直驅永磁風力發電機繞組短路保護研究

王春亮， 何 山， 王維慶， 程 靜， 文 龍

(1. 新疆大學 電氣工程學院, 烏魯木齊 830049； 2. 可再生能源發電與并網技術教育部工程研究中心, 烏魯木齊 830049)

直驅永磁風力發電機繞組短路保護研究

王春亮1,2， 何 山1,2， 王維慶1,2， 程 靜1,2， 文 龍1,2

(1. 新疆大學 電氣工程學院, 烏魯木齊 830049； 2. 可再生能源發電與并網技術教育部工程研究中心, 烏魯木齊 830049)

隨著風電機組單機容量越來越大，對其配置有效的保護具有重要的意義。筆者以1.5 MW直驅永磁風力發電機繞組為研究對象，重點研究了其匝間及單相接地短路故障，并基于ANSOFT MAXWELL暫態仿真得到故障前后繞組電流的波形，分析其特征。對不同匝數的繞組短路故障進行了仿真，對比分析得出故障前后電流變化趨勢，為永磁發電機繞組短路故障設計有效的保護方案，提出了夯實依據。

直驅永磁發電機； 數學模型； 繞組短路計算； ANSOFT暫態仿真； 主保護配置

中國東北、甘肅、寧夏、等大型風電基地都曾因風電機組小故障導致大面積機組被切除，發生大面積脫網事故，進一步加劇了電壓跌落，造成事故擴大[1]。隨著風電機組單機容量的增大，永磁發電機定子繞組分支數較多，定子電流達到了一個新水平，而且發生故障后的短路電流更大，對發電機構成的威脅十分嚴重。據統計，全國各地風電場的共計幾十臺永磁風力發電機，工作4～5年后，先后發生不同程度的發電機匝間及單相對地短路，引起更加嚴重的絕緣擊穿故障。返廠后經專業人員測試發現，絕緣電阻已由出廠實驗時的幾百兆歐劇降至幾兆歐,繞組絕緣受到變性損壞甚至燒黑。新疆達坂城風電場的發電機，在大雨過后，曾經出現過繞組短路燒毀現象。而且，目前中國的風力發電機還沒有配備針對自身繞組的有效保護，現場運行的電機繞組故障頻發，損失較大，因此研究發電機的保護很有必要。

當今，主要的研究主要集中在雙饋風力發電機和異步風力發電機上，對直驅永磁風力發電機的研究較少，而且一般比較簡單。文獻[2-4]建立了永磁直驅發電機模型，通過采用改變發電系統的控制策略，實現了性能最佳的風能跟蹤控制；文獻[5]針對采用雙PWM變頻器的直驅式風電機組進行了研究，提出了一種基于最佳功率給定的發電機最大風能跟蹤控制策略；文獻[6]建立了完整的直驅永磁同步風電機組各主要部分的數學模型，研究了發生三相對稱短路的情況，并仿真出故障時的動態特性；文獻[7-11]研究了電網端發生三相對稱短路、單相短路及兩相短路的情況下，不同類型風電機組低電壓穿越(low voltage ride through，LVRT)能力應滿足的條件，并研究了電網側變流器的控制策略。由于永磁發電機勵磁不可控，繞組分支數較多且不同部位的繞組短路故障電流不同，短路電流的d、q軸分解困難等原因，永磁發電機繞組短路故障的暫態過程分析相當不完善，其保護文獻幾乎沒有。因此，本文以1.5 MW永磁直驅風力發電機繞組結構和故障分析為基礎，分析永磁發電機組繞組內部短路故障特征，繼而提出相應的保護配置方案。

1 永磁同步發電機的繞組結構以及 數學模型

1.1 永磁發電機的繞組結構

本文研究的1.5 MW永磁風力發電機的定子鐵心是由經涂漆處理過的0.5 mm高硅扇形片套于鴿尾支持筋上疊壓而成,全長分成若干段,形成若干徑向風道,鐵心用壓圈壓緊。發電機定子線圈由雙玻扁銅線制成, 匝間絕緣用絕緣墊條或半疊包以絕緣帶如圖1、圖2所示。

圖1 定子繞組連接圖

在圖1、圖2中，線圈端部以環氧玻璃布板墊緊。直線部分與端部均采用模壓，端部做成籃式漸伸線結構，經三個端箍成一整體，并通過環氧玻璃布板支架固定在機座兩端。定子在引出線端有6根出線銅排。轉子護環采用非磁性鋼鍛件，以減少轉子漏磁及損耗。中心環采用優質鋼鍛件，護環與中心環采用熱套配合，護環與轉子本體也采用熱套配合，中心環采用環鍵作為軸向固定。

1.2 三相靜止坐標系下永磁發電機數學模型

為簡化分析，本文做以下約定[12]：

圖2 繞組連接軸向圖

1)忽略磁路飽和、渦流和磁滯損耗效應。

2)忽略永磁體的阻尼效應，不考慮空間諧波。

3)PMSG(permanent magnet synchronous generator)有對稱的三相繞組,生成沿PMSG氣隙圓周的磁動勢,并且按正弦規律分布，定子繞組中感應電動勢波形為正弦波。

4)設PMSG的永磁體產生的磁鏈為ψ，同步電機角速度為ωr，則PSMG在三相靜止坐標系下的定子電壓矢量方程為

(1)

式中：ψej(wr,t+θ)為磁鏈ψ在極坐標下的表示形式；Rs、is、Ls分別為永磁同步發電機定子繞組的電阻、電流、電感。

為永磁發電機分析的便利性，一般情況下，采用轉子磁場、定子電壓、定子磁場等矢量作為參照系的d軸方向。由于永磁發電機電動勢E、電機端電壓u、端電流i及電機電樞磁場呈一定的向量關系，因此為了方便對電機進行解耦研究，需要把永磁電壓矢量方程變換到d、q旋轉參照系上。在以定子磁通為正方向的d、q旋轉參照系下，永磁同步電機電壓方程、電磁轉矩方程和定子磁鏈方程分別為：

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：usd、usq分別為發電機端電壓d、q軸分量；Rs為定子繞組電阻；wr為電角度；isd、isq分別為發電機定子繞組d、q軸電流；ψd、ψq分別為發電機定子磁鏈d、q軸分量。p為發電機轉子極對數；Lsd、Lsq、Lso分別為d、q、o軸同步電感；ψpm為永磁體建立的磁鏈幅值。

d、q參照系下功率方程為：

(6)

假定發電機轉子磁鏈ψ、同步電機電感Lsq、Lsq恒定值，聯立等式(3)、(5)消去磁鏈，可得永磁電機額定電流方程：

(7)

式中，空載電勢Es=wrψ。

聯立式子(4)、(5)，將電磁轉矩方程轉換為：

(8)

通過分析永磁同步發電機數學模型可知，在給定發電機參數后，發電機的電壓ud、uq和轉速wr成固定比例關系，轉速wr的加速度值由輸入機械轉矩Tm和輸出電磁扭矩Te之差決定，而發電機的電磁轉矩Tm又取決于發電機的定子電流id、iq。

2 繞組故障仿真分析

在發電機短路保護研究中，配置保護時需要校驗其保護動作的靈敏度，保護方案是否具有高度靈敏的動作與故障時的差動電流有關。本次研究中，為了使靈敏度的計算更加準確，對以下五種短路類型進行了深入研究，并得出每相短路電流的大小，為繞組保護方案的配置提供了夯實依據。

2.1 Ansoft Maxwell 2D建模

本文中采用Ansoft Maxwell 2D電磁場分析軟件建立電機模型，用外電路模擬匝間及單相接地短路，定子匝間短路的原理圖及部位示意圖如圖3、圖4所示。

本模型依據1.5 MW永磁發電機參數建模，其基本參數為額定功率：1.5 MW；額定轉速：17.6 r/min ；極數：88；槽數：576；定子外徑：4505 mm；定子內徑：4140 mm；氣隙：6 mm；電壓：690 V；頻率：16.0 Hz；接法：Y；每相槽數：16；并聯支路數：8。仿真中設A相一條支路中的線圈發生匝間及接地短路，分別對正常情況1匝、3匝、5匝、7匝及單相接地短路情況進行仿真計算。

圖3 發電機定子匝間短路原理圖

圖4 發電機定子匝間短路部位示意圖

2.2 定子繞組匝間短路仿真結果

繞組正常及不同匝數短路情況下定子側相電流波形如圖5所示。

不同程度故障下的定子側相電流有效值如表1所示。

表1 定子側相電流有效值

Table 1 Effect value of stator phase current

工況相電流有效值IAIBIC 正常運行1613．88841608．79391622．17431匝短路2063．89211619．92831625．92623匝短路2172．88731643．38611700．78355匝短路2298．37371670．24821786．21787匝短路2445．79521699．47371806．1099

由圖5和表1中可見，繞組正常時，定子側三相電流有效值基本相等；當繞組發生1匝短路時，三相對稱電流被破壞，各相幅值均呈現不同的升高趨勢，其中B相和C相電流的增幅較小且變化后的幅值基本相等，A相電流增幅較大；隨著短路繞組匝數的增加，當發生3匝、5匝、7匝短路時，三相電流不對稱分布的趨勢更加明顯，而B相和C相電流幅值的變化依然不大，A相電流的增幅、幅值明顯大于B相和C相。

圖5 定子側相電流

2.3 定子繞組單相接地短路仿真結果

正常及單相接地短路故障如圖6所示。A相單相接地短路故障下的定子側相電流有效值如表2所示。

由圖6和表2可見，繞組正常時，定子側三相電流有效值基本相等；當發生A相單相接地短路時，三相電流的幅值均有較大程度的增大，且A相電流幅值變化明顯大于B相和C相。

圖6 定子側相電流

表2 定子相電流有效值

3 繞組短路保護方案配置

結合1.5 MW永磁風力發電機的繞組結構，通過對發電機全面的內部短路分析、定量化的計算過程，制定針對繞組短路故障的主保護方案，以改變永磁風力發電機繞組無有效保護的現狀，為中國大型永磁風力發電機的正常運行提供安全保證[13-15]。

運用多回路的分析方法，通過匝間及單相接地短路的仿真計算，得出繞組故障時不同相的電流數值，并在此仿真基礎上配置不同類型的主保護方案。

1)方案1—“3-2-3”中性點引出方式

該方案的設計如圖7所示，分別將A、B、C三相分支數為1、4、7的分支連接在一起，形成中性點O1；再將每相的第2、6分支和第3、5、8分支接在一起，分別形成中性點O2和O3。在中性點O1-O2及O2-O3之間裝設兩個具有穩態保護功能的P級電流互感器TAO1和TAO2，并在A、B、C三相的1、4、7分支和3、5、8分支上裝設具有避免暫態誤動功能的TPY級電流互感器TA1—TA6，以構成兩套不完全縱差保護、一套不完全裂相橫差保護和兩套零序電流型橫差保護。

圖7 永磁發電機主保護配置方案1

2)方案2—“2-4-2”中性點引出方式

該方案的設計如圖8所示，分別將A、B、C三相分支數為1、5的分支接在一起，形成中性點O1；再將每相的第2、4、6、8分支或第3、7分支接在一起，分別形成中性點O2和O3。在中性點O1-O2、O2-O3之間裝設兩個具有穩態保護功能的P級電流互感器TAO1和TAO2，并在A、B、C三相的1、5分支和3、7分支上裝設具有避免暫態誤動功能的TPY級電流互感器TA1-TA6，以構成兩套不完全縱差保護、一套不完全裂相橫差保護和兩套零序電流型橫差保護。

圖8 永磁發電機主保護配置方案2

由圖8可見，采用“2-4-2”中性點引出方式時，發生在同相不同分支處的不同電位點故障始終出現在不同的分支保護電路中，從而保證了高度靈敏的主保護方案，因為此短路故障時數值比較大的回路電流流入差動回路；而采用“3-2-3”中性點引出方式時，無論是“支路相鄰連接”還是“支路相隔連接”，都不能保證發生在同相不同分支處的不同電位點故障始終出現在不同的分支保護電路中，所以，采用“2-4-2”的主保護方案后保護靈敏度更高，保護死區更小。

上述配置的保護方案致力于“不完全縱差保護+完全/不完全裂相橫差保護”構成的“一縱兩橫”的保護格局。對于直驅永磁風力發電機實際運行中發生的繞組匝間及單相接地故障，通過配置上述圖7及圖8所示的主保護，可保證直驅永磁風力發電機組的主保護靈敏動作，從而保護性能優異。

4 結 論

1)建立了直驅永磁風力發電機空載有限元數學模型，在此模型基礎上用外電路模擬匝間及單相接地短路，得出當定子發生匝間短路時，定子各相電流呈不對稱分布，且隨著故障程度的加深，故障相電流的增幅及幅值明顯大于非故障相。

2)繞組發生單相接地短路故障時，各相短路電流對發電機繞組的威脅更加嚴重。

3)分析了永磁風電機組繞組發生匝間及單相接地故障，配置了“一縱兩橫”的主保護方案，從而改變了直驅永磁風電機組無有效保護的現狀。

4)通過對比分析內部繞組不同短路故障時的數據得知：對于匝間短路故障，橫向電流差明顯大于縱向，且橫差保護的靈敏度優于不完全縱差保護的靈敏度。

[1] 張國新. 風力發電并網技術及電能質量控制策略[J]. 電力自動化設備, 2009, 29(6): 130-132. ZHANG Guoxin. Parallel-in technology of wind power and power quality control strategy[J]. Electric Power Automation Equipment, 2009, 29(6): 130-132.

[2] 張梅, 何國慶, 趙海翔, 等. 直驅式永磁同步風力發電機組的建模與仿真[J].中國電力, 2008, 41(6): 79-84. ZHANG Mei, HE Guoqing, ZHAO Haixiang, et al. Modeling and dynamic simulations of a direct driven permanent magnet synchronous generator based wind turbine unit[J]. China Electric Power, 2008, 41(6): 79-84.

[3] 徐科, 胡敏強, 鄭建勇, 等. 風力發電機無速度傳感器網側功率直接控制[J]. 電力系統自動化, 2006, 30(23): 43-47. XU Ke, HU Minqiang, ZHENG Jianyong, et al. Direct-control Grid-connected Power with None Direct Speed Measurement of Direct-drive Wind Generator[J]. Automation of Electric Power System, 2006, 30(23): 43-47.

[4] 閆耀民, 范瑜, 汪至中, 等. 永磁同步電機風力發電系統的自尋優控制[J]. 電工技術學報, 2002, 17(6): 82-86. YAN Yaomin, FAN Yu, WANG Zhizhong, et al. Self-optimization control of PM synchronous wind turbine generator system[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2002,17(6):82-86.

[5] 姚駿, 廖勇, 瞿興鴻, 等. 直驅永磁同步風力發電機的最佳風能跟蹤控制[J]. 電網技術, 2008, 32(10): 11-16. YAO Jun, LIAO Yong, JU Xinghong, et al. Optimal wind-energy tracking control of direct-driven permanent magnet synchronous generators for wind turbines[J]. Power System Technology, 2008, 32(10): 11-16.

[6] 栗然, 高起山, 劉偉. 直驅永磁同步風電機組的三相短路故障特性[J]. 電網技術, 2011, 35(10): 153-158. LI Ran, GAO Qishan, LIU Wei. Characteristics of direct-driven permanent magnet synchronous wind power generator-under symmetrical three-phase short-circuit fault[J]. Power System Technology, 2011, 35(10): 153-158.

[7] ABBEY C, JOOS G. Effect of low voltage ride through (LVRT) characteristic on voltage stability[J]. IEEE Trans on Industry Applications, 2005, 41(3): 1-7.

[8] 關宏亮, 趙海翔, 遲永寧, 等. 電力系統對并網風電機組承受低電壓能力的要求[J]. 電網技術, 2007, 31(7): 78-82. GUAN Hongliang, ZHAO Haixiang, CHI Yongning, et al. Requirement for LVRT capability of wind turbine generator in power system[J]. Power System Technology, 2007, 31(7): 78-82.

[9] PENMAN.J., SEDDING.H.J., LOYD.B.A., FINK.W.T.Detection and location of interturn short circuits in the stator windings of operating motors[J].IEEE Transaction on Energy Conversion, 1994, 9(4): 652-658.

[10] LEGOWSKI S F, SADRUL ULA A H M, TRZYNADLOWSKI A M. Instantaneous power as a medium for the signature analysis of induction motors[J].IEEE Transactions on Industry Applications.1996, 32(4):904-909.

[11] SHAH D, NANDI S,NETI P, et al.Stator inter-turn fault detection of doubly-fed induction generators using rotor current and search coil voltage signature analysis[J]. IEEE International Energy Conference, December 18-22,2010, Manama,Bahrain: 310-315.

[12] 屠黎明, 胡敏強, 肖仕君, 等. 發電機定子繞組內部故障分析方法[J]電力系統自動化, 2001, 25(17):47-52. TU Liming, HU Minqiang, XIAO Shijun, et al. Research methods of the generator with internal armature winding fault[J]. Automation of Electric Power system, 2001, 25(17): 47-52.

[13] T.S.KULIG,G.W.BUCKLEY,D.LAMBRECHT,M.LISE.A new approach to determine transient generator winding and damper currents in cases of internal and external faults and abnormal operation[C]. Institute of Electrical and Electronics Engineers Transactions on Energy Conversion, 1990, 5(1): 70-78.

[14] 伍葉凱, 鄒東霞.一種高靈敏度的發電機橫差保護方案[J].電網技術, 1997,21( 1):35- 40. WU Yekai, ZUO Dongxia. A project of high sensitivity transverse differential protection for generator[J]. Power System Technology, 1997, 21(1): 35-40.

[15] 黃晶晶. 發電機定子匝間保護的研究[D]. 杭州: 浙江大學, 2008: 12-45. HUANG Jingjing, Research on the inter-turn protection for stator windings of generator[D]. Hangzhou: Zhejiang University, 2008: 12-45.

(編輯 郭金光)

Research on winding short circuit protection for direct-driven permanent magnet wind turbine generator

WANG Chunliang1,2, HE Shan1,2, WANG Weiqing1,2, CHENG Jing1,2, WEN Long1,2

(1. School of Electrician Engineering, Xinjiang University, Urumqi 830049, China; 2. Engineering Research Center of Education Ministry for Renewable Energy Power Generation and Grid Technology, Urumqi 830049;China)

As the wind turbine unit capacity is more and more gigantic, the effective protection on the its configuration is of great significance. Taking the winding of 1.5 MW direct-driven permanent magnet wind generator as the research object, the interturn and single-phase ground short circuit faults are researched as the priority. The waveform of winding current before and after the fault is obtained based on the ANSOFT MAXWELL transient simulation, its characteristics are analyzed and the fault feature is found according to the characteristics of the stator current. The simulation on winding short-circuit fault on different number of turns is made and the comparative analysis is made to get the changing trend of electric current before and after the fault, which provides the solid foundation for the protection scheme of the short-circuit fault of permanent magnet generator.

direct-driven permanent magnet generator; mathematical model; short-circuit winding calculation; ANSOFT transient simulation; main protection configuration

2016-12-12。

王春亮(1987—)，男，碩士研究生，研究方向為可再生能源與控制技術。

TM315

A

2095-6843(2017)02-0114-06