新型双分数槽集中绕组低速潜油电机.doc

本节重点是介绍改进的新型双分数槽集中绕组低速潜油电机的绕组构成，以及通过对绕组磁势进行傅里叶分解来分析该绕组在削弱谐波上的优势。本论文的最终目的就是研究出低速潜油电机，尽量省去电机的减速装置，以降低系统成本。分数槽集中绕组具有在不增加电机定子槽数和定子外径尺寸的情况下能有效地增加电机的极数、降低电机同步转速的优点，所以本章电机的定子绕组仍然采用该绕组。图3-1 改进的双分数槽集中绕组低速潜油电机的定转子槽型图3-1和3-2为电机的定转子槽型及电机的结构示意图。改进的新型双分数槽集中绕组低速潜油电机主要由定子、转子、转轴等几部分组成。定子由定子铁心和定子绕组组成；转子由转子铁心和转子导条组成；定、转子铁心采用硅钢片型号为W470；定子绕组为圆铜线，转子导条为铜条；由于采用了两套分数槽集中绕组，所以将电机的定子槽数增加到24槽，鉴于槽配合的选取原则，本章设计电机的转子为22槽。改进的新型双分数槽集中绕组潜油电机的主要特征体现在定子绕组结构上，其他结构与传统潜油电机基本相同。电机主要结构图如下图3-2所示：图3-2 改进的双分数槽集中绕组低速潜油电机的主要结构在本章中改进的新型双分数槽集中绕组低速潜油电机定子绕组的组成原则为以下几点：1定子仍然采用分数槽集中绕组；2由两套完全一样的分数槽集中绕组组成；3两套绕组的连接方式为互相串联；4定子槽数由原来的12槽改成24槽，仍采用双层绕组，转子为22槽；5两套绕组在空间错开特定的角度。即两套绕组的A相绕组在空间相距5个定子槽；6此双分数槽集中绕组的节距与传统分数槽集中绕组的节距不同。传统绕组节距为1，而此绕组节距为2，即一个线圈镶嵌在2个相隔的定子槽中，节距接近于极距。图3-3和图3-4详细的介绍了电机采用两套分数槽集中绕组所构成的改进绕组的结构和排布情况。图3-3为电机改进的三相绕组构图，图3-4为电机改进的三相绕组排布图。图3-3 改进的双分数槽集中绕组低速潜油电机绕组构成图。图3-4 改进的双分数槽集中绕组低速潜油电机绕组排布图分数槽集中绕组一般用在永磁同步电机上，尤其是无刷直流电机。对于传统的12槽10极分数槽集中绕组其磁势表达式7766-67为：式中 ：为次谐波幅值；为次谐波的绕组系数；为次空间谐波磁势幅值；kdp为次谐波绕组系数；为角频率；I为相电流有效值；N为每相每支路串联匝数；为绕组磁势的空间谐波次数=1,5,7,11,，当=5时的谐波为电机的工作谐波，即基波，此时的绕组系数为基波绕组系数。a）t=0时刻的磁势波形b）t=/2时刻的磁势波形图3-5 改进后的电机在t=0和t=/2时刻的磁势波形本章改进的新型双分数槽集中绕组潜油电机绕组是由两套12槽10极分数槽集中绕组串联而成，第二套绕组相对于第一套绕组在空间转过w角度，因此电机磁势变为：式中：为两套绕组间的分布系数；为电机的槽距角；=1,2,3Z1；Z1为定子槽数。电机能否产生恒定电磁转矩与电机的定子空间磁势有着很大的联系。所以对电机磁动势的研究是必不可少的。验证电机是否产生恒定的电磁转矩的方法就是看电机处于不同时刻的磁势幅值是否相等。所以本节研究了电机在t=0和t=/2两个时刻空间磁势分布如上图3-5所示，并对磁势进行傅里叶分解，如下图3-6所示。图3-6 t=0和t=/2时刻空间磁势的傅里叶分解在上图3-6的傅里叶分解图中，5次谐波为产生恒定转矩的工作谐波即基波。从图中可以看出空间基波磁势幅值的大小在t=0和t=/2两个时刻是相等的，即磁势幅值不随时间变化，该电机能够产生恒定的电磁转矩。若将电机的工作谐波即5次谐波定为谐波分解的基波时，则分数槽集中绕组磁势各谐波次数均除以5，从傅里叶分解图中还可以看出其绕组磁势谐波含量丰富，不仅包含整数次谐波还含有分数次谐波和次谐波，同时分数槽集中绕组的谐波幅值所占比例较普通异步电机的稍大。这是由于分数槽绕组谐波含量丰富，所以电机的谐波漏抗较大，加之潜油电机也是异步电机，电机气隙较小，所以谐波漏抗占总漏电抗的比例较大。本章改进的新型双分数槽集中绕组低速潜油电机其气隙磁通密度的谐波含量同未改进的新型绕组低速潜油电机相比，电机的各次非工作谐波得到明显的抑制，电机的磁场得到了良好的改善。下图3-7为改进前电机与改进后电机的磁势谐波含量对比图。图 3-7 改进前后电机磁势谐波分解对比图从上图可以看出，电机采用双分数槽集中绕组后，电机的磁势谐波含量得到了良好的改善。电机的1、7、17次谐波得到了有效的抑制，但是该电机的19次谐波有了明显的增加，原因在于19次谐波是电机的一阶齿谐波，此19次谐波的抑制可以采用转子斜槽或转子等效斜槽的方法来抑制。本节重点是利用有限元计算软件对电机进行二维瞬态场仿真。模拟电机的真实试验的方法和原理，对电机各项性能进行模拟仿真。仿真内容包括电机的起动性能、机械特性以及工作特性等。1起动时的转速分析 下图3-8为该电机的转轴带不同负载运行时，电机从起动到稳定运行时的转速随转矩的变化曲线。随着负载转矩的增加，电机达到稳定运行所需要的时间越来越长，当电机轴端给定所能带起来的最大转矩T2=3.6Nm时电机达到稳定运行所需时间为1s。电机带不同负载时达到稳定运行所需要的时间对比表如下表3-1，该表仅列出电机所带部分负载所需的时间的对应关系。从图3-8和下表3-1中可以看出，电机起动迅速、稳定。电机在起动初期转速有些波动，这种波动随着转轴上所带负载的增大而波动加剧。随着负载转矩的增加，电机在低转速时爬行的时间也随之增加，即电机转速达到稳定所需要的时间增加。电机的额定负载为1Nm，电机可带最大负载为3.65Nm。可见，电机的过载能力很强，改进的电机具有良好的起动性能。图3-8 不同负载起动时转速图2起动时的转矩分析 下图3-9为电机带不同负载起动时电机的转矩随时间变化曲线。图3-9 不同负载起动时转矩图电机转矩达到稳定时所需的时间与所带负载的大小成正比。随着电机所带负载的增加，电机转矩达到稳定时的转速波动情况逐渐加大。电机在额定负载附近电机转矩波动与空载时相比，波动情况基本一致，该电机在带负载起动时具有足够的稳定性。从上图3-9可知电机带负载起动时，转轴上转矩波动较小，电机能够稳定的带载运行。当电机超出两倍额定负载起动时，电机的转矩波动开始变大。当电机带最大负载3.6Nm时，电机的转矩波动最大，但能够稳定运行，且转速波动不大，可见电机的稳定性良好。 电动机是将电能转换成机械能的装置，即转换成轴端的转矩和转速来带动负载。所以对于电动机来说，转矩和转速是衡量电动机输出能力的重要指标。所以求出电机的转矩转差率曲线即电机的机械特性曲线尤为重要。图3-10 电机的机械特性曲线 本小节利用有限元方法对改进的双分数槽集中绕组低速潜油电机进行机械特性的模拟仿真。仿真出的转矩为电机的平均转矩。仿真方法为：让电机在给定转速下运行，直至转矩的波动达到稳定状态。在转矩稳定以后的时间里，求取电机转矩的平均值。该电机的机械特性曲线如上图3-10所示，该电机的额定转矩为2.5Nm从图中可以看出该电机具有较大的起动转矩倍数和过载能力，该电机的机械特性较硬，但是该电机的临界转差率较大为0.167，这是由于电机的损耗大效率低的缘故，对于一定尺寸的10极电机来说本身功率因数和效率就很低，所以本文涉及的电机所出现的情况也属于正常现象。潜油电机是驱动潜油螺杆泵的核心动力设备。在工作环境的约束下，潜油电机的几何尺寸受到限制，所以传统潜油电机多是结构细长的两极立式工作的三相鼠笼异步电动机。由于潜油螺杆泵只在较低的转速下才能有效的工作，必须增加减速传动装置，降低电机转速来匹配潜油螺杆泵的低速需求。井下空间的限制又使得减速器设计制造困难，这就加大整个采油系统的成本，同时也增加了系统的故障率和维修次数。国内对于潜油电机的研究大多数都集中在电机的本体优化设计及电机的参数辨识上。永磁同步电机也是潜油电机的一个发展方向。以其高功率因数、低额定转速可实现潜油电机直接驱动潜油螺杆泵而省去减速传动装置，此采油系统在二次采油的油田具有较大的发展潜力。也有人提出用开关磁阻潜油电机或者磁悬浮无轴承潜油电机来替代传统三相异步潜油电机，但是投入实际生产的较少69-70。分数槽集中绕组一直用在永磁电机上，尤其是永磁无刷直流电机。它在改善电势波形和减小齿槽转矩上有着突出的贡献。由于分数槽集中绕组谐波分布密度大，所以使用这种绕组的电机其谐波漏抗较大。异步电机气隙较小，其本身的谐波漏抗就在总漏抗中占有较大比例，对异步电机转矩的输出和波动会产生较大影响，同时增大转子铜耗致使电机效率降低，因此分数槽集中绕组很少用在异步电机上74-75。随着我国经济的快速发展，我国的电力建设进入了一个新的发展高潮，无论是水轮发电机组，还是汽轮发电机组均向着大型和超大型方向发展。近年来，发电机组的装机容量、年发电量也在持续增长。内部短路是大型发电机典型的故障之一，发电机在发生内部短路时会产生带有极大危害的短路电流，这将直接或间接地给电力系统及人民生活造成巨大的经济损害，所以针对大型发电机内部短路配以适当的主保护十分地必要。本文针对大型发电机在内部短路时可能产生的问题，提出了内部短路主保护配置方案的设计方法，并以SF60042/1308水轮发电机为研究对象，对四种主保护的工作性能进行了对比分析，为大型发电机配置高性能的主保护方案奠定了理论基础。首先，本文对内部短路类型进行全面的统计，并对零序电流型横差保护、裂相横差保护（包括完全裂相和不完全裂相）、不完全纵差保护及完全纵差保护四种主保护的工作原理、构成形式进行了研究，在此基础上通过对四种主保护差动电流和动作电流整定方法的探究，归纳了主保护灵敏度的计算方法，保证了主保护灵敏度的准确性。其次，本文将定子绕组分支组合分为两个中性点和三个中性点两种情况讨论其对主保护效果的影响，尤其是对匝间短路的保护效果。然后采用并网空载时内部短路仿真电流的暂态最大值对四种主保护的灵敏度进行整定计算，并在此基础上深入探究其工作性能，根据对匝间短路和相间短路的分析结果总结灵敏性的变化规律，方便电力设计者对内部短路主保护配置组合的选择。然后本文在对四种主保护工作特性深入探究的基础上，进一步提出主保护的设计步骤和最终方案的确定方法，并以SF60042/1308水轮发电机为研究案例，将主保护配置方案的基本设计方法与发电机实际发生的内部短路情况相结合，对其可行方案进行对比分析，最终确定其主保护配置方案，并介绍了保护用电流互感器TA的选型方法，为日后相关课题的研究提供理论依据。最后，基于MATLAB和VB平台对主保护分析软件进行开发，分析了发电机主保护配置软件的工作流程，详述了大型发电机内部短路主保护通用分析软件的设计方法，方便了课题的设计研究工作。发电机定子绕组内部短路是发电机常见故障之一，当发生内部短路时会产生极强破坏性的短路电流。内部短路会严重影响发电机的正常运行，并可能产生过热，甚至烧毁绕组和铁心，这种情况极大地威胁着发电机的安全运行1。近年来，随着我国经济的快速发展，我国的电力建设已进入一个发展高潮，水轮发电机组和火力发电机组均向着大型和超大型方向发展，发电机组的装机容量、发电量也在持续增长。我国装机容量从2001年33,849万千瓦增长到2013年的122,551万千瓦；年发电量从2001年14,839亿千瓦时增长到2013年47,580亿千瓦时2。2001- 2013年我国装机容量如表1所示：鉴于目前我国电力的发展现状，与大型发电机相关课题的研究已成为现在的热点。对于大型发电机来说，内部短路造成的破坏尤其严重，一方面大型发电机本身造价昂贵、结构复杂，一旦出现故障，检修期长，修复费用高；另一方面发电机的安全运行对保证电力系统的正常工作和电能质量起决定性的作用，如发生故障将造成巨大的直接和间接经济损害。随着单机容量日益增大，发电机保护的拒动或误动造成的后果也愈发的严重，对保护的可靠性和选择性要求更高。针对发电机内部短路问题，本论文对大型发电机内部短路主保护的配置进行了详细的研究，全面地分析了主保护配置方案的性能特点，为大型发电机内部短路配置高性能主保护提供理论依据，尽可能地使发电机避免因内部短路而造成的消极影响，提高供电的安全性与稳定性。总而言之，配置可靠的发电机内部短路主保护是电力工作者的重要任务，为了发电机的安全运行，并保证电力系统的正常工作及向电网提供高质量的电能，对大型发电机主保护配置方案的研究意义深远。交流发电机内部短路的详细分析是大型发电机主保护配置设计的基础，因此，很多学者针对内部短路的分析方法进行了大量的研究工作。配置安全可靠的发电机内部短路主保护需要对其可能发生的内部短路类型及数量进行详细的统计，并进一步分析相应内部短路电流大小和相位的变化情况，所以对内部短路分析方法的研究十分必要。对于内部短路的分析常见方法有对称分量法、相坐标法等，文献345对内部短路的分析方法进行全面地论述。对称分量法6是分析交流发电机不对称运行的传统方法，多应用于电机外部不对称运行问题的研究中。虽然这种分析方法针对发电机外部不对称问题的分析是很方便的，但是由于在发生内部短路时电机气隙磁场和各回路电流会产生很强的谐波分量，所以对称分量法不适用于发电机内部故障时绕组不对称问题7。另外对称分量法的优点是各相序可独立分析，但由于气隙磁场谐波分量的存在，使正序分量与负序分量间可能存在一定的依存关系，此时对称分量法失去了本身的优点。在电机的分析研究中，还有一种常见分析方法相坐标法也一直处于很重要的地位。相坐标法的特点是以每相绕组作为一个整体进行方程的列写和参数的计算，而当交流发电机发生内部故障时定子绕组不再是一个完整的整体，因此相坐标法同样不适用于发电机定子绕组的内部短路。由上文可见，为了对交流发电机内部短路进行详细分析，需要研究新的理论和方法。近年来随着科学技术的发展，电机理论的拓宽和计算技术的进步为交流电机定子绕组内部短路的研究提供了新的途径。我国清华大学电机系相关科研组提出了交流电机的多回路理论，并将其很好地运用在大型发电机的内部故障分析中，为交流电机内部故障的研究提供新的理论依据。德国学者T. S. Kulig等人在研究汽轮发电机内部和外部故障瞬态电流时也采用了类似于多回路分析的方法 8。多回路理论是指将电机看作是由多个回路组成的电路，这样就可以将电机简化为一般电路进行研究9。由于发电机各回路中的电感参数是时变参数，这些电感参数是随转子的位置而变化的，并且参数的数值会受到铁磁饱和的影响1。在计算这些参数时需要考虑由于内部短路时电机气隙磁场产生的谐波作用，而电机各回路电感参数的计算正是多回路分析法的特点和难点10。发电机的安全运行对保证电力系统的正常工作和电能质量起着决定性的作用，同时发电机本身也是一个十分贵重的电气元件，因此针对各种不同故障和不正常运行状态都应该装设性能完善的机电保护装置。鉴于交流发电机定子绕组内部故障是电机常见的破坏性很强的故障，所以电力工作者把配置可靠的发电机内部短路主保护作为其首要任务。长期以来，国内外不少学者对发电机内部短路主保护的配置问题进行了大量的研究11-20。在对主保护配置进行设计前，需要对被保护发电机实际可能发生的内部短路种类和数量进行详细的统计，而不能简单地将内部短路进行分类21。如果没有深入全面的内部故障调研和分析作为基础，想要进一步研讨何种主保护能灵敏反应哪些相间短路，何种主保护能灵敏反应哪些匝间短路，是很难做到的。在对大型发电机内部短路主保护配置问题的研究中，主保护灵敏度的确定是最关键的部分。在全面深入的发电机内部短路分析的基础上，需要对相应的内部短路差动电流、制动电流和动作电流进行整定计算，然后再计算其灵敏度，并对其进行校验22-23 。但在灵敏度计算的问题上，目前关于发电机内部短路主保护配置的现行方法中，国内外多以发电机机端两侧短路对灵敏系数进行校验。但是交流发电机在发生内部短路时相间短路不同于机端侧短路，不应该像输电线保护一样只校验末端两相短路灵敏度，也就是说发电机内部短路不能以机端侧短路作为灵敏度系数的校验标准。针对发电机定子绕组匝间短路，在发电机内部短路主保护的配置中采用横差保护，即零序电流型横差保护和裂相横差保护，如果以机端两侧短路为校验对象，横差保护在机端侧短路处没有动作电流，此时，所以大多数的研究中放弃了横差保护的灵敏度校验。综上所述，以往大多数关于发电机内部短路主保护的研究放弃了横差保护的灵敏系数校验，同时将机端两相短路的灵敏度作为内部短路相间短路灵敏系数的校验标准。为了给大型发电机组提供更高质量的、可更靠的保护，应该对发电机内部短路主保护进行更加深入的研究。由此可见对大型发电机内部故障进行深入分析是非常必要的，不容轻视。实现对大型发电机主保护配置方案的定量化设计应该以全面的内部故障类型分析和详细的仿真计算为基础，在此基础上再针对各种故障类型装设性能完善的故障保护装置。就目前对发电机内部短路主保护的设计现状来说，课题的研究意义深远。为保证大型发电机安全可靠地运行，本文对大型发电机内部短路主保护的配置进行了深入地研究。文章对四种主保护原理和工作性能进行了对比分析，并深入探讨定子绕组分支组合对主保护性能的影响。最后以SF60042/1308水轮发电机为例，研究主保护定量化设计的基本步骤和最终方案的确定方法。同时还介绍了电流互感器TA的选型方法，为后续大型发电机主保护配置的设计提供了借鉴，为大型发电机更安全、更可靠的运行奠定基础。得到以下结论：1. 定子绕组分支的引出方式与主保护的保护效果，特别是与匝间短路的保护效果息息相关。在考虑主保护的配置时，需对不同分支组合时主保护的性能进行分析对比，以明确定子绕组分支引出方式的种类、中性点的个数等。2. 通过对四种主保护工作原理和工作性能的分析，发现主保护工作性能存在一定的规律性，即同相同分支匝间短路横差保护灵敏性随匝数的增加而呈明显的上升趋势，同相不同分支匝间短路灵敏性规律不明显，但整体呈上升；对于小匝数匝间短路完全裂相横差保护的保护效果要稍优于不完全裂相横差保护的保护效果；随着匝数的增加，不完全裂相横差保护灵敏性将明显优于完全裂相横差保护。3. 不完全纵差保护不仅可以反应相间短路，同时还可以反应匝间短路，其保护效果与引入分支的个数有关；完全纵差保护只可以反应相间短路，并可以对所有相间短路灵敏动作。4. 对于大型发电机来说，小匝数同相同分支匝间短路和机端侧大匝数同相不同分支匝间短路为容易出现的保护死区，需要对此两类内部短路的灵敏度进行详细分析，重点考虑。5. 通过对主保护配置方案设计过程的详述，得到了最终推荐方案的确定方法。在设计中，设计者需要将科学性和实际情况相结合，在保证主保护配置方案高性能的基础上，考虑发电机结构和制造工艺是否方便等实际因素。6. 零序电流型横差保护用TA 的选择必须以发电机发生内部短路故障时，流过零序横差 TA 电流暂态值的大小为依据；差动保护电流互感器TA的选择方式要考虑TA的安装位置，机端侧与中性点侧TA的型号要分开考虑。7. 通过对主保护配置工作流程的分析，开发了发电机内部短路主保护配置通用分析软件，为日后大型发电机内部短路主保护的配置提供便利。结论：1.本文应用解析法对带整流负载的高转差RA异步发电机进行完整的电磁设计与分析，通过多次的方案对比，将选取的最佳方案 额定工况应用在工程上，并得到其认可。2. 分析了带整流负载的RA异步发电机运行在不同转差下电机内各部分磁通密度分布。当定子侧加载幅值相同的三相交流对称电压时，改变电机转子转速大小，使其运行在不同的转差下，电机定子齿部和定子轭部磁密分布都处于1.8T以下，对应条件下转子齿部和转子轭部磁密分布也都在1.8T以下。由此可以得出，RA异步发电机带整流负载运行在不同转差情况下时，电机内部磁通密度分布都较低，铁心处于不饱和状态，即铁心利用率较低。3. 分析了带整流负载的RA异步发电机运行在不同转差下转子电流的谐波含量分布。通过计算对比结果可以看出：带整流负载的RA异步发电机运行在转差率、和时，转子电流中除了基波分量，主要含有5次和7次谐波，其中基波的含量远大于谐波含量。 3次谐波和9次谐波含量几乎为零，11次谐波和13次谐波含量基本一致。4. 改变整流负载的大小（即与RA异步发电机转子共轴的同步电动机励磁绕组大小），使其与RA异步发电机总漏电抗比值在某一范围内变化时，得到相应情况下换相重叠角的大小变化。通过仿真结果可以看出：随着整流负载的减少，换相时间逐渐增加，对应的换相重叠角度也在逐渐增大。当整流负载与RA异步发电机总漏电抗倍数在15倍至60变化时，三相桥式不可控整流电路中二极管换相区域工作在第一区域，此时换相重叠角在30至60之间变化。5. 改变整流负载的大小（即与RA异步发电机转子共轴的同步电动机励磁绕组大小），使其与RA异步发电机总漏电抗比值在某一范围内变化时，得到相应情况下转子基波电流和基波电压之间产生的相位差。通过仿真结果可以看出：整流负载为0.54时，转子绕组a相电流基波分量滞后电压基波分量时间为0.2ms,经计算得到此时相位差为15.12是四种情况下的最小值；整流负载为0.135时，转子绕组a相电流基波分量滞后相电压基波分量时间为0.4ms,经计算得到此时相位差为30.24。由此可以看到，当整流负载与RA异步发电机总漏电抗倍数在15倍至60倍范围内变化时，转子绕组电流基波与电压基波之间产生的相位差呈逐渐减小趋势。本章小结：2.本章通过RA异步发电机的数学模型，建立其物理模型，并联合外电路整流负载进行有限元仿真。对比分析带整流负载的RA异步发电机运行在转差率、和额定转差条件下的磁通密度分布，可得其定、转子齿部和轭部的磁通密度分布均在1.8T以下；同时，由于非线性负载的接入，转子电流发生畸变，故将上述条件下的转子电流进行谐波分解可得，转子电流中除基波外，主要含有5次和7次谐波，不含有偶次谐波和3次及3的整数倍次谐波。最后，通过改变整流负载大小，使之与RA异步发电机定子归算到转子侧的总漏抗比值在15倍至60倍范围内变化。通过对比结果可得：对应条件下的换相重叠角在60至30呈递减趋势变化，此时三相桥式不可控整流电路换相区域工作在第一区域触发角=0，换相重叠角；同时，对应条件下转子基波电流和基波电压之间的相位差在30至15左右呈递减趋势变化。3.本章以一台额定功率带整流负载的RA异步发电机运行在额定转差为例，对其进行电磁设计与分析。通过对该电机本体的设计，给出了低谐波绕组的绕组系数和平均匝长等计算公式，以及适合与该电机的饱和系数和满载电势标幺值系数等大小，同时给出了整流电路交流侧和直流侧的参数和定、转子基本损耗的计算公式。最后，通过与额定工况下计算结果对比可得，在输出功率相同的条件下，随着转差率的增大，RA异步发电机定子侧的输入功率呈递减趋势，而同时由转轴输入给转子侧的机械功率依次呈递增趋势，相应的效率呈逐渐增大趋势。带整流负载的RA异步发电机研究现状：自20世纪70年代，为了代替无接触能量转换系统中的碳刷和滑环，旋转