直驱永磁风力发电机绕组短路保护研究

王春亮， 何 山， 王维庆， 程 静， 文 龙

(1. 新疆大学 电气工程学院, 乌鲁木齐 830049； 2. 可再生能源发电与并网技术教育部工程研究中心, 乌鲁木齐 830049)

直驱永磁风力发电机绕组短路保护研究

王春亮1,2， 何 山1,2， 王维庆1,2， 程 静1,2， 文 龙1,2

(1. 新疆大学 电气工程学院, 乌鲁木齐 830049； 2. 可再生能源发电与并网技术教育部工程研究中心, 乌鲁木齐 830049)

随着风电机组单机容量越来越大，对其配置有效的保护具有重要的意义。笔者以1.5 MW直驱永磁风力发电机绕组为研究对象，重点研究了其匝间及单相接地短路故障，并基于ANSOFT MAXWELL暂态仿真得到故障前后绕组电流的波形，分析其特征。对不同匝数的绕组短路故障进行了仿真，对比分析得出故障前后电流变化趋势，为永磁发电机绕组短路故障设计有效的保护方案，提出了夯实依据。

直驱永磁发电机； 数学模型； 绕组短路计算； ANSOFT暂态仿真； 主保护配置

中国东北、甘肃、宁夏、等大型风电基地都曾因风电机组小故障导致大面积机组被切除，发生大面积脱网事故，进一步加剧了电压跌落，造成事故扩大[1]。随着风电机组单机容量的增大，永磁发电机定子绕组分支数较多，定子电流达到了一个新水平，而且发生故障后的短路电流更大，对发电机构成的威胁十分严重。据统计，全国各地风电场的共计几十台永磁风力发电机，工作4～5年后，先后发生不同程度的发电机匝间及单相对地短路，引起更加严重的绝缘击穿故障。返厂后经专业人员测试发现，绝缘电阻已由出厂实验时的几百兆欧剧降至几兆欧,绕组绝缘受到变性损坏甚至烧黑。新疆达坂城风电场的发电机，在大雨过后，曾经出现过绕组短路烧毁现象。而且，目前中国的风力发电机还没有配备针对自身绕组的有效保护，现场运行的电机绕组故障频发，损失较大，因此研究发电机的保护很有必要。

当今，主要的研究主要集中在双馈风力发电机和异步风力发电机上，对直驱永磁风力发电机的研究较少，而且一般比较简单。文献[2-4]建立了永磁直驱发电机模型，通过采用改变发电系统的控制策略，实现了性能最佳的风能跟踪控制；文献[5]针对采用双PWM变频器的直驱式风电机组进行了研究，提出了一种基于最佳功率给定的发电机最大风能跟踪控制策略；文献[6]建立了完整的直驱永磁同步风电机组各主要部分的数学模型，研究了发生三相对称短路的情况，并仿真出故障时的动态特性；文献[7-11]研究了电网端发生三相对称短路、单相短路及两相短路的情况下，不同类型风电机组低电压穿越(low voltage ride through，LVRT)能力应满足的条件，并研究了电网侧变流器的控制策略。由于永磁发电机励磁不可控，绕组分支数较多且不同部位的绕组短路故障电流不同，短路电流的d、q轴分解困难等原因，永磁发电机绕组短路故障的暂态过程分析相当不完善，其保护文献几乎没有。因此，本文以1.5 MW永磁直驱风力发电机绕组结构和故障分析为基础，分析永磁发电机组绕组内部短路故障特征，继而提出相应的保护配置方案。

1 永磁同步发电机的绕组结构以及 数学模型

1.1 永磁发电机的绕组结构

本文研究的1.5 MW永磁风力发电机的定子铁心是由经涂漆处理过的0.5 mm高硅扇形片套于鸽尾支持筋上叠压而成,全长分成若干段,形成若干径向风道,铁心用压圈压紧。发电机定子线圈由双玻扁铜线制成, 匝间绝缘用绝缘垫条或半叠包以绝缘带如图1、图2所示。

图1 定子绕组连接图

在图1、图2中，线圈端部以环氧玻璃布板垫紧。直线部分与端部均采用模压，端部做成篮式渐伸线结构，经三个端箍成一整体，并通过环氧玻璃布板支架固定在机座两端。定子在引出线端有6根出线铜排。转子护环采用非磁性钢锻件，以减少转子漏磁及损耗。中心环采用优质钢锻件，护环与中心环采用热套配合，护环与转子本体也采用热套配合，中心环采用环键作为轴向固定。

1.2 三相静止坐标系下永磁发电机数学模型

为简化分析，本文做以下约定[12]：

图2 绕组连接轴向图

1)忽略磁路饱和、涡流和磁滞损耗效应。

2)忽略永磁体的阻尼效应，不考虑空间谐波。

3)PMSG(permanent magnet synchronous generator)有对称的三相绕组,生成沿PMSG气隙圆周的磁动势,并且按正弦规律分布，定子绕组中感应电动势波形为正弦波。

4)设PMSG的永磁体产生的磁链为ψ，同步电机角速度为ωr，则PSMG在三相静止坐标系下的定子电压矢量方程为

(1)

式中：ψej(wr,t+θ)为磁链ψ在极坐标下的表示形式；Rs、is、Ls分别为永磁同步发电机定子绕组的电阻、电流、电感。

为永磁发电机分析的便利性，一般情况下，采用转子磁场、定子电压、定子磁场等矢量作为参照系的d轴方向。由于永磁发电机电动势E、电机端电压u、端电流i及电机电枢磁场呈一定的向量关系，因此为了方便对电机进行解耦研究，需要把永磁电压矢量方程变换到d、q旋转参照系上。在以定子磁通为正方向的d、q旋转参照系下，永磁同步电机电压方程、电磁转矩方程和定子磁链方程分别为：

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：usd、usq分别为发电机端电压d、q轴分量；Rs为定子绕组电阻；wr为电角度；isd、isq分别为发电机定子绕组d、q轴电流；ψd、ψq分别为发电机定子磁链d、q轴分量。p为发电机转子极对数；Lsd、Lsq、Lso分别为d、q、o轴同步电感；ψpm为永磁体建立的磁链幅值。

d、q参照系下功率方程为：

(6)

假定发电机转子磁链ψ、同步电机电感Lsq、Lsq恒定值，联立等式(3)、(5)消去磁链，可得永磁电机额定电流方程：

(7)

式中，空载电势Es=wrψ。

联立式子(4)、(5)，将电磁转矩方程转换为：

(8)

通过分析永磁同步发电机数学模型可知，在给定发电机参数后，发电机的电压ud、uq和转速wr成固定比例关系，转速wr的加速度值由输入机械转矩Tm和输出电磁扭矩Te之差决定，而发电机的电磁转矩Tm又取决于发电机的定子电流id、iq。

2 绕组故障仿真分析

在发电机短路保护研究中，配置保护时需要校验其保护动作的灵敏度，保护方案是否具有高度灵敏的动作与故障时的差动电流有关。本次研究中，为了使灵敏度的计算更加准确，对以下五种短路类型进行了深入研究，并得出每相短路电流的大小，为绕组保护方案的配置提供了夯实依据。

2.1 Ansoft Maxwell 2D建模

本文中采用Ansoft Maxwell 2D电磁场分析软件建立电机模型，用外电路模拟匝间及单相接地短路，定子匝间短路的原理图及部位示意图如图3、图4所示。

本模型依据1.5 MW永磁发电机参数建模，其基本参数为额定功率：1.5 MW；额定转速：17.6 r/min ；极数：88；槽数：576；定子外径：4505 mm；定子内径：4140 mm；气隙：6 mm；电压：690 V；频率：16.0 Hz；接法：Y；每相槽数：16；并联支路数：8。仿真中设A相一条支路中的线圈发生匝间及接地短路，分别对正常情况1匝、3匝、5匝、7匝及单相接地短路情况进行仿真计算。

图3 发电机定子匝间短路原理图

图4 发电机定子匝间短路部位示意图

2.2 定子绕组匝间短路仿真结果

绕组正常及不同匝数短路情况下定子侧相电流波形如图5所示。

不同程度故障下的定子侧相电流有效值如表1所示。

表1 定子侧相电流有效值

Table 1 Effect value of stator phase current

工况相电流有效值IAIBIC 正常运行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

由图5和表1中可见，绕组正常时，定子侧三相电流有效值基本相等；当绕组发生1匝短路时，三相对称电流被破坏，各相幅值均呈现不同的升高趋势，其中B相和C相电流的增幅较小且变化后的幅值基本相等，A相电流增幅较大；随着短路绕组匝数的增加，当发生3匝、5匝、7匝短路时，三相电流不对称分布的趋势更加明显，而B相和C相电流幅值的变化依然不大，A相电流的增幅、幅值明显大于B相和C相。

图5 定子侧相电流

2.3 定子绕组单相接地短路仿真结果

正常及单相接地短路故障如图6所示。A相单相接地短路故障下的定子侧相电流有效值如表2所示。

由图6和表2可见，绕组正常时，定子侧三相电流有效值基本相等；当发生A相单相接地短路时，三相电流的幅值均有较大程度的增大，且A相电流幅值变化明显大于B相和C相。

图6 定子侧相电流

表2 定子相电流有效值

3 绕组短路保护方案配置

结合1.5 MW永磁风力发电机的绕组结构，通过对发电机全面的内部短路分析、定量化的计算过程，制定针对绕组短路故障的主保护方案，以改变永磁风力发电机绕组无有效保护的现状，为中国大型永磁风力发电机的正常运行提供安全保证[13-15]。

运用多回路的分析方法，通过匝间及单相接地短路的仿真计算，得出绕组故障时不同相的电流数值，并在此仿真基础上配置不同类型的主保护方案。

1)方案1—“3-2-3”中性点引出方式

该方案的设计如图7所示，分别将A、B、C三相分支数为1、4、7的分支连接在一起，形成中性点O1；再将每相的第2、6分支和第3、5、8分支接在一起，分别形成中性点O2和O3。在中性点O1-O2及O2-O3之间装设两个具有稳态保护功能的P级电流互感器TAO1和TAO2，并在A、B、C三相的1、4、7分支和3、5、8分支上装设具有避免暂态误动功能的TPY级电流互感器TA1—TA6，以构成两套不完全纵差保护、一套不完全裂相横差保护和两套零序电流型横差保护。

图7 永磁发电机主保护配置方案1

2)方案2—“2-4-2”中性点引出方式

该方案的设计如图8所示，分别将A、B、C三相分支数为1、5的分支接在一起，形成中性点O1；再将每相的第2、4、6、8分支或第3、7分支接在一起，分别形成中性点O2和O3。在中性点O1-O2、O2-O3之间装设两个具有稳态保护功能的P级电流互感器TAO1和TAO2，并在A、B、C三相的1、5分支和3、7分支上装设具有避免暂态误动功能的TPY级电流互感器TA1-TA6，以构成两套不完全纵差保护、一套不完全裂相横差保护和两套零序电流型横差保护。

图8 永磁发电机主保护配置方案2

由图8可见，采用“2-4-2”中性点引出方式时，发生在同相不同分支处的不同电位点故障始终出现在不同的分支保护电路中，从而保证了高度灵敏的主保护方案，因为此短路故障时数值比较大的回路电流流入差动回路；而采用“3-2-3”中性点引出方式时，无论是“支路相邻连接”还是“支路相隔连接”，都不能保证发生在同相不同分支处的不同电位点故障始终出现在不同的分支保护电路中，所以，采用“2-4-2”的主保护方案后保护灵敏度更高，保护死区更小。

上述配置的保护方案致力于“不完全纵差保护+完全/不完全裂相横差保护”构成的“一纵两横”的保护格局。对于直驱永磁风力发电机实际运行中发生的绕组匝间及单相接地故障，通过配置上述图7及图8所示的主保护，可保证直驱永磁风力发电机组的主保护灵敏动作，从而保护性能优异。

4 结 论

1)建立了直驱永磁风力发电机空载有限元数学模型，在此模型基础上用外电路模拟匝间及单相接地短路，得出当定子发生匝间短路时，定子各相电流呈不对称分布，且随着故障程度的加深，故障相电流的增幅及幅值明显大于非故障相。

2)绕组发生单相接地短路故障时，各相短路电流对发电机绕组的威胁更加严重。

3)分析了永磁风电机组绕组发生匝间及单相接地故障，配置了“一纵两横”的主保护方案，从而改变了直驱永磁风电机组无有效保护的现状。

4)通过对比分析内部绕组不同短路故障时的数据得知：对于匝间短路故障，横向电流差明显大于纵向，且横差保护的灵敏度优于不完全纵差保护的灵敏度。

[1] 张国新. 风力发电并网技术及电能质量控制策略[J]. 电力自动化设备, 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] 张梅, 何国庆, 赵海翔, 等. 直驱式永磁同步风力发电机组的建模与仿真[J].中国电力, 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, 胡敏强, 郑建勇, 等. 风力发电机无速度传感器网侧功率直接控制[J]. 电力系统自动化, 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] 闫耀民, 范瑜, 汪至中, 等. 永磁同步电机风力发电系统的自寻优控制[J]. 电工技术学报, 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] 姚骏, 廖勇, 瞿兴鸿, 等. 直驱永磁同步风力发电机的最佳风能跟踪控制[J]. 电网技术, 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, 刘伟. 直驱永磁同步风电机组的三相短路故障特性[J]. 电网技术, 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] 关宏亮, 赵海翔, 迟永宁, 等. 电力系统对并网风电机组承受低电压能力的要求[J]. 电网技术, 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, 胡敏强, 肖仕君, 等. 发电机定子绕组内部故障分析方法[J]电力系统自动化, 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] 伍叶凯, 邹东霞.一种高灵敏度的发电机横差保护方案[J].电网技术, 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] 黄晶晶. 发电机定子匝间保护的研究[D]. 杭州: 浙江大学, 2008: 12-45. HUANG Jingjing, Research on the inter-turn protection for stator windings of generator[D]. Hangzhou: Zhejiang University, 2008: 12-45.

(编辑 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，硕士研究生，研究方向为可再生能源与控制技术。

TM315

A

2095-6843(2017)02-0114-06