每相7分支水電與抽水蓄能機組主保護設計研究

桂 林，王祥珩，孫宇光，王維儉

（清華大學電機系電力系統及發電設備控制和仿真國家重點實驗室，北京市 100084）

0 前言

國內常規水電站與抽水蓄能電站的建設已進入高潮，金沙江下游烏東德（12×850MW）和白鶴灘（16×1000MW）兩座巨型水電站正在建設中，國網新源公司正在建設的大型抽水蓄能電站（單機容量300MW及以上）已達20座（另外35座抽水蓄能電站處于規劃階段）。大型水電與抽水蓄能機組結構復雜、造價昂貴，發生內部故障的后果極其嚴重，必須重視其主保護設計工作。

在水電設計院、電機制造廠家、保護裝置生產廠家和業主的大力支持下，基于內部故障分析的發電機主保護定量化及優化設計方法已在水電領域得到推廣應用；清華大學電機系運用“多回路分析法”，對國內外100多座大中型水電站和抽水蓄能電站的發電機組進行了定子繞組內部故障的分析和主保護方案的定量化設計，其中包括了所有單機容量在600MW及以上的水電站[1,2]。

相比僅憑概念、經驗和定性分析的傳統設計方法而言，發電機主保護定量化設計的不同之處在于——在全面的內部短路分析計算的基礎上，經定量化的設計過程來完成，即將內部故障分析用于主保護設計，根據發電機不同繞組形式（疊繞/波繞）所決定的內部故障特點的差異，實現多分支發電機分支的合理分組和主保護方案的配置，兼顧中性點側分支TA的安裝條件，為大型水電與抽水蓄能機組主保護配置方案的科學制定開辟了新途徑[3-4]。

本文以烏東德VOITH發電機（66極/每相11分支）、向家壩ALSTOM（84極/每相7分支）、古里DEC大機（56極/每相7分支）和仙游發電電動機（14極/每相7分支）、清遠發電電動機（14極/每相7分支）的內部故障分析和主保護設計為例，總結奇數多分支水電與抽蓄機組的設計特點，為后續水電機組（特別是額定轉速選擇428.6r/min的抽水蓄能機組）的設計提供借鑒。

1 烏東德VOITH、向家壩ALSTOM、古里DEC大機和仙游、清遠發電電動機的主保護設計

根據對上海福伊特水電設備有限公司和東方電氣集團東方電機有限公司分別提供的發電機定子繞組展開圖的分析，烏東德VOITH發電機采用分數槽（q=9/2）疊繞組（定子繞組節距為y1=12），66極，定子槽數為91，每相11分支，每分支27個線圈；仙游發電電動機采用分數槽（q=17/2）疊繞組（定子繞組節距為1=21），14極，定子槽數為357，每相7分支，每分支17個線圈。其定子繞組實際可能發生的同槽和端部交叉故障如表1和表2所示。

表1 烏東德VOITH和仙游發電機實際可能發生的同槽故障Tab.1 Possible slot faults of Wudongde VOITH and Xianyou generators

表2 烏東德VOITH和仙游發電機實際可能發生的端部交叉故障Tab.2 Possible end faults of Wudongde VOITH and Xianyou generators

從表1和表2可以看出[5、6]，對于疊繞組奇數多分支水電機組而言，由于其同槽故障中的同相同分支匝間短路只可能發生在相鄰N、S極下的線圈間，從而導致同相同分支匝間短路的短路匝數不大；而端部故障中的同相同分支匝間短路則可能發生在同一極下的相鄰線圈之間，對應的短路匝數更小；對于低轉速發電機（額定轉速≤100r/min），由于同相同分支匝間短路的短路匝比（短路匝數/每分支線圈數）太小，將導致保護死區的增大。同為疊繞組的古里DEC大機的內部故障特點也與之類似，見表3和表4。

而對于高轉速的奇數多分支抽蓄機組，即使采用疊繞組，其1匝同相同分支匝間短路的短路匝比已超過5%常規主保護方案均不能反映短路匝比＜5%的匝間短路），將大大提高主保護的性能。

相比而言（見表3和表4），采用波繞組的奇數多分支水電與抽水蓄能機組雖也存在小短路匝比的匝間短路，但所占比率不大，譬如向家壩ALSTOM發電機的1匝匝間短路只有21種（僅占內部故障總數的0.2%），清遠發電電動機（14極/每相7分支）也只有21種1匝匝間短路（對應的短路匝比為6.25%/僅占內部故障總數的0.1%），都將極大改善最終的主保護配置方案的性能。

表3 向家壩ALSTOM、古里DEC大機和清遠發電機實際可能發生的同槽故障Tab.3 Possible slot faults of Xiangjiaba ALSTOM，Guri DEC and Qingyuan generators

表4 向家壩ALSTOM、古里DEC大機和清遠發電機實際可能發生的端部交叉故障Tab.4 Possible end faults of Xiangjiaba ALSTOM，Guri DEC and Qingyuan generators

基于上述對發電機故障特點的清楚認識及全面的內部故障仿真分析，上述5臺不同定子繞組形式且均為奇數多分支水電與抽水蓄能機組最終的主保護配置方案如圖1～圖4所示（以每相7分支發電機為例，電流互感器按一塊屏配置，計及雙重化的需要另一塊屏完全拷貝）。

下面進行簡單的對比分析，假如上述4臺發電機相互照搬分支分組方式——“3-1-3”和“3-4”分支分組方式（包括不同的連接方式——相鄰或相隔連接），則主保護配置方案的性能相差懸殊，又進一步說明了發電機主保護定量化設計的必要性。

圖1 向家壩ALSTOM發電機內部故障主保護配置方案（相隔連接/136-4-257）Fig．1 Main protection configuration scheme for internal faults of Xiangjiaba ALSTOM generator（Separate connections，136-4-257）

圖2 古里DEC大機內部故障主保護配置方案（相隔連接/135-2467）Fig．2 Main protection configuration scheme for internal faults of Guri large generator（Separate connections，135-2467）

圖3 仙游發電電動機內部故障主保護配置方案（相鄰連接/123-4567）Fig．3 Main protection configuration scheme for internal faults of Xianyou generator-motor（Adjacent connections，123-4567）

圖4 清遠發電電動機內部故障主保護配置方案（相鄰連接/123-4-567）Fig．4 Main protection configuration scheme for internal faults of Qingyuan generator-motor（Adjacent connections，123-4-567）

從表5可以看出，對于波繞組每相7分支發電機，“3-1-3分支分組方式”下主保護配置方案的性能要遠優于“3-4分支分組方式”，原因在于其同相不同分支匝間短路所占比率大，且相近電位的同相不同分支匝間短路（如圖5所示，兩短路點距離中性點位置相近）的故障特征是故障分支電流大但相位相反，在某些連接方式下（將兩故障分支分到同一分支組中）的短路回路電流無法直接引入保護裝置的差動回路中以提高靈敏度，將成為主保護配置方案的動作死區[7、8]。

而在“3-4分支分組方式”下，無論上述相近電位的同相不同分支匝間短路是多發生在相鄰分支間還是相隔分支間，“123-4567”或“135-2467”分支分組方式都無法做到將兩故障分支始終分到不同的分支組中去，從而無法通過分支的合理分組來進一步減少保護死區。

圖5 發生在相近電位的同相不同分支匝間短路Fig．5 Inter-turn short circuits in the same phase of different branches at the similar potential

故對于波繞組每相7分支發電機，傾向于在其主保護配置方案的設計時首先立足于如何使用不完全裂相橫差保護（好處是差動保護兩側TA完全同型、區外故障時不平衡電流較小，但也增加了發電機中性點引出和銅環布置的難度），即根據發電機實際可能發生的故障特點，舍棄每相某一分支的同時實現對剩余偶數分支的合理分組（相鄰或相隔方式）。

通過進一步的分析，發現上述不能動作的相間短路類型為三相第4分支（即“3-1-3”分支組合中的“-1-”分支）之間發生的中性點側小匝數相間短路，由于故障分支恰好被不完全裂相橫差和不完全縱差保護舍棄，而此時的短路回路電流又不流過中性點連線，故該種相間短路必然成為上述主保護方案共同的保護死區，這是受硬件投資所限（增設每相第4分支的TA和相應的不完全縱差保護將覆蓋該保護死區），好在這種故障類型所占比率不可能很大，對于向家壩ALSTOM發電機而言僅占故障總數的0.09%。

但是對于疊繞組每相7分支發電機而言，由于其定子繞組形式所決定的故障特點的不同以及故障后電氣特征量的變化（受短路點壓差及回路阻抗的影響），使得其主保護配置方案的設計體現出不同的特點：

（1）由于其同相不同分支匝間短路所占比率極小，故不同的分支分組方式（“相鄰連接”或“相隔連接”）對最終的保護性能的影響不如波繞組發電機顯著。

（2）對于低轉速大型水輪發電機而言（抽蓄機組除外），由于其小匝數同相同分支匝間短路數多且對應的短路匝比小，即使在“3-1-3”分支分組方式下，其主保護配置方案不能動作的同相同分支匝間短路數仍然很多，同時其不能動作的相間短路除了不同相而分支編號相同的分支間發生的中性點側小匝數相間短路，還包括舍棄分支間發生的大匝數相間短路。下面以古里DEC大機為例進行說明。

圖6中實線箭頭所示故障為古里DEC大機在并網空載運行方式下，a相第4支路第22號線圈下層邊和b相第4支路第23號線圈的上層邊發生端部相間短路，短路回路所包含的線圈數為28（每分支36個線圈）。

故障相各支路（包括短路附加支路）基波電流的大小和相位如下所示：

即使是短路回路電流?a4=4422.53-98.82°和?b4=4106.9680.67°也不大（相位近于相反），其他分支電流則更小，導致對應的主保護方案均不能動作。

反觀波繞組每相7分支發電機的類似故障，則短路回路電流和非故障分支電流均增大很多，譬如前述向家壩ALSTOM發電機在并網空載運行方式下，a相第4支路第22號線圈下層邊和b相第4支路第20號線圈的上層邊發生端部相間短路，短路回路所包含的線圈數為31（每分支也是36個線圈），其短路回路電流分別為?a4=21706.2181.33°和?b4=18494.50-99.33°，對應的主保護方案均能動作。

考慮到短路回路電流取決于兩短路點的壓差與短路回路阻抗的比值，上述兩算例說明疊繞組每相7分支發電機的自感系數不同于波繞組每相7分支發電機，下面以圖7為例進行簡單說明。

圖6 一則不同相而分支編號相同的分支間發生的大匝數相間短路Fig．6 An inter-phase short circuit between the branches with the same branch number

圖7 線圈a1、a2組成電路的自感系數Fig．7 Self-inductance coefficient of circuit composed of coil a1 and coil a2

圖7所示為兩個單獨線圈a1、a2組成的回路，設La1、La2分別為a1線圈和a2線圈的自感系數，Ma1a2為兩線圈的互感系數，則由電感系數的基本定義可知整個a回路（支路）的自感系數：。

線圈a1、a2的磁鏈分別為：

φa1=φa1a1+φa1a2、φa2=φa2a1+φa2a2， 式 中φa1a1、φa2a2為自感磁鏈，φa1a2、φa2a1為兩線圈的互感磁鏈。故有

考慮到波繞組與疊繞組構成形式的不同，Ma1a2（疊繞組）≈La1=La2，而Ma1a2（波繞組）≈很小的負數，故對于疊繞組發電機而言，短路回路的阻抗近似與短路回路線圈數的平方成正比，而波繞組發電機短路回路的阻抗則與短路回路線圈數的一次方成正比；在相同壓差作用下，疊繞組發電機不能動作的匝間和相間短路數將增大。

這樣使得疊繞組每相7分支發電機“3-4分支分組方式”下主保護配置方案的性能與“3-1-3分支分組方式”相差不大、有時甚至更好，原因在于“3-1-3分支分組方式”下相間短路的保護死區有所增加，而小匝數同相同分支匝間短路保護死區的減少并不明顯（短路匝比＜5%的同相同分支匝間短路對于所有的主保護而言都是保護死區），見表6和表7。

表6 古里DEC大機主保護配置方案不能可靠動作同槽故障數及其性質Tab.6 Non-operation number and fault type under the condition of slot faults of Guri generator

表7 古里DEC大機主保護配置方案不能可靠端部動作故障數及其性質Tab.7 Non-operation number and fault type under the condition of end faults of Guri generator

至于古里DEC大機保護死區明顯多于其他同樣為每相7分支的疊繞組發電機，則在于其取消了相鄰磁極阻尼環的極間連接，雖有助于改善機組的機械性能（特別是對啟動頻繁的抽蓄機組），但也應注意到其對保護性能的影響，因為極間阻尼作用的減弱，必然導致定子繞組內部故障時短路回路電流的減小，從而增大保護死區。

考慮到發電機中性點側銅環布置和分支組TA安裝的難易程度（高轉速抽蓄機組的風洞空間有限），以及不能動作故障類型的發生幾率（相間短路要大于匝間短路），優先推薦“相鄰連接”的“123-4567”作為疊繞組每相7分支發電機的分支分組方式。

運行實踐也已表明，對于疊繞組每相7分支的發電機，在主保護配置方案中保留一套完全縱差保護，有助于偏心振動引起事故的分析，這在鳳灘（2×200MW）、彭水（5×350MW）、深溪溝（4×165MW）、天荒坪抽水蓄能（6×300MW）等電站已得到證實。

所以，對于波繞組每相7分支的發電機，優先推薦“3-1-3”分支分組方式，立足于不完全裂相橫差保護的使用，根據發電機同相不同分支匝間短路的分布特點，舍棄每相某一分支的同時實現對剩余偶數分支的合理分組；而對于疊繞組每相7分支的發電機，則優先推薦“3-4”分支分組方式，保留完全縱差保護的使用。

2 不對稱定子繞組在抽水蓄能機組的推廣應用[9]

對于每相7分支的抽蓄機組，分支分組方式無論是采用“3-4”還是“3-1-3”，其中性點側銅環布置和分支TA安裝都很困難，因為抽蓄機組風洞的尺寸更小，只好將發電機中性點側部分銅環和分支TA布置在風洞外（如圖8所示），既不美觀，也不安全[10]。

完成這次采訪任務可不簡單，“一個人就像一支隊伍”，一下子采訪了這么多藝術家和小演員，實在是又忙又歡樂。我真切地感受到一場跨國演出幕后的艱辛，大人與孩子們之間互相尊重、彼此信任是多么重要呀！

圖8 清蓄發電電動機中性點側布置圖Fig．8 The neutral point layout of Qingyuan generator-motor

而不對稱定子繞組[2P（極數14）/a（分支數4）不再為整數]在抽水蓄能機組的應用（荒溝和文登）則解決了上述難題，且每相4分支的發電機主保護配置方案簡單成熟（如圖9所示），已在國內外30多個水電站推廣應用（分支分組方式有所不同）。

之所以要在溧陽、瓊中、績溪等抽水蓄能機組主保護設計中進一步取消零序電流型橫差保護（即單元件橫差保護，見圖10），主要取決于抽水蓄能機組定子繞組形式所決定的故障特點（高轉速+疊繞組使得每分支線圈數不太多/相鄰分支沿電機內圓連續分布——小匝數匝間短路問題不太突出/同相不同分支匝間短路數不多，見表8和表9），定量分析已表明增設單元件橫差保護對保護死區的減少沒有任何幫助。

圖9 每相4分支水電機組主保護配置常規方案Fig．9 General main protection configuration scheme forhydropower units with 4 branches per phase

對于一體化的微機保護裝置，保護用TA信息資源共享，繼電器的功能由軟件來實現，即用“一段代碼”來實現不同的主保護功能，也就不會出現程序中的某幾行代碼單獨出現異常，從而影響到相應的主保護，所以可以降低雙重化指標來取消單元件橫差保護。

通過取消單元件橫差保護，不僅可以減低CPU的負荷率（已達80%），有利于微機保護裝置的正常運行，還可簡化發電機中性點側銅環的布置，進一步保障抽水蓄能機組的安全穩定運行（溧陽和瓊中抽水蓄能機組已投運）。

表8 溧陽、瓊中、績溪抽水蓄能發電電動機實際可能發生的同槽故障Tab.8 Possible slot faults of Liyang，Qiongzhong and Jixi generator-motors

表9 溧陽、瓊中、績溪抽水蓄能發電電動機實際可能發生的端部交叉故障Tab.9 Possible end faults of Liyang，Qiongzhong and Jixi generator-motors

3 結束語

（1）將內部故障分析用于主保護設計，根據發電機定子繞組形式所決定的內部故障特點的不同，通過合理選擇分支分組方式來進一步減少保護死區，為大型水電與抽水蓄能機組主保護配置方案的科學制定開辟了新途徑。

（2）對于波繞組每相7分支的發電機，優先推薦“3-1-3”分支分組方式，立足于不完全裂相橫差保護的使用；而對于疊繞組每相7分支的發電機，則優先推薦“3-4”分支分組方式，保留完全縱差保護的使用。

（3）對于額定轉速428.6r/min（14極）的抽蓄機組，推薦采用不對稱定子繞組（每相4分支），既改善了發電機中性點側銅環和分支TA的安裝條件，又簡化了發電機主保護的設計。

（4）取消抽水蓄能機組相鄰磁極阻尼環的極間連接，雖有助于改善機組的機械性能，但也應注意到其對保護性能的影響，因為極間阻尼作用的減弱，必然導致定子繞組內部故障時短路回路電流的減小，從而增大保護死區。

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