每相7分支水电与抽水蓄能机组主保护设计研究

桂 林，王祥珩，孙宇光，王维俭

（清华大学电机系电力系统及发电设备控制和仿真国家重点实验室，北京市 100084）

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国内常规水电站与抽水蓄能电站的建设已进入高潮，金沙江下游乌东德（12×850MW）和白鹤滩（16×1000MW）两座巨型水电站正在建设中，国网新源公司正在建设的大型抽水蓄能电站（单机容量300MW及以上）已达20座（另外35座抽水蓄能电站处于规划阶段）。大型水电与抽水蓄能机组结构复杂、造价昂贵，发生内部故障的后果极其严重，必须重视其主保护设计工作。

在水电设计院、电机制造厂家、保护装置生产厂家和业主的大力支持下，基于内部故障分析的发电机主保护定量化及优化设计方法已在水电领域得到推广应用；清华大学电机系运用“多回路分析法”，对国内外100多座大中型水电站和抽水蓄能电站的发电机组进行了定子绕组内部故障的分析和主保护方案的定量化设计，其中包括了所有单机容量在600MW及以上的水电站[1,2]。

相比仅凭概念、经验和定性分析的传统设计方法而言，发电机主保护定量化设计的不同之处在于——在全面的内部短路分析计算的基础上，经定量化的设计过程来完成，即将内部故障分析用于主保护设计，根据发电机不同绕组形式（叠绕/波绕）所决定的内部故障特点的差异，实现多分支发电机分支的合理分组和主保护方案的配置，兼顾中性点侧分支TA的安装条件，为大型水电与抽水蓄能机组主保护配置方案的科学制定开辟了新途径[3-4]。

本文以乌东德VOITH发电机（66极/每相11分支）、向家坝ALSTOM（84极/每相7分支）、古里DEC大机（56极/每相7分支）和仙游发电电动机（14极/每相7分支）、清远发电电动机（14极/每相7分支）的内部故障分析和主保护设计为例，总结奇数多分支水电与抽蓄机组的设计特点，为后续水电机组（特别是额定转速选择428.6r/min的抽水蓄能机组）的设计提供借鉴。

1 乌东德VOITH、向家坝ALSTOM、古里DEC大机和仙游、清远发电电动机的主保护设计

根据对上海福伊特水电设备有限公司和东方电气集团东方电机有限公司分别提供的发电机定子绕组展开图的分析，乌东德VOITH发电机采用分数槽（q=9/2）叠绕组（定子绕组节距为y1=12），66极，定子槽数为91，每相11分支，每分支27个线圈；仙游发电电动机采用分数槽（q=17/2）叠绕组（定子绕组节距为1=21），14极，定子槽数为357，每相7分支，每分支17个线圈。其定子绕组实际可能发生的同槽和端部交叉故障如表1和表2所示。

表1 乌东德VOITH和仙游发电机实际可能发生的同槽故障Tab.1 Possible slot faults of Wudongde VOITH and Xianyou generators

表2 乌东德VOITH和仙游发电机实际可能发生的端部交叉故障Tab.2 Possible end faults of Wudongde VOITH and Xianyou generators

从表1和表2可以看出[5、6]，对于叠绕组奇数多分支水电机组而言，由于其同槽故障中的同相同分支匝间短路只可能发生在相邻N、S极下的线圈间，从而导致同相同分支匝间短路的短路匝数不大；而端部故障中的同相同分支匝间短路则可能发生在同一极下的相邻线圈之间，对应的短路匝数更小；对于低转速发电机（额定转速≤100r/min），由于同相同分支匝间短路的短路匝比（短路匝数/每分支线圈数）太小，将导致保护死区的增大。同为叠绕组的古里DEC大机的内部故障特点也与之类似，见表3和表4。

而对于高转速的奇数多分支抽蓄机组，即使采用叠绕组，其1匝同相同分支匝间短路的短路匝比已超过5%常规主保护方案均不能反映短路匝比＜5%的匝间短路），将大大提高主保护的性能。

相比而言（见表3和表4），采用波绕组的奇数多分支水电与抽水蓄能机组虽也存在小短路匝比的匝间短路，但所占比率不大，譬如向家坝ALSTOM发电机的1匝匝间短路只有21种（仅占内部故障总数的0.2%），清远发电电动机（14极/每相7分支）也只有21种1匝匝间短路（对应的短路匝比为6.25%/仅占内部故障总数的0.1%），都将极大改善最终的主保护配置方案的性能。

表3 向家坝ALSTOM、古里DEC大机和清远发电机实际可能发生的同槽故障Tab.3 Possible slot faults of Xiangjiaba ALSTOM，Guri DEC and Qingyuan generators

表4 向家坝ALSTOM、古里DEC大机和清远发电机实际可能发生的端部交叉故障Tab.4 Possible end faults of Xiangjiaba ALSTOM，Guri DEC and Qingyuan generators

基于上述对发电机故障特点的清楚认识及全面的内部故障仿真分析，上述5台不同定子绕组形式且均为奇数多分支水电与抽水蓄能机组最终的主保护配置方案如图1～图4所示（以每相7分支发电机为例，电流互感器按一块屏配置，计及双重化的需要另一块屏完全拷贝）。

下面进行简单的对比分析，假如上述4台发电机相互照搬分支分组方式——“3-1-3”和“3-4”分支分组方式（包括不同的连接方式——相邻或相隔连接），则主保护配置方案的性能相差悬殊，又进一步说明了发电机主保护定量化设计的必要性。

图1 向家坝ALSTOM发电机内部故障主保护配置方案（相隔连接/136-4-257）Fig．1 Main protection configuration scheme for internal faults of Xiangjiaba ALSTOM generator（Separate connections，136-4-257）

图2 古里DEC大机内部故障主保护配置方案（相隔连接/135-2467）Fig．2 Main protection configuration scheme for internal faults of Guri large generator（Separate connections，135-2467）

图3 仙游发电电动机内部故障主保护配置方案（相邻连接/123-4567）Fig．3 Main protection configuration scheme for internal faults of Xianyou generator-motor（Adjacent connections，123-4567）

图4 清远发电电动机内部故障主保护配置方案（相邻连接/123-4-567）Fig．4 Main protection configuration scheme for internal faults of Qingyuan generator-motor（Adjacent connections，123-4-567）

从表5可以看出，对于波绕组每相7分支发电机，“3-1-3分支分组方式”下主保护配置方案的性能要远优于“3-4分支分组方式”，原因在于其同相不同分支匝间短路所占比率大，且相近电位的同相不同分支匝间短路（如图5所示，两短路点距离中性点位置相近）的故障特征是故障分支电流大但相位相反，在某些连接方式下（将两故障分支分到同一分支组中）的短路回路电流无法直接引入保护装置的差动回路中以提高灵敏度，将成为主保护配置方案的动作死区[7、8]。

而在“3-4分支分组方式”下，无论上述相近电位的同相不同分支匝间短路是多发生在相邻分支间还是相隔分支间，“123-4567”或“135-2467”分支分组方式都无法做到将两故障分支始终分到不同的分支组中去，从而无法通过分支的合理分组来进一步减少保护死区。

图5 发生在相近电位的同相不同分支匝间短路Fig．5 Inter-turn short circuits in the same phase of different branches at the similar potential

故对于波绕组每相7分支发电机，倾向于在其主保护配置方案的设计时首先立足于如何使用不完全裂相横差保护（好处是差动保护两侧TA完全同型、区外故障时不平衡电流较小，但也增加了发电机中性点引出和铜环布置的难度），即根据发电机实际可能发生的故障特点，舍弃每相某一分支的同时实现对剩余偶数分支的合理分组（相邻或相隔方式）。

通过进一步的分析，发现上述不能动作的相间短路类型为三相第4分支（即“3-1-3”分支组合中的“-1-”分支）之间发生的中性点侧小匝数相间短路，由于故障分支恰好被不完全裂相横差和不完全纵差保护舍弃，而此时的短路回路电流又不流过中性点连线，故该种相间短路必然成为上述主保护方案共同的保护死区，这是受硬件投资所限（增设每相第4分支的TA和相应的不完全纵差保护将覆盖该保护死区），好在这种故障类型所占比率不可能很大，对于向家坝ALSTOM发电机而言仅占故障总数的0.09%。

但是对于叠绕组每相7分支发电机而言，由于其定子绕组形式所决定的故障特点的不同以及故障后电气特征量的变化（受短路点压差及回路阻抗的影响），使得其主保护配置方案的设计体现出不同的特点：

（1）由于其同相不同分支匝间短路所占比率极小，故不同的分支分组方式（“相邻连接”或“相隔连接”）对最终的保护性能的影响不如波绕组发电机显著。

（2）对于低转速大型水轮发电机而言（抽蓄机组除外），由于其小匝数同相同分支匝间短路数多且对应的短路匝比小，即使在“3-1-3”分支分组方式下，其主保护配置方案不能动作的同相同分支匝间短路数仍然很多，同时其不能动作的相间短路除了不同相而分支编号相同的分支间发生的中性点侧小匝数相间短路，还包括舍弃分支间发生的大匝数相间短路。下面以古里DEC大机为例进行说明。

图6中实线箭头所示故障为古里DEC大机在并网空载运行方式下，a相第4支路第22号线圈下层边和b相第4支路第23号线圈的上层边发生端部相间短路，短路回路所包含的线圈数为28（每分支36个线圈）。

故障相各支路（包括短路附加支路）基波电流的大小和相位如下所示：

即使是短路回路电流İa4=4422.53-98.82°和İb4=4106.9680.67°也不大（相位近于相反），其他分支电流则更小，导致对应的主保护方案均不能动作。

反观波绕组每相7分支发电机的类似故障，则短路回路电流和非故障分支电流均增大很多，譬如前述向家坝ALSTOM发电机在并网空载运行方式下，a相第4支路第22号线圈下层边和b相第4支路第20号线圈的上层边发生端部相间短路，短路回路所包含的线圈数为31（每分支也是36个线圈），其短路回路电流分别为İa4=21706.2181.33°和İb4=18494.50-99.33°，对应的主保护方案均能动作。

考虑到短路回路电流取决于两短路点的压差与短路回路阻抗的比值，上述两算例说明叠绕组每相7分支发电机的自感系数不同于波绕组每相7分支发电机，下面以图7为例进行简单说明。

图6 一则不同相而分支编号相同的分支间发生的大匝数相间短路Fig．6 An inter-phase short circuit between the branches with the same branch number

图7 线圈a1、a2组成电路的自感系数Fig．7 Self-inductance coefficient of circuit composed of coil a1 and coil a2

图7所示为两个单独线圈a1、a2组成的回路，设La1、La2分别为a1线圈和a2线圈的自感系数，Ma1a2为两线圈的互感系数，则由电感系数的基本定义可知整个a回路（支路）的自感系数：。

线圈a1、a2的磁链分别为：

φa1=φa1a1+φa1a2、φa2=φa2a1+φa2a2， 式 中φa1a1、φa2a2为自感磁链，φa1a2、φa2a1为两线圈的互感磁链。故有

考虑到波绕组与叠绕组构成形式的不同，Ma1a2（叠绕组）≈La1=La2，而Ma1a2（波绕组）≈很小的负数，故对于叠绕组发电机而言，短路回路的阻抗近似与短路回路线圈数的平方成正比，而波绕组发电机短路回路的阻抗则与短路回路线圈数的一次方成正比；在相同压差作用下，叠绕组发电机不能动作的匝间和相间短路数将增大。

这样使得叠绕组每相7分支发电机“3-4分支分组方式”下主保护配置方案的性能与“3-1-3分支分组方式”相差不大、有时甚至更好，原因在于“3-1-3分支分组方式”下相间短路的保护死区有所增加，而小匝数同相同分支匝间短路保护死区的减少并不明显（短路匝比＜5%的同相同分支匝间短路对于所有的主保护而言都是保护死区），见表6和表7。

表6 古里DEC大机主保护配置方案不能可靠动作同槽故障数及其性质Tab.6 Non-operation number and fault type under the condition of slot faults of Guri generator

表7 古里DEC大机主保护配置方案不能可靠端部动作故障数及其性质Tab.7 Non-operation number and fault type under the condition of end faults of Guri generator

至于古里DEC大机保护死区明显多于其他同样为每相7分支的叠绕组发电机，则在于其取消了相邻磁极阻尼环的极间连接，虽有助于改善机组的机械性能（特别是对启动频繁的抽蓄机组），但也应注意到其对保护性能的影响，因为极间阻尼作用的减弱，必然导致定子绕组内部故障时短路回路电流的减小，从而增大保护死区。

考虑到发电机中性点侧铜环布置和分支组TA安装的难易程度（高转速抽蓄机组的风洞空间有限），以及不能动作故障类型的发生几率（相间短路要大于匝间短路），优先推荐“相邻连接”的“123-4567”作为叠绕组每相7分支发电机的分支分组方式。

运行实践也已表明，对于叠绕组每相7分支的发电机，在主保护配置方案中保留一套完全纵差保护，有助于偏心振动引起事故的分析，这在凤滩（2×200MW）、彭水（5×350MW）、深溪沟（4×165MW）、天荒坪抽水蓄能（6×300MW）等电站已得到证实。

所以，对于波绕组每相7分支的发电机，优先推荐“3-1-3”分支分组方式，立足于不完全裂相横差保护的使用，根据发电机同相不同分支匝间短路的分布特点，舍弃每相某一分支的同时实现对剩余偶数分支的合理分组；而对于叠绕组每相7分支的发电机，则优先推荐“3-4”分支分组方式，保留完全纵差保护的使用。

2 不对称定子绕组在抽水蓄能机组的推广应用[9]

对于每相7分支的抽蓄机组，分支分组方式无论是采用“3-4”还是“3-1-3”，其中性点侧铜环布置和分支TA安装都很困难，因为抽蓄机组风洞的尺寸更小，只好将发电机中性点侧部分铜环和分支TA布置在风洞外（如图8所示），既不美观，也不安全[10]。

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图8 清蓄发电电动机中性点侧布置图Fig．8 The neutral point layout of Qingyuan generator-motor

而不对称定子绕组[2P（极数14）/a（分支数4）不再为整数]在抽水蓄能机组的应用（荒沟和文登）则解决了上述难题，且每相4分支的发电机主保护配置方案简单成熟（如图9所示），已在国内外30多个水电站推广应用（分支分组方式有所不同）。

之所以要在溧阳、琼中、绩溪等抽水蓄能机组主保护设计中进一步取消零序电流型横差保护（即单元件横差保护，见图10），主要取决于抽水蓄能机组定子绕组形式所决定的故障特点（高转速+叠绕组使得每分支线圈数不太多/相邻分支沿电机内圆连续分布——小匝数匝间短路问题不太突出/同相不同分支匝间短路数不多，见表8和表9），定量分析已表明增设单元件横差保护对保护死区的减少没有任何帮助。

图9 每相4分支水电机组主保护配置常规方案Fig．9 General main protection configuration scheme forhydropower units with 4 branches per phase

对于一体化的微机保护装置，保护用TA信息资源共享，继电器的功能由软件来实现，即用“一段代码”来实现不同的主保护功能，也就不会出现程序中的某几行代码单独出现异常，从而影响到相应的主保护，所以可以降低双重化指标来取消单元件横差保护。

通过取消单元件横差保护，不仅可以减低CPU的负荷率（已达80%），有利于微机保护装置的正常运行，还可简化发电机中性点侧铜环的布置，进一步保障抽水蓄能机组的安全稳定运行（溧阳和琼中抽水蓄能机组已投运）。

表8 溧阳、琼中、绩溪抽水蓄能发电电动机实际可能发生的同槽故障Tab.8 Possible slot faults of Liyang，Qiongzhong and Jixi generator-motors

表9 溧阳、琼中、绩溪抽水蓄能发电电动机实际可能发生的端部交叉故障Tab.9 Possible end faults of Liyang，Qiongzhong and Jixi generator-motors

3 结束语

（1）将内部故障分析用于主保护设计，根据发电机定子绕组形式所决定的内部故障特点的不同，通过合理选择分支分组方式来进一步减少保护死区，为大型水电与抽水蓄能机组主保护配置方案的科学制定开辟了新途径。

（2）对于波绕组每相7分支的发电机，优先推荐“3-1-3”分支分组方式，立足于不完全裂相横差保护的使用；而对于叠绕组每相7分支的发电机，则优先推荐“3-4”分支分组方式，保留完全纵差保护的使用。

（3）对于额定转速428.6r/min（14极）的抽蓄机组，推荐采用不对称定子绕组（每相4分支），既改善了发电机中性点侧铜环和分支TA的安装条件，又简化了发电机主保护的设计。

（4）取消抽水蓄能机组相邻磁极阻尼环的极间连接，虽有助于改善机组的机械性能，但也应注意到其对保护性能的影响，因为极间阻尼作用的减弱，必然导致定子绕组内部故障时短路回路电流的减小，从而增大保护死区。

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