不同工況下同步調相機定位筋磁場及感應電動勢分析

劉 然，許國瑞，曹志偉，王繼豪

不同工況下同步調相機定位筋磁場及感應電動勢分析

劉 然1，許國瑞1，曹志偉2，王繼豪2

（1. 華北電力大學電氣與電子工程學院，北京 102206；2. 國網山東省電力公司電力科學研究院，濟南 250003）

隨著高壓直流輸電系統對無功補償設備快速響應能力和設備容量需求的不斷加大，大容量新型同步調相機逐漸得到廣泛應用。隨著容量的增加，同步調相機端部漏磁大大增加。定位筋中的漏磁場中主要為軸向磁密分量，該磁場隨著定子電流的交變呈現旋轉效應，因此易在定子鐵芯定位筋中產生較大的感應電動勢，導致放電風險增大，從而降低同步調相機的使用壽命。本文建立了同步調相機端部的三維有限元模型，計算了同步調相機在空載、額定負載和失磁情況下定位筋中的磁密分布，并對比分析了其中的感應電動勢大小，為進一步評估定位筋放電風險提供了理論基礎。

同步調相機；局部放電；磁密分布；定位筋

0 前言

目前大容量同步調相機已廣泛應用于新能源近區電網和特高壓直流遠距離輸電系統的換流站，由于同步調相機單機容量的增大以及短時過載能力的提高，其端部結構及磁場分布變得更加復雜[1-2]。在新的工作環境下，同步調相機會經常運行在過勵磁、低勵磁等復雜工況，端部磁場變化劇烈，會導致定位筋中產生較大的感應電動勢，增加局部放電風險，引起鐵芯灼傷和燒熔的后果，因此研究定位筋中的磁場分布及感應電動勢大小十分必要。

同步調相機的運行特點是當機端電壓發生改變，通過調節勵磁電流，使得同步調相機向系統吸收或發出無功功率，保證電網電壓維持穩定，是一種可以在穩態、瞬態和暫態過程中向電網提供無功補償的裝置[3-6]。目前主要采用三維有限元模型對調相機的端部磁場進行分析和研究，文獻[7]~[9]利用三維瞬態有限元法對大型同步發電機在不同運行條件下的電磁場和渦流損耗進行了計算。文獻[10]指出定子鐵芯松動、硅鋼片掉漆嚴重、沖片與定位筋鴿尾間隙不合適是定位筋鴿尾與定子鐵芯沖片之間產生局部放電的原因。根據燒熔特征可以得出局部放電主要分布在汽、勵兩端端部前四段主鐵芯。定子鐵芯外側的定位筋在軸向漏磁通的作用下感應出電動勢，并在沖片間形成通道，導致鐵芯背部與定位筋燒熔[11]。文獻[12]、[13]提出了定子鐵芯短路故障的在線監測方法，對保護定子鐵芯，降低故障損失具有重要意義。目前國內對這類事故的研究還停留在定性分析階段，沒有進行更為深入的定量計算[14]。

為了研究同步調相機在不同運行工況下，定位筋的感應電動勢大小以及由此產生的局部放電問題，本文建立了同步調相機端部三維電磁場時步有限元模型，計算了同步調相機在空載、額定負載和失磁工況下定位筋中的磁密分布，研究了不同運行工況對定位筋感應電動勢的影響，為進一步評估定位筋放電風險提供了理論基礎。

1 端部結構及三維時步有限元模型

1.1 端部結構

調相機端部模型中主要包括定子繞組、勵磁繞組、銅屏蔽、磁屏蔽、壓圈、齒壓板、壓指、定子鐵芯、轉子鐵芯、定位筋及機座，簡化示意圖如圖1所示。在調相機端部結構中，定子的端部分別布置著長壓指和短壓指。壓指外側加裝磁屏蔽和齒壓板，形成磁分路。磁屏蔽外側安裝低電阻率非磁性壓板，可對端部漏磁起到削弱作用。在壓板外側安裝高電導率環形銅屏蔽，通過產生的渦流阻止漏磁進入壓圈的內圓，以防止壓圈內部出現過熱現象，定子鐵芯背部的漏磁場軸向磁密會在機殼內流通。

圖1 調相機端部結構示意圖

1.2 三維時步有限元模型

同步調相機端部各結構件形狀復雜多樣，且材料特性也不相同，磁場飽和、畸變、集膚效應等非線性因素以及各種機端運行工況使得端部磁場變得更加復雜。以300Mvar調相機結構為例，建立了調相機的三維有限元電磁仿真模型，如圖2所示。為了減少計算時間，本文所采用的模型僅保留了前四段邊段鐵芯的端部結構。

圖2 同步調相機時步有限元模型

大容量新型同步調相機共有定位筋24根，平均分布在定子鐵芯背部圓周，如圖3所示。定子鐵芯的主要組成部件不多，除了硅鋼片外，僅有定位筋、絕緣墊片和通風槽片。在鐵芯疊片壓裝后，通過端部的壓指、壓圈和定位筋將鐵芯緊固形成一個整體。定子沖片與定位筋鴿尾之間的間隙為0.5mm，沖片依靠定位筋的鴿尾來定位。

圖3 定子鐵芯與定位筋結構示意圖

在渦流區V1內，有：

在非渦流區V2內，有：

方程邊界條件為：

2 不同工況定位筋磁密分布

同步調相機實際上是并網運行的同步電動機，通過控制勵磁電流的大小，使其工作在過勵、欠勵等運行工況，從而改變同步調相機的無功功率，進而維持系統電壓的穩定。

首先計算了同步調相機空載、額定負載和失磁三種工況的端部電磁場分布。表1給出了三種工況的定轉子電流和無功功率。空載運行時，定子電流為零，同步調相機與系統之間沒有無功交換；額定運行時，同步調相機處于過勵運行狀態，電壓超前電流，向電網發出無功功率；失磁運行時，同步調相機處于欠勵運行狀態，電壓滯后電流，從電網吸收無功功率。調相機失磁后，由于磁阻功率的存在，其仍能維持同步運行。

表1 不同工況下的電流和無功功率

圖4所示為空載、額定負載和失磁三種工況的端部截面磁場分布圖，箭頭指向表示磁密方向，等值線表示磁密數值大小。從圖中可以看出，由于定子端部繞組中的電流同樣隨著時間交變，會在其周圍產生交變的漏磁場。空載工況時，端部漏磁場僅由轉子勵磁電流產生，因此磁密較小。額定負載時，端部漏磁場是由轉子勵磁電流和定子繞組電流共同產生的，由于電樞反應，端部磁密比空載工況的大。失磁工況時端部漏磁場是由定子繞組電流單獨產生的，由于沒有去磁作用，端部磁密比額定工況的大。

圖5所示為不同工況下定位筋的磁密分布云圖，定位筋鴿尾部分磁密明顯大于定位筋鳩面部分，這是因為鴿尾部分更靠近定子鐵芯，磁場從鐵芯背部穿出進入端部，最先進入定位筋鴿尾，且越靠近端部磁密越大。空載、額定負載和失磁工況，定位筋磁密最大值分別為1.615T、2.027T和1.860T。額定負載工況定位筋磁密最大，空載工況最小。

圖5 不同工況下定位筋磁密分布云圖

為了進一步分析，在某根定位筋內側標記了4個測量點A、B、C和D，分別對應于定子鐵芯段的中部，具體位置如圖6所示。

圖6 定位筋測量點示意圖

圖7~9分別給出了調相機空載、額定負載和失磁工況4個測量點沿著軸向、徑向和切向的磁密z、r和t空間分布曲線。

圖7 空載工況定位筋磁密空間分布曲線

圖8 額定工況定位筋磁密空間分布曲線

從圖7可以看出，空載工況時隨著定位筋軸向深度的增加，軸向磁密的幅值不斷增大，徑向磁密的幅值不斷減小，而切向磁密幅值很小，可忽略不計，各個分量磁密幅值基本位于同一電角度。測量點A~D的軸向磁密最大值分別為0.016T，0.081T，0.106T，0.154T，越靠近端部，軸向磁密越大。

從圖8可以看出，額定負載的磁密分布情況和空載工況的相似，隨著軸向深度的增加，定位筋內的軸向磁密幅值不斷增大，徑向磁密幅值不斷減小。測量點A~D的軸向磁密最大值分別為0.066T，0.274T，0.444T，0.463T。額定負載工況軸向磁密明顯高于空載工況，且變化規律更接近于正弦波，諧波含量更小。

失磁運行時，勵磁電流為零，定位筋中的磁場由定子繞組產生，結果如圖9所示。失磁工況軸向磁密的分布曲線相位與空載和額定負載工況的相反。隨著軸向深度的增加，定位筋內的軸向磁密的幅值不斷增大。測量點A~D的軸向磁密其最大值分別為0.018T，0.037T，0.078T，0.099T。

圖9 失磁工況定位筋磁密空間分布曲線

根據不同工況各個磁密分量的分布曲線可以發現，軸向磁密遠高于徑向磁密和切向磁密，軸向磁密是引起定位筋感應電動勢和局部放電的主要原因。圖10所示為不同工況各個測量點的軸向磁密幅值對比圖。從中可以看出額定負載工況下定位筋的軸向磁密幅值明顯高于空載和失磁工況。另外，越靠近端部定位筋軸向磁密越大。

圖10 不同工況各個測量點軸向磁密幅值對比圖

3 不同工況定位筋感應電動勢

通過計算定位筋的感應電動勢，可以獲得定位筋與定子鐵芯之間的電位差，從而為定子鐵芯與定位筋之間的放電風險提供評估依據。

通過對有限元模型中的定位筋兩端增加激勵面，接大電阻表示開路，計算定位筋兩端的感應電動勢。定位筋中的磁場主要為軸向磁場分量，該磁場隨著定子電流的交變呈現旋轉效應，因此會在定位筋中產生感應電動勢。分別計算了調相機空載、額定負載和失磁工況下定位筋中的感應電動勢，結果如圖11所示。從圖中可以看出，定位筋中的感應電動勢呈正弦規律變化，空載、額定負載和失磁工況的感應電動勢最大值分別為1.527V、2.935V和3.889V。空載工況時定位筋的感應電動勢最小，而失磁工況時定位筋感應電動勢最大。

圖11 不同工況定位筋感應電動勢

4 結論

本文利用同步調相機端部結構的時步有限元模型對不同工況下定位筋空間磁密分布和感應電動勢進行了分析，從仿真結果主要得出了以下結論：

（1）額定工況定位筋磁密最大，隨著軸向深度的增大，定位筋內的軸向磁密幅值不斷增大，徑向磁密幅值不斷減小，切向磁密幅值幾乎為零。越靠近端部，磁密值越大，越容易在鴿尾間隙內放電。

（2）定位筋感應電動勢呈正弦規律變化，定位筋感應電動勢主要由定子繞組漏磁通的軸向磁密分量所引起。額定負載和失磁工況下，定位筋感應電動勢波形的相位正好反相，空載工況時，感應電動勢的幅值最小。

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Comparative Study on the Inducted Electromotive Force of the Building Bar under Different Working Conditions of the Synchronous Condenser

LIU Ran1, XU Guorui1, CAO Zhiwei2, WANG Jihao2

(1. School of Electrical and Electronic Engineering, North China Electric Power University, Beijing 102206, China; 2.Electric Power Research Institute of State Grid Shandong Electric Power Company, Jinan 250003, China)

With the rapid response of HVDC system to reactive power compensation equipment and the increasing demand for equipment capacity, large capacity and new-type synchronous condenser has been widely used.With the increase of the capacity, the leakage flux at the end of the synchronous condenser increases greatly. The leakage magnetic field in the building bar is mainly the axial magnetic density component, the magnetic field presents a rotation effect with the alternation of the stator current, so it is easy to produce large induced electromotive force in the stator core building bar, which leads to the increase of the discharge risk, thus reducing the service life of the synchronous condenser. In this paper, a three-dimensional finite element model of the end of synchronous condenser is established, and the magnetic density distribution in the building bar is calculated under the condition of no-load, rated load and loss of excitation of the condenser. The magnitude of induced electromotive force is compared and analyzed, which provides a theoretical basis for further evaluation of the discharge risk of building bar.

synchronous condenser; partial discharge; flux density distribution; building bar

TM342

A

1000-3983(2021)01-0048-06

國家電網公司總部科技項目——新型分布式調相機關鍵技術研究與涉網性能評估（XT71-19-010）

2020-07-23

劉然（1996-），現就讀于華北電力大學電氣工程專業，碩士，從事電能轉換與節能控制研究。