定子绕组匝间短路

定子绕组匝间短路（通用7篇）

定子绕组匝间短路 篇1

摘要：为了有效检测和辨识发电机定子绕组匝间短路故障,应用交流电机绕组理论分析了定子绕组匝间短路时并联支路感应电动势的频率、幅值和相位以及转子绕组感应电动势的谐波特征。以试验所用的故障模拟发电机为例,分别对发电机不对称运行和定子绕组匝间短路进行了故障特征计算。发现在发电机不对称运行和定子绕组小匝数匝间短路不断恶化时,发电机励磁电流频率为4倍和6倍电枢电流基频的谐波成分的变化趋势不同,从而提出了基于发电机励磁电流偶数次谐波的辨识发电机不对称运行和定子绕组匝间短路的故障检测方法。应用故障模拟发电机组进行了不同故障情况的动模试验。通过分析、比较算例和试验结果验证了故障检测方法的有效性。

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。

定子绕组内部同分支匝间短路时,定子绕组并联支路内感应电动势的频率与基频相同,不易检测。励磁电流的2倍基频谐波可以作为主要故障特征,但与发电机不对称运行的故障特征相同。因此为了区分定子绕组匝间短路和发电机不对称运行,可以进一步检测励磁电流的4倍或6倍基频谐波成分,将上述谐波的幅值作为检测定子绕组匝间短路的辅助判据。该故障检测方法为有效区分发电机不对称运行和定子绕组匝间短路提供了新的依据,但是在提高定子绕组匝间短路的检测精度方面还需要进一步研究。

定子绕组匝间短路 篇2

关键词：单相双绕组变压器,匝间短路,故障诊断,故障发生时刻,故障程度

0 引 言

变压器是电力系统中最重要的电气设备之一,及时发现变压器的故障对于保证电力系统的安全稳定运行具有重大的意义。一般绕组故障是变压器中最容易出现的故障类型,如果不能及时予以检测,会使故障进一步发展为股间短路或层间短路,甚至发生相间短路[1]。目前,相关的故障诊断方法主要有漏电感法[2]、电压电流比法[3]、功率损耗法[4]等。漏电感法需将探测线圈放入变压器内部来探测漏磁通变化,该方法对于已制造完毕的变压器而言不太可行; 电压电流比法只能实现离线检测,且不能诊断故障的严重程度; 而功率损耗法基于损耗功率诊断故障程度,不能准确估测匝间短路的发生时刻。为此,本文提出了一种基于电类故障特征信号提取的故障诊断方法,通过对变压器输入输出电流信号进行时域和频域分析,从而实现准确估测匝间短路发生时刻以及短路故障严重程度的功能,以便及时排除短路故障。

1 单相双绕组变压器匝间短路输出分析

变压器是通过磁场耦合实现电能传输的电气部件。一般地,单相双绕组变压器的等效电路如图1所示。其中,r1、r2和L1、L2分别为一、二次侧绕组的电阻和漏感; z1为负载阻抗; N1、N2分别为一、二次侧绕组的匝数; u1、u2和i1、i2分别为一、二次侧的端电压和电流。

当变压器发生匝间短路时,短路的绕组匝数一般很少,如图1若假设二次侧绕组有N22匝发生短路。此时,短路部分绕组自身仍是闭合的线圈组,相当于产生了一个新的高匝比的“短路变压器”,剩下绕组仍然具有变压器的功能,只是相当于在原来绕组中减少了部分匝数,将短路绕组看作第三绕组[5],相应的等效电路如图2所示。

原变压器等效后的三个绕组匝数分别为N1、N21+ N23和N22,发生短路后二次侧的等效漏电感和电阻分别为L21+ L23和r21+ r23,L22和r22分别等效成第三绕组的漏电感和电阻,rd为电弧电阻,Φ为变压器铁芯的磁通量[6],忽略互感相应的电路方程为:

经进一步化简和求解,可得:

式中k = 1,2,…,n为谐波次数; 其他参数均与N22、z1及rd有关。

上式( 2) 表明,变压器发生匝间短路后,一次侧电流信号由幅值呈指数衰减的谐波分量、直流分量和等幅振荡的正弦分量组成,前两个分量衰减较快,最后输出信号主要为等幅振荡的正弦分量[7]。由以上分析可知,单相双绕组变压器在某一时刻发生匝间短路后,一、二次侧的瞬态电流的基波信号( 频率与电源电压频率相同) 及各次谐波信号幅值与短路匝数存在一定的关系。为此,可根据变压器瞬态响应电流信号的基波幅值来估测匝间短路发生后的故障程度。

2 变压器匝间短路故障仿真建模

图 3是单相双绕 组变压器二 次侧发生匝 间短路故障的 仿真模型。假 设u1幅值为25 000 V,频率为50Hz,rd为1Ω,而N22和z1为变量,则可得到二次侧绕组发生匝间短路故障前后一次侧电流i1的时域信号波形如图4所示。

由图4得,二次侧绕组短路匝数N22和负载阻抗z1对一次侧电流存在较大的影响。同前分析: 匝间短路后一次侧电流信号主要是由幅值呈指数衰减的谐波分量、直流分量和等幅振荡的正弦分量组成。

3 匝间短路故障诊断

3. 1 故障发生时刻获取

变压器匝间短路故障发生时刻不同,将直接影响到故障的诊断结果。因此,本文先准确诊断故障发生时刻[8],在此基础上再估测匝间故障严重程度。主要思路为: 首先,基于匝间短路故障仿真模型模拟产生故障发生时变压器一、二次侧电流信号; 并分析故障发生前后的输出信号特征,寻找故障特征量; 最后利用此特征参数确定故障发生时刻。匝间短路电流不易测到,而一、二次侧电流信号在匝间短路时刻幅值或幅值变化率会发生较大的变化,故可根据此特征进行诊断。首先假设变压器正常工作时其一、二次侧输出电流变化值为i( t) = i1( t) - mi2( t) ,其中m为发生故障前二次侧电流i2( t) 与一次侧电流i1( t) 的最大幅值比。当满足以下不等式( 4) - ( 7) 中的任一条件时,即:

便可确定变压器发生了匝间短路故障,并通过输出波形发生突变的时刻推断故障发生时刻。应用MATLAB仿真软件生成一组规律变化的时刻点,用以模拟匝间短路的实际发生时刻。基于此分析而 得的故障发 生时刻估测 值与实际值 的对比情况 如图5所示。

由图5可知,匝间短路故障估测 发生时刻和 实际发生时 刻相差甚微,因此可将故 障发生时刻的估测值作为下面诊断短路故障程度的基础。

3. 2 短路故障程度诊断

单相双绕组变压器发生匝间短路,将输出电流变化值为i( t)进行FFT分析,得到i( t) 基波幅值与短路匝数比( N22/ N2) 呈正相关。如负载z1为R = 100Ω,C = 10- 6F时,在20个不同时刻点模拟匝间短路故障的产生,得到各时刻下不同短路匝数比的电流i( t) 信号基波幅值。

通过分析发生故障后相应时刻下该电流i( t) 基波幅值与短路匝数比的对应函数关系,可以发现其变化规律与五次函数拟合度较好。通过该方法,建立不同故障发生时刻下电流基波幅值与短路匝数比的函数关系数据库。基于此,便可在发生匝间短路时,根据估测故障发生时刻及其对应的i( t) 基波幅值求出二次侧短路匝数与总匝数的比值。

分别对三种负载阻抗z1为R = 100Ω,C = 10- 6F和R = 200Ω,C = 10- 5F和R = 100Ω,L = 10- 6H进行短路估测,当实际短路匝比为1% ~ 20% 时得到的故障程度估测结果如图6。

由图6可得,根据电信号的 时域特性推 断故障发生 时刻,基于将i ( t ) 信号经FFT分析得的基波 幅值和推断的故障时刻估测匝间短路故障程度,所得结果与实际故障程度符合度很好。因此,该估测方法准确性较高。

4 结束语

本文在对单相双绕组变压器二次侧绕组匝间短路输出响应进行深入分析的基础上,通过MATLAB仿真匝间短路故障,得到的一次侧故障电流信号波形和理论分析结果基本相符。再根据短路故障发生时刻一、二次侧电流信号的时域特征推断故障发生时刻,并基于此结合输出信号的频域特征进一步诊断短路程度,由此得到的短路匝数比值与实际情况基本相同。

定子绕组匝间短路 篇3

在实际应用发电机设备进行发电的过程中,其内部的各环节都能够正常运转,才能实现发电机的最佳效能。基于此,发电机转子的机能十分重要,要分析发电机转子绕组匝间短路故障原因,则必须从发电机转子的基本构造以及运转机理着手来深入探究,并且,在明确了发电机转子绕组结构以后,有针对性地采取有效处理方案,令发电机转子绕组恢复高速运转。

1发电机转子绕组匝间短路故障分析

通过长期研究以及实践操作可知,发电机转子绕组匝间发生短路故障十分常见,因此在实际工作中,就要针对此项内容做好事前准备,令发电机转子维持在相对正常的水平,从而实现发电机设备的有序运作。发电机转子的基本构造较为简单,转子在运行的过程中其周围会出现弱磁场,实际上,能够导致发电机转子绕组匝间出现短路故障的原因有很多,甚至工艺缺陷都极可能引发一场设备故障。所以,要不断总结使用发电机设备的经验,并尽可能避免出现影响发电子转子有序运转的不利因素。

1.1浅析发电机转子的基本构造

通常情况下,发电机转子的转速极高,特别是汽轮发电机设备或发电机组设备,一旦运行起来则发电机设备内部就会产生一种磁场,并潜藏着较大的能量。发电机转子的构造中的核心是绕组匝,为了更好地固定绕组匝,大容量的发电机在制备的过程中被做成隐极式转子,表面上无法看出其磁极,但实际上一旦通电以后,转子外围的磁场强度较大。当发电机设备启动以后,在较高的转速下,发电机转子直径受到离心力的干扰,很可能会间接造成短路的情况。对此,如若能巩固发电机设备的效能,则可以适当增加转子的长度,在设计设备的时候就要把这一因素考虑进去,如汽轮发电机的转子就是一个细长的圆柱体构造[1]。这样的设计可以减少转子圆周上的线速度,避免转子上的部件由于高速旋转的离心作用而损坏,造成重大的恶性事故。随着发电机设备设计方案的日益改换,发电机转子的直径尽管已经尽量缩小,以便于在运转的过程中能够更为稳定,但发电机转子圆周上的线速度仍然可以达到180~250m/s,在当负载骤然减小时,转子会出现短时的增速,通常会发生在发电机设备骤停时,与此同时,转子外围圆周上的线速度会变得更大,所以要求转子的材料要有很好的机械强度,避免被破坏[2]。转子本体一般由高机械强度和导磁性能较好的合金钢锻成,并且和转轴做成一个整体。

1.2造成发电机转子绕组匝间短路故障的主要原因

从以往的实践经验来看,能够造成发电机转子绕组匝间发生短路故障的原因有很多,而且,有时往往并不是一个原因导致的。经分析可知,主要的原因如下:

(1)发电机转子绕组固定得不够牢固

在启动发电机设备时,如若在使用前未做好各项检查,往往会因为电机转子绕组固定得不够牢固而导致垫块松动,进而造成发电机转子绕组匝间出现短路故障,影响发电机设备的正常运行。

(2)发电机转子绕组铜导线加工技术的实际应用存在缺陷

实际上,发电机转子绕组铜导线加工工艺并不复杂,但由于该设备在进行加工的过程中,质量把控不够严格,则很可能出现毛刺去除不彻底的情况,这样一来,就造成了发电机转子绕组匝间发生短路的现象[3]。可见,工艺细节处理得不够完善则直接影响发电机设备的运行效能。

(3)在离心力的作用下,发电机转子绕组发生移位

在发电机的运行过程中,由于发电机转子的运行速度过快,就可能会发生发电机转子绕组移位变形的情况,这与高速旋转过程中的离心力的作用有着密不可分的关联。发电机转子绕组的结构较为单一,因此,在离心力的影响下,就很容易发生变形,进而导致发电机转子绕组匝间的短路,使发电机设备运行搁浅。

总之,能够导致电机转子绕组匝间发生短路故障的原因有很多,除了以上提及的三点主要原因以外,还可能出现由于冷态启动后转子电流激增而导致转子变形的情况发生,进而影响发电机的运行。因此,在操作发电机设备的启动或停止指令时,则要格外注意转子绕组匝的相对运动状况是否稳定,而且匝与匝之间的接触面是否完好,未有出现设备部件破损的情况[4]。只有做好发电机设备的运行前检查以及应急故障处理,才能有效激发出发电机设备的应用潜能。

2 处理发电机转子绕组匝间短路故障的有效策略

随着我国各领域建设的日趋完善,科研领域以及实践管理对各项生产所需机械设备性能的研究也越发深入,尤其是大型工厂所需的发电机设备的维护及管理更加重视。大型发电机组设备是国内大中型企业维系基础产业发展的重要设备之一,它对启动与运行工况有着较高的要求。在实际应用的过程中,要采取有效策略来防止发电机设备出现故障,如若出现发电机转子绕组匝间短路故障,则需要及时采取有效策略来改进,以免出现更为严重的后果。

2.1 依据人工神经元网络的特点辅以检测发电机转子故障

实际上,在以往的研究资料中,可以查阅到有关检测并处理发电机转子绕组匝间短路故障的有效策略,将其应用到实践当中,可以有效改善发电机转子绕组匝的的运作效能。在实践中,根据发电机在正常运行和发生转子匝间短路故障时轴电压偶次谐波分量的不同反馈,并结合发电机转子绕组的实际运行状况,提出了轴电压偶次谐波法,并结合专家经验以及人工神经网络自适应等特点,对转子绕组匝间短路的存在性进行了诊断[5]。基于该项内容,对发电机转子绕组匝间短路故障的处理方法做进一步探索,在不干扰发电机正常运行的前提下,需要准确地测量发电机的机端参数,收集到合理参数以后,依据大量的样本以及人工神经元网络的特点,对故障状态做改善,弱化发电机运行时转子的离心力,从而保证转子外围电磁场的稳定。

2.2 处理发电机转子绕组匝间短路故障的可行性策略综述

通过对发电机转子绕组匝间短路故障的分析,以及对设备组件电磁特性的深入了解,可以明确这样一点问题,即在发电机电压及其负载量固定的前提下,有功不变时则无功相对被弱化。因此,即便不同构建复杂的数学模型,也可以得出发电机转子绕组匝间电磁作用的情况,并依据该结论来获取故障样本,从而凭借人工神经元网络策略对设备内部的短路故障进行诊断与处理[6]。

3 结束语

通过研究发电机设备的发电过程中,以及内部的各部位的运作机理,能够进一步明确发电机转子绕组匝间短路故障原因,即转子在高速运转的过程中易受到离心力的影响,再加上发电机转子绕组匝间的电磁特性较为突出,容易导致组件干扰,这便是导致发电机转子绕组匝间短路产生故障的根本原因。总而言之,对于发电机设备的实际运作而言,发电机转子的机能十分重要,因此,在明确了发电机转子绕组结构以后,对其故障进行科学化诊断,并根据不同的故障情况来采取有效处理方案,能够使发电机转子绕组恢复高速运转。

摘要：随着先进技术手段的不断革新,对于发电机转子绕组匝间短路故障的诊断及处理方法也在更新。在实际工作中,由于发电机在运转过程中可能会出现问题,尤其是大型汽轮发电机转子绕组匝间易发生短路故障,因此对于发电机的维护十分必要。从以往的经验来看,传统的转子绕组匝间短路探索方法存在一定的局限性,需要探究新的解决问题的思路。本文就发电机转子绕组匝间短路故障问题进行阐述,结合实际状况来分析其中的故障原因,并提出相应的处理方案以便在实践过程中进行改进。

定子绕组匝间短路 篇4

双馈异步风力发电机做为三相交流电机,在运行过程中,其主要部件定子在热、电、机械、环境应力等共同作用下,经常发生匝间短路故障,其发生率约占定子故障的50%[1,2,3,4,5,6,7,8]。目前国内外不少学者对双馈风力发电机匝间短路故障开展了一定的研究[9,10,11],本文在此基础上,利用有限元分析方法,建立了双馈异步风力发电机模型,对双馈异步发电机发生定子绕组匝间短路故障后定子电压进行分析,发现定子电压中会产生零序电压分量,并对定子零序电压的大小及受影响的因素进行分析和研究。

1 匝间短路故障时零序电压产生的机理

假设定子绕组A相发生匝间短路故障,短路部分将会有短路电流if流过,如图1所示。

设每相定子绕组的匝数为N1,短路匝数为Nf,短路电流为

$i{}_f=\sqrt{2}{\rm I}{}_f\cos (\omega {}_{1}t-\beta {}_f)$

式中:If为短路电流的有效值,ω1为电源频率对应的角速度,βf为短路电流的相位角。则短路电流产生的磁动势Ff在转子坐标下的表达式为

$\begin{array}{l}F{}_f=\frac{1}{2}{\rm K}{}_f{\rm N}{}_f{\rm I}{}_f\{\cos [(\omega {}_1+kp\omega {}_r)t-\beta {}_f+kp{\theta }^{\prime }]+\\ \cos [(\omega {}_1-kp\omega {}_r)t-\beta {}_f-kp{\theta }^{\prime }]\}\end{array}$

式中:Kf为常数,p为极对数,k为磁动势的谐波次数,ωr为转子转速,θ′为转子坐标下的机械角度。则磁动势Ff在转子坐标系中产生的磁密为

$\begin{array}{l}b{}_f=B{}_f\{\cos [(\omega {}_1+kp\omega {}_r)t-\beta {}_f+kp{\theta }^{\prime }]+\\ \cos [(\omega {}_1-kp\omega {}_r)t-\beta {}_f-kp{\theta }^{\prime }]\}(1)\end{array}$

对式$(1)kp{\theta }^{\prime }=-\frac{\text{π}}{2}$到$\frac{\text{π}}{2}$、$kp{\theta }^{\prime }=-\frac{\text{π}}{2}+\frac{2\text{π}}{3}$到$\frac{\text{π}}{2}+\frac{2\text{π}}{3}$、$kp{\theta }^{\prime }=-\frac{\text{π}}{2}-\frac{2\text{π}}{3}$到$\frac{\text{π}}{2}-\frac{2\text{π}}{3}$分别积分,可得到短路电流if作用下转子A、B、C三相绕组磁链,简记为

$\begin{array}{l}\psi {}_{fn}=\text{Φ}{}_f\{\cos [(\omega {}_1+pk\omega {}_r)t-\beta {}_f+\frac{2n\text{π}}{3}]\}+\\ \cos [(\omega {}_1-pk\omega {}_r)t-\beta {}_f-\frac{2n\text{π}}{3}](2)\end{array}$

其中n=0,1,2分别对应转子A、B、C三相。

根据磁感应定律,并结合式(2)可得到转子绕组在短路电流产生的磁场作用下的感应电势。设转子绕组的等效阻抗为z=Z∠φ,则对应的转子绕组感应电流为

$\begin{array}{l}i{}_{fn}=\frac{\text{Φ}{}_f}{{\rm Z}}\{(\omega {}_1+pk\omega {}_r)\sin [(\omega {}_1+pk\omega {}_r)t-\beta {}_f+\\ \frac{2n\text{π}}{3}-\phi ]-(\omega {}_1-kp\omega {}_r)\sin [(\omega {}_1-pk\omega {}_r)t-\\ \beta {}_f-\frac{2n\text{π}}{3}-\phi ]\}(3)\end{array}$

简化得

$\begin{array}{l}i{}_{fk}={\rm I}{}_{f1}\sin [(\omega {}_1+pk\omega {}_r)t-\beta {}_f+\frac{2n\text{π}}{3}-\phi ]-\\ {\rm I}{}_{f2}\sin [(\omega {}_1-pk\omega {}_r)t-\beta {}_f-\frac{2n\text{π}}{3}-\phi ](4)\end{array}$

式中,If1和If2分别表示两部分电流的幅值。则上述转子感应电流产生的合成磁动势F${}_f^r$为

$\begin{array}{l}F{}_f^r={\rm I}{}_{f1}{\displaystyle \sum _{n=0}^{2}f}{}_n\cos (vpk\theta -\frac{2n\text{π}}{3})\sin [(\omega {}_1+pk\omega {}_r)t-\\ \beta {}_f+\frac{2n\text{π}}{3}-\phi ]+{\rm I}{}_{f2}{\displaystyle \sum _{n=0}^{2}f}{}_n\cos (vpk\theta -\frac{2n\text{π}}{3})\cdot \\ \sin [(\omega {}_1-pk\omega {}_r)t-\beta {}_f-\frac{2n\text{π}}{3}-\phi ]\end{array}$

其中v为磁动势F${}_f^r$的谐波次数。从定子坐标上看,该磁动势产生的气隙磁密为

$\begin{array}{l}B{}_f^r=B{}_1{\displaystyle \sum _{n=0}^{2}b}{}_n\{\sin [\omega {}_{1}t+(1-v)pk\omega {}_{r}t-\beta {}_f-\phi +\\ vpk\theta +(1-v)\frac{2n\text{π}}{3}]+\sin [\omega {}_{1}t+(1+\\ v)pk\omega {}_{r}t-\beta {}_f-\phi +vpk\theta +(1+v)\frac{2n\text{π}}{3}]\}+\\ B{}_2{\displaystyle \sum _{n=0}^{2}b}{}_n\{\sin [\omega {}_{1}t-(1+v)pk\omega {}_{r}t-\beta {}_f-\phi +\\ vpk\theta -(1+v)\frac{2n\text{π}}{3}]+\sin [\omega {}_{1}t+(1+\\ v)pk\omega {}_{r}t-\beta {}_f-\phi +vpk\theta -(1-v)\frac{2n\text{π}}{3}]\}\end{array}$

式中:θ为定子坐标下的机械角度,θ=θ′+ωrt。

当k=1,v=1时,即只考虑磁动势Ff和F${}_f^r$的基波,则

$\begin{array}{l}B{}_f^r=B{}_1{\displaystyle \sum _{n=0}^{2}b}{}_n\sin (\omega {}_{1}t-\beta {}_f-\phi +p\theta )-\\ B{}_2{\displaystyle \sum _{n=0}^{2}b}{}_n\sin (\omega {}_{1}t-\beta {}_f-\phi -p\theta )\end{array}$

式中:B1项是以ω1反向旋转的磁场,B2项是以ω1正向旋转的磁场。由于它们相位分别为±pθ,与三相定子绕组交链和感应的电势分别为反转(a-c-b)和正转(a-b-c)依次达到最大值,因此不产生零序电压。由式(3)、(4)可比较正反转磁场幅值的大小,除去相同的部分,B1的系数为ω1+pkωr,B2的系数为ω1-pkωr。当k=1时,由ω1-ωs=pωr可得ω1+pkωr=2ω1-ωs,ω1-pkωr=ωs。明显2ω1-ωs≫ωs,即:定子匝间短路电流产生的反转磁场远大于正转磁场,说明定子绕组匝间短路故障将引起较大的负序电流[12]。这表明可利用定子的负序电流分量做为定子绕组匝间短路的故障特征量,与文献[10]吻合。

当k=3,v=1时,即只考虑磁动势Ff的三次谐波和虑磁动势F${}_f^r$的基波,则

$\begin{array}{l}B{}_f^r=B{}_1{\displaystyle \sum _{n=0}^{2}b}{}_n[\sin (\omega {}_{1}t-\beta {}_f-\phi +3p\theta )+\\ \sin (\omega {}_{1}t+6p\omega {}_{r}t-\beta {}_f-\phi -3p\theta -\frac{2n\text{π}}{3})]-\\ B{}_2{\displaystyle \sum _{n=0}^{2}b}{}_n[\sin (\omega {}_{1}t-\beta {}_f-\phi -3p\theta )+\\ \sin (\omega {}_{1}t-6p\omega {}_{r}t-\beta {}_f-\phi -3p\theta +\frac{2n\text{π}}{3})]\end{array}$

式中:B1项是以ω1反向旋转的磁场,B2项是以ω2正向旋转的磁场。由于3pθ的缘故,定子三相交链和感应电势是同相位的,将在定子绕组中感应基波零序电压。因此,定子匝间短路电流产生的三次谐波磁动势将会产生基波零序电压。据此,选取定子零序电压作为电机定子绕组匝间短路故障的特征量,可以有效诊断电机的定子故障。

2 匝间短路故障的模拟方法

电机的定子绕组发生匝间短路故障后,其阻抗参数随之发生变化,通过对故障后阻抗参数的计算即可实现对匝间短路故障类型和程度的定量分析[13]。

定子绕组每相电阻为

$R{}_1={{\rm K}}^{\prime }\rho {}_{\omega }\frac{2{\rm N}{}_{1}l{}_c}{A{}_{c1}a{}_1}(5)$

式中:N1为每相串联的匝数,lc为线圈半匝平均长度,Ac1为导体的截面积,a1为相绕组并联支路数。

绕组每相的主电抗为

$X{}_m=4\text{π}f\mu {}_0\frac{{\rm N}{}_1^2}{pq}l{}_{ef}\lambda {}_m(6)$

式中:λm为主磁路的磁导率,μ0=0.4π×10-6H/m,f为频率,m为相数,p为极对数,Kdp1为基波绕组系数,lef为电枢的轴向计算长度。

绕组的漏抗为

$X{}_{\sigma }=4\text{π}f\mu {}_0\frac{{\rm N}{}^2}{pq}l{}_{ef}{\displaystyle \sum \lambda }(13)$

式中:∑λ=λs+λv+λt+λE,其中λs、λv、λt、λE分别为槽比漏磁导、谐波比漏磁导、齿顶比漏磁导、端部比漏磁导。

假设有n匝线圈发生短路,用N1′=N1-n代替式(5)和式(6)中的N1,即可计算出故障后的定子阻抗参数,从而建立定子匝间短路故障严重程度的定量分析模型。

3 零序电压的计算与分析

以Flux为仿真平台,通过改变电机定子绕组的匝数和阻抗值的大小,建立双馈异步风力发电机不同程度故障情况下的模型,对电机定子匝间短路故障进行了仿真计算。仿真电机的定子、转子额定电压为380、184V,额定电流为12.5、20A,额定功功率为5.5kW,额定转速为1 445r/min。

电机发生定子匝间短路故障,最直接的反映是定子绕组中出现零序电压分量,零序电压的大小通常用均方根值来计算[14]:

$V{}_0=\sqrt{\frac{1}{{\rm N}}{\displaystyle \sum _{n=1}^n(}v{}_0){}_n^2}$

式中:v0表示零序电压的基波分量,N为采样数据长度。

在转速恒定,电网需求功率等于风力发电机额定功率的条件下,对理想发电机进行仿真分析,通过改变模型短路匝数和短路电阻,得到不同短路情况下的定子零序电压,即可得到零序电压幅值与短路匝数的关系,如图2 所示。

图2表明:电机发生定子绕组匝间短路故障后,定子电压中将出现零序电压分量,其数值随匝间短路故障严重程度的加剧而增大。

4 电源不对称的影响

实际中电机的供电电源不可能时时刻刻保持对称,当电源不对称时,尽管电机三相绕组完全对称,定子中也会出现零序电压。将供电电源设置如下:

$\begin{array}{l}u{}_a=210\sqrt{2}\sin (100\text{π}t)\\ u{}_b=220\sqrt{2}\sin (100\text{π}t-\frac{2\text{π}}{3})\\ u{}_c=220\sqrt{2}\sin (100\text{π}t+\frac{2\text{π}}{3})\end{array}$

在此不对称的电源下,零序电压随短路匝数的变化情况如图3所示。可以看出,在电源不对称的情况下,电机正常时也会出现零序电压。另外,零序电压易受电源不对称的影响,在相同短路故障情况下普遍比电源对称时的值要大。所以,利用零序电压诊断电机的定子匝间短路故障时,需要补偿电源的不理想状况,或者在检测到电源对称时才能用零序电压作为故障特征。

5 负载变化的影响

上述仿真分析是在电机额定负载情况下进行的,而实际中负载是变化的。对电机在电源对称下1/3负载、2/3负载情况下两者之间的关系进行了仿真计算,如图4所示。

由图4可看出,在相同程度的故障情况下,零序电压分量的数值随电机负载的增大而有微弱减小,表明电机输出功率的增加对零序电压分量影响很小。因此,基于零序电压诊断双馈异步发电机定子绕组故障在轻载特别是空载状态下是有利的。

6 结 论

1) 电机在定子发生匝间短路故障后,会在定子中产生零序电压,并随着故障严重程度的增加而增大。

2) 零序电压易受电源不对称的影响,利用零序电压诊断电机的定子匝间短路故障,需要补偿电源的不理想状况,或者在检测到电源对称时才能用零序电压作为故障特征。

3) 零序电压也会受到电机负载情况的影响,但影响不大,零序电压随电机输出功率的增大有微弱的减小,这为基于零序电压的故障诊断带来方便,轻载状态诊断比满载状态诊断有利。

摘要：提出利用零序电压对双馈异步风力发电机定子匝间短路故障进行诊断的方法。在对定子绕组匝间短路故障零序电压分量产生机理进行分析的基础上,提出以零序电压作为故障特征量进行故障诊断。建立双馈异步风力发电机仿真模型,通过改变模型中短路匝数和短路电阻实现了匝间短路故障模拟。对发电机在转速恒定条件下的不同状态发生定子绕组匝间短路故障进行了仿真研究。结果表明:定子发生匝间短路故障后,会在定子中产生零序电压,并随着故障严重程度的增加而增大;零序电压会受到电源不对称和负载情况的影响,且随着负载的增大有微弱减小,利用零序电压进行故障诊断时,需要补偿这些非电机故障因素的影响。

定子绕组匝间短路 篇5

同步发电机励磁绕组匝间短路是一种常见的电气故障。一般轻微的转子匝间短路不会对发电机运行产生严重影响,而且现有的匝间短路保护原理尚不完善,所以目前并不要求必须装设转子绕组匝间短路保护。但如果故障继续发展,会使励磁电流显著增加,发电机输出无功功率减小,机组振动加剧,短路点处的局部过热还可能使故障衍化为转子一点甚至两点接地故障,损坏转子铁芯并可能引起转子大轴磁化,严重情况下还会烧伤轴颈和轴瓦,给机组的安全运行带来巨大威胁[1]。

目前对发电机励磁绕组匝间短路的研究,主要通过实验检测和定性分析,得到两极汽轮发电机转子匝间短路故障会在定子并联支路中产生偶次谐波环流的规律[2,3],也研究了某些发电机励磁电流的故障谐波特征[4,5,6]。也有学者提出利用机组振动特性[7]和电机轴电压[8]进行检测,但这些成果尚不能为设计转子匝间短路保护提供定量化依据。

为了准确计算故障后的励磁电流和定子电流等电气量,本文在文献[9]计算凸极同步电机励磁绕组匝间短路的基础上,对多分支同步发电机的多回路数学模型进行了扩充,实现了各种同步发电机(包括凸极机和隐极机)励磁绕组匝间短路故障的仿真计算,并应用于一台隐极同步实验样机上。

1 用扩充的多回路数学模型研究发电机励磁绕组匝间短路故障

交流电机的多回路分析法[10]以单个线圈为分析单元,在计算由多个线圈串、并联而成的定、转子绕组参数时,先得到单个线圈的参数,然后根据各绕组的实际组成情况,由有关线圈的参数计算出绕组回路参数。该方法能深入到电机绕组内部分析各回路的电流、电压分布情况,而且能够计及气隙磁场的各种谐波,不仅能够分析定子绕组内部故障[11,12],也可用于对发电机励磁绕组匝间短路故障的计算[9]。

本文对文献[9]的多回路数学模型进行了合理扩充,用来计算同步发电机励磁绕组匝间短路故障时定、转子绕组各回路电流及电压。为不失一般性,可只分析励磁绕组并联支路数为1且只有一处发生匝间短路的情况。

1.1 定子各回路的电压方程

励磁绕组匝间短路会引起相绕组内部的不平衡电流,因此不能以相绕组为单元列写定子方程。以图1中每相2分支的电机为例,选取5个回路电流作为定子电流的独立变量。图1中实线箭头代表定子支路的正方向,虚线箭头和带括号的数字代表定子回路的正方向和回路序号。如果电机定子每相并联支路数为n,那么数学模型中定子有NS=3n-1个回路。

以定子各回路电流作为变量,可列出定子各回路的电压方程:

U∞=DΨS′+RS′IS′+MS,TDIS′+RS,TIS′ (1)

式中:U∞代表无穷大电网的电压,是NS维已知向量;D为微分算子;向量ΨS′和IS′分别为定子各回路的磁链和电流;RS′为定子回路电阻矩阵;MS,T和RS,T分别代表变压器的漏感和电阻在定子回路中的作用,均为NS阶常数方阵。

1.2 励磁绕组的电压方程

在故障情况下励磁绕组有2个独立回路,可选择图2虚线箭头所示的2个回路,即正常励磁回路(电流if)和故障附加回路(电流ifkL)。

列写励磁绕组的电压方程如下:

$[\begin{array}{c}E{}_{\text{Ζ}\text{F}}\\ 0\end{array}$

$=\text{D}[\begin{array}{c}\Psi {}_{\text{f}}\\ \Psi {}_{\text{f}\text{k}\text{L}}\end{array}$

$+[\begin{array}{cc}r{}_{\text{f}}+R{}_{\text{Ζ}\text{F}}& r{}_{\text{f}\text{k}}\\ r{}_{\text{f}\text{k}}& r{}_{\text{f}\text{k}}+R{}_{\text{f}\text{k}\text{L}}\end{array}$

$[\begin{array}{c}i{}_{\text{f}}\\ i{}_{\text{f}\text{k}\text{L}}\end{array}〗(2)$

式中:Ψf和ΨfkL分别为励磁绕组正常回路和故障附加回路的磁链;rf和rfk分别为励磁绕组正常回路和短路匝的电阻;EZF和RZF分别为励磁系统电源的电动势和内电阻;RfkL为励磁绕组故障附加回路的短路过渡电阻(金属性短路时RfkL主要为短接线的电阻,可忽略不计)。

1.3 阻尼绕组的电压方程

考虑到故障引起的气隙磁场的各种空间谐波(包括分数次谐波磁场),选择实际的网型阻尼回路(见图3中的虚线箭头)列写电压方程:

$[\begin{array}{c}0\\ 0\\ ⋮\\ 0\\ 0\end{array}$

$=\text{D}[\begin{array}{c}\Psi {}_{\text{d},1}\\ \Psi {}_{\text{d},2}\\ ⋮\\ \Psi {}_{\text{d},{\rm N}{}_{\text{d}}-1}\\ \Psi {}_{\text{d},{\rm N}{}_{\text{d}}}\end{array}$

$+\mathit{R}{}_{\text{d}}[\begin{array}{c}i{}_{\text{d},1}\\ i{}_{\text{d},2}\\ ⋮\\ i{}_{\text{d},{\rm N}{}_{\text{d}}-1}\\ i{}_{\text{d},{\rm N}{}_{\text{d}}}\end{array}〗(3)$

式中:Rd为阻尼回路电阻矩阵,

$\mathit{R}{}_{\text{d}}=[\begin{array}{ccccc}\hfill r{}_{\text{d},1}& \hfill -r{}_{\text{c},2}& \hfill & \hfill & \hfill -r{}_{\text{c},1}\\ \hfill -r{}_{\text{c},2}& \hfill r{}_{\text{d},2}& \hfill \ddots & \hfill & \hfill \\ \hfill & \hfill & \hfill \ddots & \hfill & \hfill \\ \hfill & \hfill \ddots & \hfill & \hfill r{}_{\text{d},{\rm N}{}_{\text{d}}-1}& \hfill -r{}_{\text{c},{\rm N}{}_{\text{d}}}\\ \hfill -r{}_{\text{c},1}& \hfill & \hfill & \hfill -r{}_{\text{c},{\rm N}{}_{\text{d}}}& \hfill r{}_{\text{d},{\rm N}{}_{\text{d}}}\end{array}〗$

rc,i为第i(i=1,2,…,Nd)根阻尼条的电阻;rd,i为第i个阻尼回路的电阻,rd,i=rc,i+rc,i+1+2re,i;re,i为第i个阻尼端环的电阻。

1.4 形成以定子和转子所有回路电流为状态变量的状态方程

综合式(1)～式(3),得到矩阵形式的定、转子所有回路电压方程,可简写为:

U=DΨ′+MTDI′+(R′+RT)I′ (4)

式中:U由电网电压和励磁系统电源电压组成,是已知的列向量;Ψ′和I′分别为定、转子上述各回路的磁链列向量和电流列向量;R′为回路电阻矩阵;MT和RT均为NS+2+Nd阶常数方阵。

本文规定,定、转子各回路正值电流均产生正值磁链,则所有回路的磁链可表示为:

${\mathit{\Psi }}^{\prime }={\mathit{{\rm M}}}^{\prime }{\mathit{{\rm I}}}^{\prime }(5)$

式中:M′为回路电感矩阵,在求解式(4)之前,必须准确计算该矩阵,特别是与发生短路故障的励磁绕组有关的电感参数。

针对凸极同步电机的集中式励磁绕组和隐极同步电机的分布式励磁绕组,都可应用气隙磁导的概念和谐波分析的方法计算与单个励磁线圈有关的电感参数,再按照故障励磁绕组的实际连接情况进行叠加,得到与励磁绕组各回路有关的多回路参数模型。具体推导过程可参见文献[9,13]。

在得到回路电感矩阵之后,利用数值解法求解式(4),可得到励磁绕组匝间短路时同步电机定、转子绕组的所有电流、电压量,实现对故障的暂态仿真。

2 仿真与实验

为检验上述同步发电机转子匝间短路故障扩充的多回路数学模型及相应的数字仿真程序的正确性,在一台特制的样机(下文简称A1553样机)上进行了励磁绕组匝间短路实验研究,并对比了实验结果与仿真结果。

2.1A1553样机的实验方法

A1553样机是一台3对极的隐极同步发电机,其主要参数如下:额定功率PN为12 kW;额定电压UN为400 V;额定电流IN为21.7 A;额定功率因数cos φN为0.8;额定转速nN为1 000 r/min。定子为整数槽叠绕组,每相3个并联分支。转子为6极的叠片铁芯,除开有36个励磁槽(分度数为54,每极中心部分少开3个槽)以外,还开了54个均匀分布的圆形阻尼槽(见图4)。每极下的励磁绕组由3个同心式线圈串联而成,每个线圈的串联匝数都是41,所以励磁绕组每极串联匝数为123,全部6个极下的绕组都串联起来构成整个励磁绕组,其串联总匝数为738。

为便于进行励磁绕组匝间短路实验,A1553样机除引出了励磁绕组首末两端的抽头之外,还在绕组内部引出了5个抽头,各抽头的位置及相应匝数如图4所示。

下面以励磁绕组抽头4与5之间的匝间短路(短路匝数占励磁绕组总匝数的43.5%)为例,对实验结果与仿真结果进行对比和分析。实验在单机空载工况下进行(见图5),A1553样机被一台直流电动机拖动至1 000 r/min。直流电机由6RA70型直流调速设备(SIEMENS制造)驱动,在实验过程中能稳定地保持同步转速。A1553样机励磁绕组的电源由一台输出可调的直流稳压电源提供,电压纹波非常小。将励磁绕组的抽头4和5连到短路开关K两侧,在正常单机空载运行情况下合上开关就能实现匝间短路故障。借助数字存储示波器可记录下故障发生前后定子各分支及转子励磁绕组电流的整个过渡过程(包括进入稳态以后)的实验波形。

2.2 励磁绕组匝间短路故障过渡过程的实验与仿真结果对比

图6为故障过渡过程的实验波形和仿真波形。

实验的故障发生在t=0.13 s。实验中A1553样机正常单机空载运行(0～0.13 s)时出现了仿真中不存在的定子各分支电流,这主要是电机制造和安装中造成的微小偏差所致。除此之外,从图6可以看出,故障后定子分支电流和励磁电流的仿真波形都与实验波形相吻合。

为了进一步检验仿真程序的计算精度,本文还通过傅里叶分解算法得到了实验波形和仿真波形稳态过程中不同频率分量的有效值,如表1所示。

从表1看到,计算出的稳态电流中并没有实验电流中比较明显的定子分支基波电流和励磁绕组1/3次谐波电流。实际上这2种稳态实验电流并非由励磁绕组匝间短路故障引起的。从表1列出的实验值可知,故障前A1553样机定子相绕组内部存在的固有环流中主要是基波成分,也包含较小的2/3 次和4/3次谐波电流;故障后定子分支稳态实验电流的基波大小与故障前几乎相等,而2/3 次和4/3次谐波电流明显增加,说明励磁绕组抽头4和5匝间短路故障带来了定子分支电流的2/3 次和4/3次谐波电流,而基波电流并不是故障产生的。而故障后励磁电流的1/3次谐波分量是由实验中短路点电刷接触电阻随转子运动的变化造成的。这些实际存在的次要因素不在仿真计算的考虑范围之内。

从表1的“计算误差”一列可知,除个别本身数值非常小的谐波分量,励磁绕组匝间短路故障稳态电流各次谐波有效值的计算结果与实验结果的误差几乎不超过20%,而且对于故障后占主要成分的定子分支电流的2/3次和4/3次谐波、励磁电流直流分量,计算误差都在15%以内,验证了数学模型的正确性和仿真程序的准确性。

2.3 励磁绕组匝间短路稳态故障特征分析

结合上面的分析,从表1可以归纳出A1553样机励磁绕组抽头4与5匝间短路的稳态故障特征包括:

1)定子同相并联支路间出现了由分数次谐波组成的环流,其中,2/3次和4/3次谐波环流最大。

2)励磁电流中主要是直流分量,而且比故障前明显增大;交流分量中只包含基波及2次、3次等整数次谐波,并且有效值都比较小。

发电机正常运行时,励磁磁动势在每极下的分布情况相同,只是相邻极下由于绕向相反而方向相反,在空间上每一对极重复一次,所以只包含空间基波和3次、5次等奇数次谐波磁动势,这些磁动势产生的谐波磁场在同相的所有分支都会感应出相同的电动势,不会引起同相并联支路间的环流。

而励磁绕组短路时,各极下磁动势不再相等,故障后的励磁磁动势除包括正常运行时的空间基波及奇数次谐波外,还包括各偶数次和分数次空间谐波。由于A1553样机每分支由相距为π电角度的2个线圈组反向串联而成(见附录A),故障的励磁绕组产生的偶次谐波磁场在每个线圈组产生的感应电动势相等,但因反向串联,结果每个分支的感应电动势都为零,不会产生偶数次谐波环流。而空间各分数次谐波磁动势在定子同相各分支感应出相位不同的电动势,进而引起相绕组内部各分支的分数次谐波环流。由于励磁绕组抽头4与5短路时故障励磁绕组产生的励磁磁动势的空间2/3次和4/3次谐波最大,因此,定子同相并联支路间的谐波环流中2/3次和4/3次谐波最大。

A1553样机定子绕组的空间分布与连接方式(见附录A)决定了定子三相各分支电流共同产生的合成磁动势只会在转子回路(包括励磁绕组及阻尼回路)感应出整数次谐波电流。并且由于A1553样机具有结构完整的阻尼绕组(见图4),使得转子故障电流的交流分量主要分布在阻尼回路中,而励磁电流中的交流分量较小。

由于上述电流谐波特征不同于机端外部短路[10]、定子内部短路[11,12]及转子偏心[14,15]等故障,可作为励磁绕组匝间短路故障诊断的依据。

3 结语

本文建立了同步发电机励磁绕组匝间短路故障扩充的多回路数学模型,可以考虑气隙磁场的各种空间谐波、定子绕组不平衡电流等因素的影响,特别针对隐极同步电机的分布式励磁绕组,准确计算了与发生匝间短路故障的励磁绕组有关的电感参数,实现了隐极同步发电机励磁绕组匝间短路故障的数字仿真。过渡过程和稳态实验结果都验证了数学模型的正确性和仿真程序的准确性,为设计转子匝间短路保护提供了定量化依据。

数字仿真和实验都表明,A1553样机励磁绕组匝间短路故障时定子相绕组内部会出现分数次谐波的稳态环流,励磁绕组会出现基波电流,这种稳态电气特征在机端外部短路、定子内部短路及转子偏心等其他故障中都不会出现,可为励磁绕组匝间短路故障的检测及保护提供依据。

附录见本刊网络版(http://aeps.sgepri.sgcc.com.cn/aeps/ch/index.aspx)。

定子绕组匝间短路 篇6

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

[1]赵博, 张洪亮等.Ansoft12在工程电磁场中的应用[M].北京:中国水利水电出版社, 2009.

[2]胡之光.电机电磁场的分析与计算[M].北京:机械工业出社, 1982.

定子绕组匝间短路 篇7

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

[1]王昕,刘世富,王庆玉,等.电压互感器二次短路引起发电机定子接地保护动作分析[J].电力系统自动化,2013,37(6):130-133.WANG Xin,LIU Shifu,WANG Qingyu,et al.Analysis on stator ground fault protection trip caused by ground fault in voltage transformer circuit[J].Automation of Electric Power Systems,2013,37(6):130-133.

[2]吕景顺,孙亚明,马建海,等.发电机出口电压互感器匝间故障引起机组定子接地保护动作实例分析[J].大电机技术,2009(9):74-75.LJingshun,SUN Yaming,MA Jianhai,et al.Case study of the stator grounding protection act of the generator set caused by the inter-turn fault of the voltage transformer of generator outlet[J].Large Electric Machine and Hydraulic Turbine,2009(9):74-75.

[3]刘宝华,杨洪亮,王福才.发电机出口PT匝间短路故障分析[J].电站系统工程,2013,29(6):53-54.LIU Baohua,YANG Hongliang,WANG Fucai.Generator outlet PT-turn fault analysis[J].Power system Engineering,2013,29(6):53-54.

[4]赵立新.一起发电机定子接地保护动作分析[C]//第二届全国发电厂电气专业技术交流研讨会论文集,2009:57-58.

[5]赵淼,赵文炎,高自伟,等.电压互感器一次绕组匝间短路引起发电机运行异常的分析及处理[J].黑龙江电力,2014,36(2):160-162.ZHAO Miao,ZHAO Wenyan,GAO Ziwei,et al.Analysis and treatment of the abnormality of generator caused by potential transformer primary winding between-turns short circuit[J].Heilongjiang Electric Power,2014,36(2):160-162.

[6]张兵海,苏艳宾,马彦河,等.TV故障引起的发电机定子接地保护动作分析[J].河北电力技术,2011,30(4):5-6.ZHANG Binghai,SU Yanbin,MA Yanhe,et al.Analysis on generator stator earth fault protection by voltage transformer fault[J].Hebei Electric Power,2011,30(4):5-6.

[7]李军保,焦斌,潘生华,等.一起发电机电压互感器匝间故障导致的跳机事故分析[C]//2013年继电保护专业年会暨学术研讨会论文集,2013:42-49.

[8]电流互感器和电压互感器选择及计算导则:DL/T 866-2004[S].北京:中国电力出版社,2004.

[9]王维俭.电气主设备继电保护原理与应用[M].2版.北京:中国电力出版社,2001.