔽材料可以把场致发光遮蔽起来, 但不会遮蔽电晕光。
6优化防晕结构
端部多段防晕结构中参数有:各段长度、防晕材料的电阻率ρ0和非线性参数β等;内屏法防晕结构中各参数有:埋入电极离导体距离、离槽口距离、电极长度、电极数目等。各参数都应采用计算机进行优化搭配, 使端部电场分布更均匀化, 使防晕结构末端的电位差低于空气的起晕电压, 以确定不同电压等级的最优防晕结构。经过参数优化后, 防晕结构的起晕电压和闪络电压可得到大幅度提高, 起晕电压均超过3.1Un。
7改进防晕结构的最新动态
7.1提高SiC涂料电阻特性的稳定性
系统研究影响SiC材料电阻特性的因素及机理后发现:①SiC微粉中的金属杂质离子和表面胶态SiO2含量、合成原料组成及合成温度对SiC微粉电阻特性有较大影响, 必须严格控制;②掺入β-SiC微粉可明显改善α-SiC微粉电阻特性, 是调控微粉电阻特性的有效手段;③漆基的品种和漆料比对涂层的稳定性有重要影响, 所用的漆应能添加较多的SiC微粉料, 料漆比应尽可能大并远离某一临界料漆比 (指料漆比增大时, 料中颗粒开始相互接触时的料漆比) 值, 才能使防晕涂层电阻特性变化趋于平稳, 降低SiC涂料性能的分散性。通过一系列调控技术, 现在已能制备电机防晕专用的、性能稳定的SiC涂料。
7.2提高防晕结构起晕电压的稳定性
防晕涂层外表附加外绝缘后, 往往会出现防晕层性能反而降低的现象。研究表明, 起晕电压降低是因为附加绝缘与防晕层兼容性较差, 附加绝缘通过渗透作用破坏了涂层中SiC微粉的原有分布形态。为此, 研制了由超细SiC微粉涂料制备隔离层, 把防晕涂层和附加绝缘层隔离开来, 在防胶的渗透和遮蔽场致发光方面取得了理想的效果。即使没有附加绝缘, 经过耐压试验后防晕结构本身的起晕电压也有显著降低的问题:在进行起晕电压试验时, 如果在观察到起晕后, 不立即降低电压, 则随观察时间延长, 放电迅速发展甚至贯穿防晕层;如果观察到起晕后立即降压, 则再次做起晕电压试验时, 起晕电压便大幅度下降。研究表明, 这种起晕电压不断降低的不稳定现象与沿面空气中的闪络无关, 并非闪络首先破坏了防晕层, 而是由于防晕层的表层首先发生了局部击穿破坏:在高电场强度下, 涂层中SiC颗粒间的接触点被击穿并形成局部低阻缺陷, 继而发展扩大导致整个涂层表层击穿破坏, 使起晕电压或闪络电压降低。因此提高防晕结构本身起晕电压稳定性的关键是降低施加于各个SiC颗粒间的电压。若采用粒径更细的SiC微粉再结合电阻特性调控技术, 则所制备的防晕涂层, 就能显著提高涂敷型防晕结构的表层击穿电压。
基于以上观点采取了相应的措施后, 顺利地解决了涂敷型防晕结构耐受电压能力和起晕电压稳定性较差的问题, 同时也否定了涂敷型防晕结构不适用于高压电机防晕的观点。
7.3简化防晕结构和工艺
以往由于以往防晕材料和防晕结构性能不稳定, 导致20～27kV级线圈防晕结构和工艺较为复杂, 因此有学者认为, 20～27kV级线圈防晕必须采用五级防晕结构。综合采用了上述两项创新成果, 并结合防晕结构优化技术后, 将一级和三级SiC防晕涂层的应用分别扩展到20～24kV级和27kV级线圈, 完全有可能取代目前国内外采用的五级防晕结构, 从而能有效地简化防晕结构和工艺, 使20～27kV级线圈端部起晕电压远高于部颁标准1.5 Un的要求, 甚至超过按 (2.75Un+6.5kV) 规定的耐压试验电压水平, 并且稳定性好, 分散性小。例如主绝缘厚度仅4mm (仅相当于15.75～18 kV 级绝缘厚度) 、一段处理的SiC防晕结构, 起晕电压均大于70 kV (相当于46kV级的部标起晕电压水平, 或相当于23kV级按 (2.75Un+6.5kV) 规定的耐压试验电压水平) , 耐压试验持续5分钟后的起晕电压仍不变。若主绝缘厚度达到27kV级规定的6.5mm (老规范约7～7.5mm) , 则起晕电压必定更高。
参考文献
[1]赵保卫, 柳成亮, 郗永明, 田定生, 孙国俊, 高春文, 吕宏钧.排粉机高压电机变频改造的实践与探讨[J].电力学报, 2005, (04) .