高壓變頻器試驗用同步發電機組的設計特點

王偉光

(1. 哈爾濱理工大學 電氣與電子工程學院，黑龍江 哈爾濱 150080;2. 哈爾濱電氣動力裝備有限公司，黑龍江 哈爾濱 150040；3. 黑龍江省核主泵工程技術研究中心，黑龍江 哈爾濱 150040)

高壓變頻器試驗用同步發電機組的設計特點

王偉光1,2,3

(1. 哈爾濱理工大學 電氣與電子工程學院，黑龍江 哈爾濱 150080;2. 哈爾濱電氣動力裝備有限公司，黑龍江 哈爾濱 150040；3. 黑龍江省核主泵工程技術研究中心，黑龍江 哈爾濱 150040)

介紹了高壓變頻器試驗用同步發電機組電磁設計和結構設計等方面的特點，基于二維時域有限元法對該同步發電機組兩個電機的諧波分布、氣隙磁場時間分布、起動過程中阻尼環電密時間分布等電磁特性進行計算和分析。通過同步發電機機組樣機型式試驗驗證了設計方案的可行性，為該類高壓同步發電機機組在高壓變頻器領域進一步應用奠定基礎。

高壓變頻器； 同步發電機； 電磁設計； 電磁彈射

0 引 言

電磁彈射用電力變換系統、高壓變頻器等設備進行型式試驗時，需要電動機-發電機系統驗證可靠性[1-5]。

大功率高壓變頻器一般都采用定制模式，由輸入輸出、整流、中間直流、濾波、逆變和控制六大部分構成[6]；需對其進行出廠型式試驗，通過模擬等效負載來考核變頻器的動態響應、溫升、抗干擾及可靠性[7]。

傳統有三種考核方式：阻感系統、感抗系統和電動機-直流發電機系統。阻感系統由三相電感與電阻Y接構成，感抗系統由三相純電感Y接構成；前者可對靜態性能考核，后者側重動態性能考核。這兩種系統易搭建、成本低，但變頻器無法達到額定工作狀態下的電流值。變頻器的整流部分工作在工頻，損耗及發熱量較小；而逆變部分相對頻率較高，因此其主要元件IGBT、IGCT的損耗及發熱量相對較大。通過電動機-直流發電機系統，使變頻器工作在額定電流狀態下，可以較全面地考核逆變部分發熱元件的性能，降低高壓變頻器相關部件熱損傷的運行風險[8-10]。

直流發電機可以將電能通過直流母線回饋至電動機變頻器側，變頻器的負載大小可以采用其調節勵磁電流來實現。由于直流電壓在過低的工況下，逆變很難成功[11-16]，所以變頻器的模擬溫升試驗對于矢量變頻器零轉速或者較低轉速的試驗是不適合的。在GB/T 12668.4—2004《調速電氣傳動系統》標準中溫升試驗要求在最大負載下，以最低轉速、基本轉速、最大轉速進行溫升試驗；對于電機負載而言，最低轉速時達到最大轉矩，此時變頻器工作在最大電流狀態[17-18]。因此，需要開發一類可以在較低頻率及轉速試驗用的同步發電機組，可互為電動機、發電機，降低試驗系統復雜性。

新型同步發電機組全載試驗系統由兩臺同容量不同電壓等級的同步電機通過聯軸器串聯構成，任意一臺作為電動機，則另一臺作為發電機。此系統可以同時進行兩個電壓等級的高壓變頻器型式試驗，也可以通過直流母線實現能量回饋，確保了電能的循環利用，對新型高壓變頻器拓撲結構提供了有效驗證手段[19-20]。

1 設計特點

同步發電機組在電磁及結構設計時，應充分考慮變頻器的工作特點，即負載特性、電源特性和溫升。

負載特性是考核變頻器電機負載的轉矩特性，與電機速度成正比例負載特性，與電機速度平方成反比例負載特性，階梯仿真等用戶自定義負載特性。

電源特性是考核變頻器電機負載的波形特性，變頻器輸出電壓不平衡度、輸出電壓變化率(dU/dt)，負載電機的絕緣、共模電壓限制及諧波含量約束。

溫升是考核變頻器達到工作電流時的穩定溫度差，逆變部分的主要元件IGBT或IGCT最大結溫約150 ℃，若超過則變頻器的逆變過程會失敗。

10 000 V試驗電機以另一臺6 000 V電機為負載，試驗電機為電動機狀態，負載電機為發電機狀態，兩電機采用鋼性法蘭相連接，組成一套試驗機組。做6 000 V變頻器試驗時，6 000 V電機為試驗電動機，10 000 V電機為負載發電機，發電機組連接方式如圖1所示。

圖1 高壓變頻器試驗用同步發電機組

同步發電機機組的兩個電機均為凸極同步電機，可以互為牽引，兩者電氣性能參數如表1所示。

表1 同步發電機組電氣性能參數

2 電磁設計

為簡化分析，對兩個同步電機做如下假定[21]：

(1) 把問題作為二維磁場問題來處理。

(2) 不計磁飽和率，主極鐵心取磁極鋼板在磁化曲線線性部分時的磁導率。

(3) 計算直軸和交軸電樞磁場時，電樞磁勢用電樞表面的正旋電流片來代替。對于直軸電樞磁勢，電流片的電密為式(1)，對于交軸電樞磁勢，電流片的電密為式(2)。

式中:Jm——電流密度幅值；x——電樞表面各點至主極中心線的距離。

(4) 電樞表面為光滑，不計曲率的影響。

(5) 在極弧范圍內，氣隙用式(3)表達。

式中:δ——最小氣隙；δmax——極弧下的最大氣隙;α——極弧系數；τ——極距。

在整個求解域內，向量磁位A滿足二維泊松方程：

式中:J——電流密度，在非截流區，J=0。

2. 2 二維求解域剖分

同步發電機組由兩個電機構成。這兩個電機采用同樣的定轉子沖片，同樣的繞組接線和節距。因此采用同一個求解域。剖分單元區域如圖2所示。

圖2 電機單元剖分

2. 3 二維穩態磁場分析

6 kV發電機磁力線和磁密分布如圖3所示，10 kV發電機磁力線和磁密分布如圖4所示，10 kV發電機2倍過載7 000 kW時磁力線和磁密分布如圖5所示。由圖3～圖5可見，當電機功率均為3 500 kW時，6 kV和10 kV兩個工況下，定轉子磁密分布基本一致；當10 kV下2倍過載時，轉子齒、定子齒均出現局部飽和的情況，旋轉方向轉子齒前端磁飽和情況比非過載時6 kV和10 kV均嚴重的多。

該系統主要采用JSP語言編寫，開發環境為MyEclips,服務器采用Apache Tomcat，數據庫采用MSSQL Server2005。

圖3 6 kV磁力線、磁密云圖

圖4 10 kV磁力線、磁密云圖

圖5 10 kV 2倍過載磁力線、磁密云圖

2.4 二維時域磁場分析

基于二維時域有限元法[21]，對同步發電機組的氣隙磁密進行磁場分析，得出隨時間和旋轉角度氣隙磁密三維分布，并進行了傅里葉分解[22-26]，得到各次諧波。

6 kV發電機磁力線和磁密分布如圖6所示，10 kV發電機磁力線和磁密分布如圖7所示，10 kV發電機2倍過載7 000 kW時磁力線和磁密分布如圖8所示。由圖6～圖8可見，當電機功率均為3 500 kW時，6 kV和10 kV兩個工況下，氣隙磁密分布基本一致，各次諧波基本一致；當10 kV下2倍過載時，氣隙磁場幅值有所提高，氣隙波形變差，經諧波分解高次諧波幅值有所提高，發電質量下降。

圖6 6 kV氣隙磁場及諧波分解

圖7 10 kV氣隙磁場及諧波分解

圖8 10 kV 2倍過載氣隙磁場及諧波分解

圖9為三種工況氣隙磁密FFT分解圖，由圖9對比可知10 kV 2倍過載諧波含量較高。

圖9 三種工況氣隙磁密FFT分解圖

2. 5 定子接線分析

根據選定的定子槽數和轉子磁極，分析定子繞組在不同節距下，定子齒諧波的分布，如圖10所示。

圖10 節距域齒諧波關系圖

圖10為節距域齒諧波關系圖，根據圖10，可知節距為9的方案定子齒諧波最小，進而確定了兩個發電機的繞組接線，如圖11所示。

圖11 發電機組繞組接線圖

2. 6 起動過程分析

根據以上有限元分析，進一步得出了，同步發電機在3個工況下的起動過程定子三相電流，如圖12所示。6 kV下3 500 kW工況與10 kV下7 000 kW的起動電流基本一致，10 kV下3 500 kW的起動電流較小。

圖12 同步發電機起動過程定子三相電流圖

圖13 阻尼環電密振蕩時間分布圖

在起動過程中，轉子阻尼環將有較大的電流沖擊，有必要通過有限元法，分析其沖擊電流的幅值和持續時間。三種工況起動時阻尼環電密振蕩如圖13所示。由圖13可見10 kV下2倍過載時，阻尼環電密最大值約為15 A/mm2，6 kV下3 500 kW阻尼環電密最大值約為10 A/mm2，10 kV下3 500 kW阻尼環電密最大值約為9 A/mm2。三種工況下，阻尼環電流均在約0.6 s完成振蕩，即同步發電機轉子與定子旋轉磁場同步，阻尼環無法感應出電流，此時阻尼環電密為0。

圖14 阻尼環電密與磁鏈關系圖

在起動過程中，得出阻尼環與磁鏈之間的變動關系，如圖14所示。10 kV下2倍過載時，達到相同阻尼環電密所需要磁鏈變化區域最大，6 kV下3 500 kW阻尼環所需要磁鏈變化區域局中，10 kV下3 500 kW阻尼環所需要磁鏈變化區域最小，10 kV下7 000 kW時磁通最大。

3 結構設計

同步發電機為臥式結構，電機的中心高為900 mm。兩電機非傳動端軸端均設置碼盤。每臺電機帶2個球面座式滑動軸承和1個底板。配有高壓油頂起和潤滑油站，電源引出線位于機座下部。

定子鐵心采用直槽結構，鐵心的徑向通風溝寬為7 mm。定子線圈為雙層疊繞組，1路Y接和2路Y接。定子接線采用銅環結構，6根引出線，繞組內埋設9支三線制鉑熱電阻溫度計Pt100，用來檢測定子線圈和鐵心溫度，進風口設2支鉑熱電阻，出風口設1支。

主軸采用鍛鋼C55E+N。磁極線圈帶有散熱匝。阻尼繞組采用全阻尼系統，阻尼環之間采用Ω形連接片的軟連接結構，并在磁極之間裝有元寶形撐塊。匝間絕緣采用2層0.13 mm厚上膠Nomex紙，在線圈的上、下表面和內側對地主絕緣均使用Nomex紙固化成型。磁極線圈套入鐵心后，用浸膠滌綸氈和環氧玻璃布板將端部和其他所有縫隙塞滿，加熱固化后使線圈、鐵心及上、下托板成為一體。集電環采用裝配式結構，集電環的材料為不銹鋼。

電機傳動端和非傳動端均使用Φ600 mm座式球面軸承,軸承在軸瓦的底部開有高壓注油孔，通過高壓油管路可以始終向軸承內注入高壓油，以便提高電動機的動態特性。每個軸承裝有一個電接點壓力式溫度計和一個雙支鉑熱電阻溫度計(Pt100)，可以在控制室內和現場監測軸承的運行溫度。

電動機裝有大外罩將定子罩住。集電環裝配設有與機座外罩連接的防護罩，連接處用軸封板密封。

電動機的通風方式為密閉循環強迫通風，電機本體不裝風扇，依靠外裝風機構成循環風路。冷卻空氣由定子上部兩側進風口進入電機內部，熱空氣從定子中部出風口排出，然后經水-空冷卻器冷卻后再進入電機內。

4 試驗研究

同步發電機機組安裝在某高壓變頻器試驗中心，進行多項驗收試驗。機組實物布置如圖15所示。

圖15 型式試驗機組實物布置

兩個同步發電機型式試驗數值對比如表2所示，其中，等效負載溫升試驗僅做6 kV下3 500 kW工況。

表2 同步發電機組型式試驗數值對比表

技術規格書要求定子繞組溫升不大于105 K，定子鐵心溫升不大于100 K，轉子繞組溫升不大于110 K，其余要求執行國家標準GB 755，從型式試驗結果可知，設計參數符合技術要求，方案還有一定的安全余量。

5 結 語

通過以上研究及測試，分析后得出如下結論：

(1) 相比電動機-直流發電機，高壓變頻器試驗用同步發電機組結構簡單緊湊，系統可靠性較高。

(2) 選擇合理的槽配合、定子接線方式，可以較好抑制發電機的齒諧波，提高發電波形質量。

(3) 同步發電機設計時，應關注起動過程阻尼環電密沖擊幅值，防止阻尼環過熱損壞。本方案同步電機起動沖擊過程持續時間為0.6 s。

(4) 同步發電機組，應優先選擇同樣槽數、轉子極數和相同的中心高，兩個電機采用同一套沖片及定、轉子部套模具，降低成本和維護復雜度。

(5) 高壓大容量變頻器用同步發電機組等效負載溫升試驗滿足技術要求，為沖擊工況留有安全余量。

[1] 徐穎,王春巖,丁雅麗,等.一種可變電壓等級恒功率輸出的變流器實現方法[J].變頻器世界,2011(8): 90-94.

[2] 蘇子舟,張濤,張博,等.導彈電磁彈射技術綜述[J].飛航導彈,2016(8): 28-32.

[3] 馬偉明.艦船綜合電力系統中的機電能量轉換技術[J]. 電氣工程學報,2015,10(4): 3-10.

[4] 紀鋒,付立軍,王公寶,等.艦船綜合電力系統飛輪儲能控制器設計[J].中國電機工程學報,2015,35(12): 2952-2959.

[5] 李小民,李會來,向紅軍,等.飛機電磁彈射系統發展及其關鍵技術[J]. 裝甲兵工程學院學報,2014(4): 1-7.

[6] 李亞軍,劉海全,徐開亞.高壓大功率變頻器研發探究[J].低碳世界,2016(28): 95-96.

[7] 劉斌,張登山,STEPHAN B,等.西門子新一代多功能型模塊化多電平高壓變頻器[J].電氣傳動,2016,46(4): 22-25.

[8] 王永鑫.中高壓變頻器冷卻方案比較和選型分析[J].電氣傳動自動化,2015(3): 47-51.

[9] 蔡定國,楊祥江,唐金權.高壓變頻器用水冷移相變壓器水力計算研究[J].變壓器,2016(9): 5-7.

[10] 馮芬,胡清.級聯型高壓變頻器的散熱器優化設計策略[J]. 電力電子技術,2016,50(8): 86-88+93.

[11] 胡志濤,李興鶴.級聯型高壓變頻器輸出電壓觀測器研究與實現[J]. 電源學報,2016,14(5): 137-144.

[12] 王書秀,吳振興,孫樂,等.一種能量回饋的高壓變頻器失電跨越控制策略[J].電氣傳動,2016,46(8): 11-15.

[13] 姜宏麗.級聯型高壓變頻器的矢量控制及低電壓穿越技術研究[D].北京: 華北電力大學,2015.

[14] 王璐琤.高壓四象限變頻器功率單元母線電壓波動的分析[J].大功率變流技術,2015(3): 10-14.

[15] 高平,田勇,張宏樂.負載換流變頻器在高壓大功率同步電動機啟動中的應用技術[J].電氣傳動自動化,2015(5): 6-10.

[16] 趙曙偉.一種電壓源型高壓變頻器的檢測方法研究[J].電氣傳動,2015,45(9): 70-73.

[17] 姜茹.高壓變頻器保護應用中需注意的問題[J].電氣應用,2015(16): 14.

[18] 黎燕.高壓變頻器長線電纜驅動系統負面效應分析及其對策[D].成都: 西南交通大學,2016.

[19] 張登山,李季.對大功率高壓變頻器拓撲結構的MTBF的比較[J].變頻器世界,2016(2): 69-75.[20] 馮芬,張卡飛,鄭亞麗.一種應用于高壓變頻器的新型矩陣變換技術[J].電氣傳動,2016,46(3): 20-23.

[21] 陳世元.交流電機磁場的有限元分析[M].哈爾濱: 哈爾濱工程大學出版社,1998.

[22] 潘聰,王春明,宋鵬超,等.小容量同步發電機組諧波特性分析[J].電網與清潔能源,2013,29(8): 12-17.

[23] 潘曉晟,趙宏強.三相同步發電機接整流負載時交流電壓諧波研究[J].電機與控制應用,2003,30(5): 17-20.

[24] 王毓東.同步發電機空載時的齒諧波電勢[J].中小型電機,1980,7(3): 20-27.

[25] 陳其工,王毓東.凸極同步發電機諧波電勢計算與測試[J].中小型電機,1995,22(5): 22-23.

[26] 高明真.小型凸極同步發電機三次諧波綜合磁場幅度系數計算[J].中小型電機,1992,19(4): 12-14.

Design Feature of Synchronous Generator Set for High Voltage Frequency Conversion Test

WANG Weiguang1,2,3

(1. College of Electrical and Electronic Engineering, Harbin University of Science and Technology, Harbin 150080, China;2. Harbin Electric Power Equipment Company Limited, Harbin 150040, China;3. Engineering Research Center of RCP Heilongjiang Province, Harbin 150040, China)

The characteristics of electromagnetic design and structural design of synchronous generator for high voltage frequency converter were introduced. Based on the two-dimensional time-domain finite element method, the electromagnetic characteristics of the two electrical machinery, such as harmonic distribution, air gap magnetic field time distribution, and the starting process of the damping ring, were calculated and analyzed. The feasibility of the design scheme was verified by the analysis of the motor type test of the synchronous generator, which laid the foundation for the further application of this kind of high voltage synchronous generator set in the field of high voltage frequency converter.

high voltage frequency converter; synchronous generator; electromagnetic design;electromagnetic launcher

國家科技重大專項(2013ZX06002002-21)

王偉光(1981—)，男，碩士研究生，高級工程師，研究方向為核電站大型電機設計。

TM 921.41

A

1673-6540(2017)07- 0007- 06

2017 -03 -06