定子匝间保护（精选4篇）
定子匝间保护 篇1
0引言
2014年2月8日6:00,某电厂1 000MW发电机组已冲转至3 000r,准备零起升压,该机组采用自并励励磁系统,此时, 励磁系统处于自动控制方式,发变组保护及发电机励磁系统均无故障和告警信号,发电机双套定子匝间保护压板均为投入状态,500kV系统运行正常,主变高压侧5022、5023断路器处于分闸位置。电气主接线图如图1所示。06:18:50,发电机组自动方式下零起升压,建压过程中发电机定子匝间保护动作灭磁,关闭主汽门。
1定子匝间保护原理
现代大型发电机的定子一般采用棒式绕组,每相都有2个及以上的并联分支,定子绕组中同槽同相的槽数也占有相当大的比重。因此,由于机械振动导致的绝缘损坏、绝缘老化和绑线脱落等会引起匝间短路。特别是现代大型发电机组通常采用水内冷的冷却方式,当中性点附近因漏水使绝缘降低或发生一点接地而未能及时发现,如果此时该相绕组再发生另一点接地,则会形成匝间短路接地。在发生匝间短路时,短路匝内的短路电流很大,而在发电机引出端上电流变化并不明显,因此, 一般纵差保护不能起到保护作用,故发电机应装设定子匝间短路保护。除此之外,发电机定子绕组还可能发生开焊故障,可能扩大事故范围,造成机组严重损伤,只能用匝间短路保护来防范该问题。
定子匝间短路保护一般有3种,单元件横差保护要求发电机有2个中性点,不完全纵差保护要求中性点引出三相6端子,因该电厂发电机只有1个中性点,单元件横差、不完全纵差保护均不可能装设,只能装设负序方向闭锁纵向基波零序电压构成的保护。纵向零序电压保护原理接线图如图2所示。发电机定子绕组发生匝间短路时,发电机机端三相对中性点不平衡,将出现纵向零序电压,发电机正常运行和外部相间短路时, 纵向零序电压为0,发电机内部或外部发生单相接地故障时,虽然一次系统出现对地零序电压,发电机中性点电位升高为相电压,因3PT一次侧中性点是接在发电机中性点上,因此开口三角绕组输出的3U0仍为0。匝间短路及分支开焊均为不对称故障,在发电机端有负序电压和负序电流出现,负序功率由发电机流出,当外部发生故障或不对称运行时,负序功率势必由系统流入发电机,因此,可通过负序功率方向来判断发电机发生匝间短路或分支开焊等内部故障。
该电厂发电机定子匝间保护通过GE公司G60保护装置实现,采用纵向零序电压为判据,保护逻辑如图3所示,发电机纵向零序电压取自与发电机中性点直接连接的专用电压互感器3YH,在发电机并网前,即5022、5023常闭接点均闭合且发电机无电流,纵向零序电压经专用PT断线闭锁,当发电机并网后,纵向零序电压同时经专用PT断线闭锁和负序功率方向闭锁,定值整定为3V,保护动作于全停Ⅰ。
2保护动作录波分析
发变组保护装置录波图中,1YH、2YH三相电压正常,相电压一次有效值为1 430V,且三相对称,定子匝间保护专用3YH(变比为)A、C相电压和1YH、2YH电压一致,电压幅值、相位均正常,B相电压一次值为0。双套保护装置录波如图4所示,纵向零序电压折算到二次值为3.1V,大于定子匝间保护定值,又因为发变组零起升压时主变高压侧断路器5022、5023为断开位置,符合并网前匝间保护动作条件,故定子匝间保护动作。
3发电机机端电压互感器现场检查
保护动作后,在发电机机端电压互感器现场检查中发现, 专用3YH B相小车可以明显推动,故判断专用3YH B相未送至工作位置。将其送至工作位置后,在3YH一次保险侧测量发电机定子残压为79V,且三相对称,保护处录得定子残压也均为80V,且三相对称。
综合保护装置录波和定子残压以及机端电压互感器检查情况,确定该发电机定子绕组无异常,定子匝间保护动作原因为3YH B相未送至工作位所致。
因该发电机起励建压二次值仅为5.3V,未达到PT断线闭锁值,故PT断线未闭锁。
4结语
纵向零序电压保护作为发电机定子绕组匝间故障的主保护,在使用过程中需注意,在发电机组未零起升压前,应确保纵向零序电压专用电压互感器送至工作位置,有条件的机组可通过查看保护装置纵向零序电压采样值,也可通过在纵向零序电压专用电压互感器一次保险外侧测量发电机定子残压的方式, 判断专用电压互感器是否正常工作。
参考文献
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定子匝间保护 篇2
发电机的机端一般有两种类型的电压互感器(TV),其中一种TV用于定子匝间保护,其一次绕组中性点不接地,其开口三角可以反映纵向零序电压,称为专用TV;另外一种TV的一次绕组中性点直接接地,其开口三角可以反映定子对地零序电压,称为普通TV(下文简称“机端TV”)。近年来,发生了多起机端TV故障导致定子接地保护动作的事故,增加了故障排查的工作量。文献[1]分析了一起TV二次短路引起定子接地保护动作的案例,并且规范了TV二次回路设计原则,有利于提高定子接地保护的动作可靠性。文献[2-7]介绍了几起TV一次绕组匝间短路导致定子接地保护动作的案例,并且对故障排查过程和TV检验方法进行了详细介绍。目前,针对TV一次绕组匝间短路导致定子接地保护动作的机理分析尚未见报道。
当发电机机端TV的一次绕组发生匝间短路故障时,该相对地等效阻抗减小,而其他两相对地阻抗不变,导致定子三相对地阻抗不平衡,会产生一定的机端对地零序电压和中性点对地零序电压,可能导致基波零序电压定子接地保护动作。
本文将建立TV匝间短路时的等效电路,推导故障时的对地相电压和线电压计算公式,总结机端TV一次绕组匝间短路时的电气特征,为分析定子接地保护动作行为和快速排查故障提供参考。
1 机端TV一次绕组匝间短路时的电气特征分析
发电机机端TV的等效电路如图1所示。
图1中:CA,CB和CC分别为发电机电压系统每相对地等效电容;RN为发电机中性点对地电阻一次值;分别为发电机定子A,B,C三相的电动势;ZA,ZB和ZC分别为TV一次对地阻抗。
发电机机端每相对地导纳为:
式中:YA,YB和YC分别为机端A,B,C相对地导纳。
根据基尔霍夫电流定律,有
式中:NN′为发电机中性点对地零序电压。
由式(2)可得:
正常运行时,机端三相对地导纳近似相等,NN′≈0。
发电机机端三相对地电压为:
假设正常情况下,三相对地等效电容相等,均为C;TV的二次负载阻抗相等,均为z,TV的电压变比为NT,则TV的一次对地阻抗为:
当TV的一次绕组A相发生了匝间短路时,设短路匝数比为α(0<α≤100%),则A相的电压变比为(1-α)NT,TV的A相一次对地阻抗为:
A相发生匝间短路时,将三相一次对地阻抗代入式(3)可得:
设发电机机端TV的额定输出容量为sn,二次额定相电压为57.74 V,二次负荷按k(一般为25%~100%)倍的额定输出容量计算,负荷功率因数0.8滞后[8],则TV二次负载阻抗为:
为了限制动态过电压不超过2.6 倍额定相电压,要求RN≤1/3ωC[9],设计时一般取:
将式(8)、式(9)代入式(7)得:
令
显然,ρ大于零。
则
令
则
显然A和B均大于零。
A,B,C三相对地电压为:
计算机端三相对地电压模值的平方:
比较式(19)至式(21),A相匝间短路时,满足以下关系:
即C相对地电压最高,且,可见,A相匝间短路时,C相电压会升高,另外两相电压的大小关系与短路匝数比有关。
同理可推导出B,C相匝间短路时的三相对地电压表达式,均用故障相的电动势表示。
机端TV的一次绕组B相发生匝间短路时,满足以下关系:
可得:
并且,可见,B相匝间短路时,A相电压会升高。
机端TV的一次绕组C相发生匝间短路时,满足以下关系:
可得:
并且,可见,C相匝间短路时,B相电压会升高。
根据以上分析可以得出以下规律:当发电机机端TV一次绕组发生匝间短路时,电压最高相的下一相为故障相,与定子经过渡电阻接地时的故障特征相似[10]。
机端TV一次绕组匝间短路时的线电压AB,BC和CA如下:
显然,发电机机端TV一次绕组发生匝间短路时,TV的线电压不变。需要注意的是,机端TV一次绕组匝间短路时,由于故障相已不能准确传变,利用相电压计算的线电压可能存在一定的误差,三个线电压可能略有偏差,但变化不会太明显。
2 现场录波数据验证
2012年3 月18 日15 时51 分37 秒,南京HGY电厂4号发电机的双套基波零序电压定子接地保护同时动作跳闸。4 号发电机容量为330 MW,功率因数为0.85,一次额定电压为20kV,一次额定电流为11 208 A,机端有3 组TV,其中TV1为定子匝间专用TV,型号为JDZX16-20G,TV2和TV3为普通TV,型号为JDZX16-20,机端TV的变比均为20kV/100V/57.74V,准确级均为0.2/0.5/3P,发电机中性点接地变电压变比为20kV/230V。
基波零序电压定子接地保护取发电机中性点零序电压,零序电压定值为8.5V,零序电压保护延时为0.8s。
对发电机机端TV均作了直流电阻和励磁特性(伏安特性)试验,发现第二组TV的B相有严重的问题,其他TV试验结果均正常。二次绕组电压为10V时,A相空载励磁电流为0.097A,B相空载励磁电流为13.42A,C相空载励磁电流为0.102A。一次直流电阻测试结果:A相1 122 Ω,B相1 097Ω,C相1 117Ω。最终排查结果为机端TV2的B相匝间短路故障。
保护装置记录的发电机机端对地零序电压和中性点对地零序电压波形如图2所示。
由图2可见,发电机机端和中性点零序电压的基波幅值均超过了10V,超过零序电压定值,因此,基波零序电压保护按整定的0.8s的延时动作。
发电机机端TV2三相电压波形及其基波有效值如图3所示。
由图3可见,故障时TV2的三相电压之间没有发生明显的不对称,与定子绕组经比较大的过渡电阻接地时的特征相似,故障相(B相)电压最低,约为51V,比正常时有所降低,超前相(A相)电压最高,约为64.6V,比正常时有所升高,而滞后相(C相)电压约为57.3V,比正常时略微降低,其大小介于A,B相电压之间,与前面的理论分析一致。
机端TV2 的线电压波形及其基波有效值如图4所示。可见,机端TV2发生匝间短路故障时,其线电压大小没有明显变化,与前面的理论分析一致。
以上案例证明了本文理论分析的正确性。此外,其他多个案例录波数据也[4,5,6,7]表明,机端TV一次绕组匝间短路时,相关电气特征也与以上分析完全吻合。
3 结语
发电机机端普通TV一次绕组匝间短路时,具有以下电气特征。
1)机端和中性点均会出现对地零序电压,可能导致基波零序电压定子接地保护动作。
2)电压最高相(比正常时有所升高)的下一相为故障相,与定子经过渡电阻接地时的故障特征相似。
3)机端TV的线电压变化不明显,也与定子单相接地故障的电气特性相似。
机端TV一次绕组匝间短路故障时,注入式定子接地保护实测的对地绝缘电阻值一般不会明显下降,而定子单相接地故障时,对地绝缘电阻值会明显下降,利用该特征可以区分TV匝间短路和定子接地故障,对快速排查故障将具有重要的指导作用。
摘要：近年来,发生了多起发电机机端电压互感器(TV)一次绕组匝间短路导致定子接地保护动作的事故,增加了故障排查的工作量。文中推导了TV一次绕组匝间短路时,对地相电压和线电压的计算公式,得出故障发生时定子对地零序电压升高,对地电压最高相(比正常时有所升高)的下一相即为故障相,以及线电压没有明显变化的结论,并通过现场录波数据验证了理论分析的正确性。文中还提出了利用注入式定子接地保护的电阻判据区分TV一次绕组匝间短路和定子接地故障的思路,为快速排查故障提供参考。
关键词：发电机,定子接地故障,电压互感器,匝间短路,零序电压型定子接地保护,注入式定子接地保护
参考文献
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定子匝间保护 篇3
关键词：永磁,电机,定子,匝间短路
1 引言
永磁电机因其用永磁体代替了转子上的励磁绕组, 使其具有效率高、体积小、节能效果明显等特点, 致使传统电机本体的永磁化是其重要的发展方向, 同时也成为节能产品首选电机机型, 常见的永磁电机主要包括永磁同步电机, 永磁无刷直流电机, 永磁直线电机等。永磁电机在长期连续运行过程中, 如果外界条件比较恶劣, 将有可能引发各种故障, 而定子匝间短路故障是最常见的故障之一, 如不能及时发现, 将会进一步恶化, 发展为严重的单相接地故障和相间故障, 甚至破坏性更大的三相短路故障, 影响生产的产品质量和所拖动机械设备的工作状态。随着永磁电机在汽车工业、航空系统、电力产业等行业的广泛应用, 吸引了更多学者对永磁电机故障展开研究, 而电机的故障实验研究是一项破坏性研究, 因此仿真分析方法是电机故障研究常用的方法, 在仿真分析的基础上对电机故障进行研究更具有目的性, 同时也为故障实验的研究提供依据, 基于此, 本文对永磁电机定子匝间短路故障的仿真实现方法进行了探索。
2 永磁电机仿真模型的建立
Ansoft软件是有限元 (FEM) 数值分析方法的一种, 可以用来分析电机、变压器等电磁装置的静态、稳态、瞬态、正常工况和故障工况的各种特性[1], 其所所建模型能够反映电机内部各种因素的影响。本文以Ansoft/Maxwell为仿真平台, 仿真电机为丰田混合动力车驱动用永磁同步电机, 其额定功率为42k W, 永磁体呈V型分布, 定子绕组为单层线圈结构, 极对数为4, 定子槽数为48。
3 定子匝间短路故障仿真实现方法
永磁同步电机定子匝间短路故障在负载和动态仿真时, 均可以通过两种方法实现:一是改变任意相任意线圈绕组的匝数;二是改变电流或者电压激励源的大小。电机定子绕组发生匝间短路后, 其阻抗参数随之变化, 通过故障后阻抗参数的计算, 可实现对定子匝间短路故障类型和故障严重程度的定性和定量分析。由文献[2][3]可知, 正常情况下, 定子绕组电阻和漏抗的计算公式如式 (1) 和式 (2) 所示。
式中, Nl为每相串联匝数;lc为线圈半匝平均长度;AC1为导体截面积;a1为相绕组的并联支路数;p为极对数;q为每极每相槽数;lef为电枢轴向计算长度;∑λ为槽比漏磁导、谐波比漏磁导、端部比漏磁导之和。用M表示定子绕组发生短路的匝数, 用N/1=N1-M代替式 (1) 和 (2) 中的N1, 即可计算出定子匝间短路故障后的定子阻抗参数, 据此, 可以建立电机定子匝间短路故障模型, 用于分析定子匝定短路故障后电机的性能变化。基于此, 以Ansoft为仿真平台, 便可用两种方法实现定子绕组匝间短路故障的模拟。
3.1 改变激励源中定子绕组匝数
永磁同步电机定子匝间短路故障是比较常见的电机内部故障之一, 基于Ansoft软件平台搭建电机模型, 可以通过改变定子绕组匝数实现定子匝间短路故障的模拟。由电机结构可知, A相有16个槽, 每极每相槽数为2, 电机正常运行, 其并联绕组为9。在工程树下, 选择Excitations栏下的绕组Ph A, 选中模拟发生故障的定子绕组线圈, 通过改变绕组匝数用以实现仿真。假设定子匝间短路故障发生在Phase A1绕组, 将其匝数设为7匝, 用以模拟两匝发生短路。若为A相多个绕组发生定子匝间短路故障, 可按此操作步骤进行重复操作。定子绕组匝数设置完成后, 设置仿真数的设置, 运行求解步骤, 经后处理, 便可得到永磁电机故障运行状态下的各种性能参数和特性曲线。
3.2 改变定子激励源的大小
永磁电机定子匝间短路故障时, 定子绕组电流将会发生改变, 进而严重影响电机的正常运行, 在动态分析时, 通过设置激励源参数, 模拟定子匝间短路故障, 设置分析参数, 在后处理中, 便可对参数及性能曲线进行分析和处理。在项目工程中, 选择项目栏Exciltation下的Ph A, 通过其属性窗口。若施加的激励源为电流源, 将其A相电流 (Current) 分别增大为原来的1/16、1/8、1/4、1/2倍, 用以模拟不同程度的定子匝间短路故障。正常状态下, A相激励, 其中Thet为初相位, Imax为最大输入激励电流, 增大后分别为1/16Imax、1/8Imax、1/4Imax和1/2Imax, 分析各种匝间短路工况下的特征参量, 与电机正常状态运行进行对比, 得到定子绕组匝间短路对电机性能的影响。
4 结束语
通过改变激励源中定子匝数和电流或者电压激励源的大小, 便可以对永磁电机的定子匝间短路故障进行仿真分析, 虽然两种模拟方法实现的原理基本相同, 但通过改变激励源中定子线圈的匝数可以实现对任意相任意单个或者多个绕组定子匝间短路故障的仿真;而改变定子电流激励源的大小模拟电机短路故障的仿真方法, 仅能实现对任意相匝间短路整体效果的模拟。其它原因也可以引起定子电流改变, 比如外电路故障, 不对称故障以及电源故障等, 因此, 该方法模拟的是一种相对的效果。故障设置之后, 便可对电机转矩、感应电动势、磁链、阻抗、电磁力等参数的变化进行分析, 为实现电机故障实验和故障诊断的研究提供依据。
参考文献
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定子匝间保护 篇4
关键词：匝间短路,不对称运行,同步发电机,定子绕组,故障检测
0 引言
同步发电机定子绕组匝间短路故障是一种常见的、破坏性很强的故障[1,2,3,4],对发电机、乃至电力系统的安全运行都将带来一系列严重的影响,有效地判断出该故障是否发生具有十分重要的意义。文献[5]将定子绕组正序3次谐波电动势作为定子绕组发生匝间或相间短路时的故障特征。文献[6]研究定子绕组短路对发电机定子绕组并联支路环流特性的影响,得出定子绕组故障将引起定子绕组并联支路之间的基波环流,且幅值随短路程度的增加而增大。此方法需要在定子绕组并联支路内装设传感器,但不易实现。文献[7]通过测量励磁机电枢电流的谐波成分来检测发电机定子绕组故障,将励磁机电枢电流的400 Hz谐波分量作为故障特征。文献[8]研究定子绕组匝间短路对发电机定、转子径向振动特性的影响,得出定子垂直方向频率为2倍基频的振动速度变大的结论。文献[9]应用R/S分析和小波变换,将定子绕组匝间短路时发电机相电压、相电流暂态波形在一定尺度下低频分量的分形维数曲线作为故障特征来识别3种不同类型的匝间短路,但结论缺乏一般性。
大型同步发电机定子绕组内部同分支匝间短路,特别是匝数很小的短路,短路环中的电流很大,但发电机端和中性点侧电流变化很小[10],这就增加了故障检测的难度。并且当发电机接有容量较大的不对称负荷或是由于系统中出现短路故障、非全相运行等异常状态时,都会造成发电机的不对称运行。而发电机不对称运行时出现的故障特征与定子绕组匝间短路的故障特征相似。发电机的负序功率方向保护可以区分上述2种故障,但是在外部系统发生对称或不对称的暂态过程中,或者在系统发生单相短路的单相跳闸、单相重合于永久故障继而三相跳闸的全过程中可能发生频率偏离,极易造成误动。本文针对上述问题,借鉴多回路理论[11,12,13]的思想,应用交流电机绕组理论[14]深入分析了定子绕组同分支小匝数的匝间短路对发电机定子绕组侧和转子绕组侧的电磁影响,得到了适用于一般电机结构的,区别于发电机不对称运行的故障特征规律。最后通过算例分析和实测故障模拟发电机的试验数据对理论分析进行了验证。
1 研究对象与分析方法
本文分析的交流电机的定子绕组为常用的三相双层叠绕组,每极每相槽数为整数,相带为60°电角度。单层绕组为整距绕组,属于双层绕组的特例,因此,文中不再对单层绕组单独进行理论分析。叠绕组的线圈组之间连接线较长,实际同步发电机中相邻线圈组相互串联连接组成并联支路。转子绕组以纵轴为中心对称分布,由一系列同心线圈串联而成。凸极电机的励磁绕组为集中式绕组,结构比隐极电机的励磁绕组简单,以下也不再单独讨论。本文采用传统的谐波分析方法,假定电机铁心未饱和,忽略齿槽效应,气隙均匀,其导磁系数为常数,从而构成线性磁路。
发电机定子绕组匝间短路后,定子绕组的磁动势可看作短路前的定子绕组磁动势和短路线圈通过反向电枢电流产生的磁动势的叠加量[7,15,16]。由于前者是完全对称的,只需对短路线圈产生的脉振磁动势进行分析即可。该磁动势可分解为一系列转速不同、转向相反的旋转磁动势,将在转子绕组和定子绕组上感应一系列谐波电动势,形成不同的谐波电流。而发电机不对称运行时,定子绕组的三相负序电流仅在气隙中产生转速与转子转速相同、转向与转子转向相反的旋转磁动势。该磁动势仅在转子绕组上感应出2倍基频的谐波电动势。若忽略2种故障情况下发电机定子绕组对转子绕组的谐波电枢反应,则定子绕组匝间短路时转子绕组上将产生区别于发电机不对称运行时的谐波电动势。
本文从短路线圈产生的脉振磁动势出发,依次分析定子绕组和转子绕组上感应的谐波成分。分析过程中依据先分解后综合的原则,即在分析定子绕组的感应电动势时把单个线圈作为基本单位,然后按照线圈组、并联支路的顺序依次综合分析。在分析转子绕组的感应电动势时把转子绕组的单个线圈作为基本单位,然后按照每极线圈组、并联支路的顺序依次综合分析。同理将定子绕组短路匝产生的脉振磁动势分解为一系列谐波磁动势,先分析某一次谐波磁动势对定子绕组侧和转子绕组侧的影响,然后将各次谐波磁动势产生的电磁影响进行叠加。
2 定子绕组匝间短路时定子绕组感应电动势谐波分析
设定子绕组短路匝流过的反向电枢电流为I sinωt,短路线圈的跨距为yd(单位为机械弧度),短路匝数为Nd,则定子绕组短路线圈产生的脉振磁动势Fd(x)可分解为
从式(1)可看出,定子短路线圈产生的脉振磁动势可分解为一对对转速为30ω/(πn)(r/min),转向相反的旋转磁动势之和。它们在气隙中以不同的速度旋转,将在定子绕组上感应电动势。
设定子绕组单个线圈的节距为yc机械弧度,在t=0时刻A相线圈1的一个有效边处在正向旋转的第n次旋转磁动势N极的中心底下,磁动势向线圈1的另一个有效边方向旋转。则线圈1产生的感应电动势Et1为
其中,Nc为线圈匝数;λ为气隙的导磁系数;l为定子铁心长度;v(m/s)为第n次旋转磁动势的旋转速度;sin(nyc/2)为线圈的短距系数,当nyc/2=kπ,k=1,2,3,…时,Et1=0。令Et1=Asinωt,A为Et1幅值。
大多数电机绕组从电动势和磁动势计算来看属于等元件绕组。因此设每个线圈组由q个匝数相同、节距相等、在空间上等距离分布的线圈串联而成。设发电机转子实际极对数为p。则A相线圈组1的感应电动势Eq1为
其中,q为每极每相槽数,q=Z/(6 p);Z为定子槽数。
分布系数kqv1为
当n=6 pk,k=1,2,3,…时,Eq1=0。令Eq1=A1sin(ωt-α1),则A1为Eq1的幅值,A1=qAkqv1。
双层绕组每相有2 p个线圈组,最大并联支路数为2 p。假设其并联支路数为M,则A相第j个并联支路的感应电动势Ebj为
分布系数kqv2为
kqv2=M sinπ/(p+n)/M/{2 pcos[nπ/(2p)]}(6)其中,0≤kqv2≤1。当kqv2≠0时,每条并联支路感应电动势的相位差为-(2π/M)(p+n)。因为KM=2 p,K为整数,所以各并联支路感应电动势的相位差为-(Kπ+2nπ/M)。由式(2)~(6)可知,并联支路感应电动势的幅值A2为
定子绕组匝间短路时短路线圈产生极对数为1,2,3,…,n,…的旋转磁动势对。对于第n次正向旋转的旋转磁动势,当线圈的短距系数,分布系数kqv1、kqv2不为零时,定子A相绕组的并联支路中的感应电动势具有以下3点特征规律。
a.感应电动势的频率为发电机电枢电流的基频。
b.由式(7)可知,感应电动势的幅值同定子绕组的短路匝数和电枢电流成正比,由于式(7)中v与n成反比,所以感应电动势的幅值同脉振磁动势Fd(x)的谐波次数n2成反比。
c.各并联支路感应电动势的相位差为-(Kπ+2nπ/M)。随着谐波次数n的不同,并联支路间感应电动势的相位差会发生变化,并联支路间可能会形成正序或负序的环流,也可能当发电机负载运行时形成同相位的谐波电流。因此,当发电机空载或负载运行时,定子绕组匝间短路引起的定子绕组的感应电动势都会产生定子谐波电流。
同理可得,定子B、C相绕组的并联支路感应电动势也有相同的故障特征,只不过比A相对应的并联支路感应电动势分别滞后2nπ/(3p)、4nπ/(3p)电角度。定子绕组短路时产生的反向旋转的第n次旋转磁动势,也会在定子绕组并联支路中产生相同故障特征,但三相绕组相应的并联支路感应电动势的相位次序为负序。
3 定子绕组匝间短路时转子绕组感应电动势的谐波特征
设在t=0时刻,转子某一极的纵轴处在第n次旋转磁动势对的N极的中心底下,如图1所示。设转子绕组每极有L个线圈,线圈的匝数为Nf。线圈1的节距为α1机械角度,线圈j+1与j+2的线棒间距为α2机械角度,j=0,1,2,…,L-1。
若第n次旋转磁动势相对转子绕组的转向与转子实际转向相同,相对转速为v1(m/s),则在该极绕组上的感应电动势Er1为
其中,ω1为感应电动势的角频率,ω1=p-nω/p。
分布系数kqv3为
其中,0≤kqv3≤1。kqv3≠0时,令Er1=B1kqv3sinω1t。转子有2 p个极绕组相互串联,则励磁绕组上感应的电动势Er为
分布系数kqv4为
其中,当n=(2k+1)p,k=0,1,2,…时,kqv4=1;当n取其他值时,kqv4=0。因此,励磁绕组感应电势的幅值为
频率为发电机电枢电流基频的2k倍,k=0,1,2,…。同理可得,若第n次旋转磁动势相对转子绕组的转向与转子实际转向相反,相对转速为v2(m/s),将在转子绕组上感应电动势,其频率为发电机电枢电流基频的2k+2倍,k=0,1,2,…。将式(12)中的v1替换成v2即为该感应电动势的幅值。
当定子绕组匝间短路时,转子绕组在结构上是完全对称的。从式(11)可见,当n=2kp,k=0,1,2,…时,转子绕组上不会感应出谐波电动势,这与文献[17]得到的结论是一致的。但是文献中电机模型为凸极式转子,其励磁绕组为集中式绕组,结构较为简单。当转子为隐极式结构时,除了kqv4≠0外,还要保证kqv2≠0,这就与励磁绕组线圈的节距和极绕组的串联线圈数有关。当kqv3≠0且kqv4≠0时,对应第n次旋转磁动势对,将在励磁绕组上产生频率为p±nω/(2πp)的感应电动势,其幅值与定子绕组的短路匝数、励磁线圈匝数、旋转磁动势转速和电枢电流幅值成正比。因此,同为第n次旋转磁动势,转向与转子转向相反的磁动势在转子绕组上产生的感应电动势幅值比转向相同的磁动势产生的感应电动势幅值要大。
4 算例与试验结果分析
按照上文的理论分析方法,以故障模拟试验所用的发电机为对象,分别进行发电机不对称运行和定子绕组同分支匝间短路的故障分析。发电机具体参数如下:额定容量10 kV·A,额定功率8 kW,额定转速nr=1 500 r/min,转子极对数p=2,励磁绕组每极有2个线圈串联,节距分别为45°和75°(机械角度),转子线圈匝数为95匝。定子槽数为36,定子绕组为三相单层交叉式叠绕组,定子线圈匝数为39匝,每相绕组有2个并联支路。设发电机不对称运行(三相负载为74Ω、55Ω、74Ω),发电机不对称运行(三相负载为75Ω、75Ω、46Ω),发电机每相负载为75Ω时,定子绕组线圈3匝短路、7匝短路、10匝短路分别为发电机故障状态F1、F2、F3、F4、F5。计算定子绕组匝间短路故障特征时,取极对数n=1,2,…,10分别计算即可。根据上述试验发电机的结构参数和故障状态,推导结果如表1所示(表中,励磁电流频谱幅值Am的单位按1 A∶900 mV转换成电压单位)。
由表1可看出,发电机不对称运行与定子绕组匝间短路都会使得定子绕组的并联支路内产生基频的环流,并在转子绕组内产生2倍基频的感应电流。基于上述故障特征,无法区分这2种故障。但是定子绕组匝间短路时,转子绕组上将产生幅值较大的频率为200 Hz、300 Hz的感应电动势,其中300 Hz的故障特征最为明显。基于该故障特征,可以有效区别定子绕组匝间短路和发电机不对称运行。
利用发电机故障模拟平台进行了发电机定子绕组短路试验和发电机不对称运行试验。电网通过三相整流桥和可调变压器为发电机的励磁机提供励磁电压。在定子绕组的中性点、A相一条并联支路内第3匝、第10匝处引出3个抽头,模拟定子绕组内部同分支匝间短路故障。发电机定子绕组匝间短路时,发电机带三相对称阻性负载运行,每相负载为75Ω。发电机励磁电流经过电流传感器按比例为1 A∶900 mV转化成电压信号后由数据采集卡采集。应用LabVIEW软件对采集的数据进行分析和处理。
定子绕组正常时,发电机分别带3组阻性负载运行,得到发电机励磁电流频谱如图2所示。图中发电机励磁电流的直流分量幅值分别为4 012 mV、3 995 mV、4 454 mV所对应的值(频谱图中受显示区间限制,直流分量幅值未标出,下同)。3组三相负载分别为75Ω、75Ω、75Ω,74Ω、55Ω、74Ω,75Ω、75Ω、46Ω。可以看出,第一组三相负载为对称负荷,后两组三相负载不对称程度增加。
从图2可见,当发电机正常负载运行时,励磁电流中频率为100 Hz的分量幅值很小。当发电机不对称运行时,励磁电流的100 Hz分量幅值出现较大增长。当发电机负载的不对称程度进一步提高时,频率为100 Hz的谐波励磁电流的幅值所对应的值从55 m V增加到110 mV。而励磁电流其他频率分量的幅值在发电机不对称运行前后几乎没有发生任何变化。因此,仅有频率为100 Hz的励磁谐波电流的幅值能够反映发电机不对称运行的严重程度。理论上该故障特征能够通过气隙、定子绕组多次耦合到励磁绕组从而可能产生100 Hz倍频的谐波励磁电流[18],但从试验结果来看,这些故障频率的幅值太小,不能作为检测发电机不对称运行的主要故障特征。
当发电机带对称负载运行时,分别短接定子绕组线圈的3匝、7匝和10匝,测得发电机励磁电流频谱如图3所示。为了避免短路分支内较大的短路电流,将0.7Ω电阻串入短路回路内。图3中发电机励磁电流的直流分量幅值分别为3 956 mV、4 080 mV、3 973 mV所对应的值。
从图3可以看出,当发电机定子绕组线圈短路3匝时,励磁电流中频率为100 Hz的分量幅值出现小幅增长,但是其他频率分量的幅值没有出现任何变化。当定子绕组线圈短路7匝时,励磁电流中的100 Hz分量幅值出现较大增长,频率为200 Hz、300 Hz的谐波电流幅值均出现小幅增长。当定子绕组线圈短路10匝时,频率为100 Hz的谐波励磁电流的幅值所对应的值从67 mV增加到143 mV,频率为200 Hz、300 Hz的谐波励磁电流的幅值均进一步增长。除100 Hz分量外,频率为300 Hz的谐波励磁电流增长最明显,幅值最大。由以上分析可知,与发电机不对称运行一样,定子绕组匝间短路的主要故障特征为励磁电流的100 Hz频率分量。但区别于发电机不对称运行的是,除了该主要故障特征,定子绕组匝间短路还会引起频率为200 Hz、300 Hz的谐波电流幅值大幅增长,且300 Hz的谐波幅值增长较大。该结论与上文算例的计算结果基本一致。实验结果验证了理论分析的正确性。
根据实验数据可得,5种发电机故障情况下,励磁电流的100 Hz、200 Hz、300 Hz频率分量的幅值如图4所示。
从图4可以看出,励磁电流的100 Hz频率分量对发电机不对称运行和定子绕组匝间短路都十分敏感。但是在定子绕组匝间短路匝数很小时(如F3状态),100 Hz谐波励磁电流的幅值较小,基于励磁电流的定子绕组匝间短路故障检测存在死区。若想消除检测死区,除了提高传感器和采集卡的精度外,还可以在转子上装设额外的检测线圈[17]。发电机不对称运行程度变大时,频率为200 Hz、300 Hz的谐波励磁电流幅值变化不明显。但发电机定子绕组匝间短路程度变大时,频率为200 Hz、300 Hz的谐波励磁电流幅值也逐渐增大,且300 Hz的谐波励磁电流幅值较大,更易于定子绕组匝间短路检测。
在每种发电机故障情况下,励磁电流谐波幅值的计算和实验结果都存在着一定的偏差,这是因为算例计算过程中假设了一些理想条件,与实际发电机运行状态有所区别。另外,励磁电流的谐波成分幅值较小,其实验数据受到检测环境和检测设备的影响较大。但是,从计算和实验结果都可看出,如果定子绕组匝间短路产生的励磁电流2倍基频谐波成分与发电机不对称运行时励磁电流2倍基频谐波成分幅值相当,则励磁电流其他的偶数次基频谐波成分幅值比发电机不对称运行时产生的对应谐波成分幅值要大得多。因此,当检测出励磁电流出现2倍基频的谐波分量时,可以判定发电机不对称运行或者定子绕组匝间短路,进一步检测励磁电流的谐波分量,若6倍基频的谐波励磁电流幅值增长较大,则可以判定为定子绕组匝间短路故障。若4倍或6倍基频的励磁电流谐波幅值增长不明显,则可以判定为发电机不对称运行故障。
5 结论
本文得到了定子绕组内部同分支匝间短路时,适用于一般电机定子绕组结构和转子绕组结构的故障特征规律。
a.定子绕组匝间短路产生极对数为1,2,3,…n,…的转速不同、转向相反的一系列旋转磁动势谐波。这些磁动势谐波都在定子绕组并联支路内产生基频的感应电动势。给出了该感应电动势幅值和相位的近似解析解。随着谐波次数n的不同,并联支路间感应电动势的相位差会发生变化,并联支路间可能会形成正序或负序的环流,也可能当发电机负载运行时形成零序的谐波电流。
b.对应定子绕组短路匝产生的第n次旋转磁动势对,励磁绕组将产生频率为p±nω/(2πp)的感应电动势,给出了该谐波电动势幅值的近似解析解。但是由于转子绕组完全对称的结构,某些故障特征频率的感应电动势会在转子绕组上抵消为零。转子极对数、定子绕组匝间短路产生的旋转磁动势的极对数n、励磁绕组线圈的节距和极绕组的串联线圈数共同影响定子绕组匝间短路时转子绕组侧故障特征的频率成分及其幅值大小。