不同工况下同步调相机定位筋磁场及感应电动势分析

刘 然，许国瑞，曹志伟，王继豪

不同工况下同步调相机定位筋磁场及感应电动势分析

刘 然1，许国瑞1，曹志伟2，王继豪2

（1. 华北电力大学电气与电子工程学院，北京 102206；2. 国网山东省电力公司电力科学研究院，济南 250003）

随着高压直流输电系统对无功补偿设备快速响应能力和设备容量需求的不断加大，大容量新型同步调相机逐渐得到广泛应用。随着容量的增加，同步调相机端部漏磁大大增加。定位筋中的漏磁场中主要为轴向磁密分量，该磁场随着定子电流的交变呈现旋转效应，因此易在定子铁芯定位筋中产生较大的感应电动势，导致放电风险增大，从而降低同步调相机的使用寿命。本文建立了同步调相机端部的三维有限元模型，计算了同步调相机在空载、额定负载和失磁情况下定位筋中的磁密分布，并对比分析了其中的感应电动势大小，为进一步评估定位筋放电风险提供了理论基础。

同步调相机；局部放电；磁密分布；定位筋

0 前言

目前大容量同步调相机已广泛应用于新能源近区电网和特高压直流远距离输电系统的换流站，由于同步调相机单机容量的增大以及短时过载能力的提高，其端部结构及磁场分布变得更加复杂[1-2]。在新的工作环境下，同步调相机会经常运行在过励磁、低励磁等复杂工况，端部磁场变化剧烈，会导致定位筋中产生较大的感应电动势，增加局部放电风险，引起铁芯灼伤和烧熔的后果，因此研究定位筋中的磁场分布及感应电动势大小十分必要。

同步调相机的运行特点是当机端电压发生改变，通过调节励磁电流，使得同步调相机向系统吸收或发出无功功率，保证电网电压维持稳定，是一种可以在稳态、瞬态和暂态过程中向电网提供无功补偿的装置[3-6]。目前主要采用三维有限元模型对调相机的端部磁场进行分析和研究，文献[7]~[9]利用三维瞬态有限元法对大型同步发电机在不同运行条件下的电磁场和涡流损耗进行了计算。文献[10]指出定子铁芯松动、硅钢片掉漆严重、冲片与定位筋鸽尾间隙不合适是定位筋鸽尾与定子铁芯冲片之间产生局部放电的原因。根据烧熔特征可以得出局部放电主要分布在汽、励两端端部前四段主铁芯。定子铁芯外侧的定位筋在轴向漏磁通的作用下感应出电动势，并在冲片间形成通道，导致铁芯背部与定位筋烧熔[11]。文献[12]、[13]提出了定子铁芯短路故障的在线监测方法，对保护定子铁芯，降低故障损失具有重要意义。目前国内对这类事故的研究还停留在定性分析阶段，没有进行更为深入的定量计算[14]。

为了研究同步调相机在不同运行工况下，定位筋的感应电动势大小以及由此产生的局部放电问题，本文建立了同步调相机端部三维电磁场时步有限元模型，计算了同步调相机在空载、额定负载和失磁工况下定位筋中的磁密分布，研究了不同运行工况对定位筋感应电动势的影响，为进一步评估定位筋放电风险提供了理论基础。

1 端部结构及三维时步有限元模型

1.1 端部结构

调相机端部模型中主要包括定子绕组、励磁绕组、铜屏蔽、磁屏蔽、压圈、齿压板、压指、定子铁芯、转子铁芯、定位筋及机座，简化示意图如图1所示。在调相机端部结构中，定子的端部分别布置着长压指和短压指。压指外侧加装磁屏蔽和齿压板，形成磁分路。磁屏蔽外侧安装低电阻率非磁性压板，可对端部漏磁起到削弱作用。在压板外侧安装高电导率环形铜屏蔽，通过产生的涡流阻止漏磁进入压圈的内圆，以防止压圈内部出现过热现象，定子铁芯背部的漏磁场轴向磁密会在机壳内流通。

图1 调相机端部结构示意图

1.2 三维时步有限元模型

同步调相机端部各结构件形状复杂多样，且材料特性也不相同，磁场饱和、畸变、集肤效应等非线性因素以及各种机端运行工况使得端部磁场变得更加复杂。以300Mvar调相机结构为例，建立了调相机的三维有限元电磁仿真模型，如图2所示。为了减少计算时间，本文所采用的模型仅保留了前四段边段铁芯的端部结构。

图2 同步调相机时步有限元模型

大容量新型同步调相机共有定位筋24根，平均分布在定子铁芯背部圆周，如图3所示。定子铁芯的主要组成部件不多，除了硅钢片外，仅有定位筋、绝缘垫片和通风槽片。在铁芯叠片压装后，通过端部的压指、压圈和定位筋将铁芯紧固形成一个整体。定子冲片与定位筋鸽尾之间的间隙为0.5mm，冲片依靠定位筋的鸽尾来定位。

图3 定子铁芯与定位筋结构示意图

在涡流区V1内，有：

在非涡流区V2内，有：

方程边界条件为：

2 不同工况定位筋磁密分布

同步调相机实际上是并网运行的同步电动机，通过控制励磁电流的大小，使其工作在过励、欠励等运行工况，从而改变同步调相机的无功功率，进而维持系统电压的稳定。

首先计算了同步调相机空载、额定负载和失磁三种工况的端部电磁场分布。表1给出了三种工况的定转子电流和无功功率。空载运行时，定子电流为零，同步调相机与系统之间没有无功交换；额定运行时，同步调相机处于过励运行状态，电压超前电流，向电网发出无功功率；失磁运行时，同步调相机处于欠励运行状态，电压滞后电流，从电网吸收无功功率。调相机失磁后，由于磁阻功率的存在，其仍能维持同步运行。

表1 不同工况下的电流和无功功率

图4所示为空载、额定负载和失磁三种工况的端部截面磁场分布图，箭头指向表示磁密方向，等值线表示磁密数值大小。从图中可以看出，由于定子端部绕组中的电流同样随着时间交变，会在其周围产生交变的漏磁场。空载工况时，端部漏磁场仅由转子励磁电流产生，因此磁密较小。额定负载时，端部漏磁场是由转子励磁电流和定子绕组电流共同产生的，由于电枢反应，端部磁密比空载工况的大。失磁工况时端部漏磁场是由定子绕组电流单独产生的，由于没有去磁作用，端部磁密比额定工况的大。

图5所示为不同工况下定位筋的磁密分布云图，定位筋鸽尾部分磁密明显大于定位筋鸠面部分，这是因为鸽尾部分更靠近定子铁芯，磁场从铁芯背部穿出进入端部，最先进入定位筋鸽尾，且越靠近端部磁密越大。空载、额定负载和失磁工况，定位筋磁密最大值分别为1.615T、2.027T和1.860T。额定负载工况定位筋磁密最大，空载工况最小。

图5 不同工况下定位筋磁密分布云图

为了进一步分析，在某根定位筋内侧标记了4个测量点A、B、C和D，分别对应于定子铁芯段的中部，具体位置如图6所示。

图6 定位筋测量点示意图

图7~9分别给出了调相机空载、额定负载和失磁工况4个测量点沿着轴向、径向和切向的磁密z、r和t空间分布曲线。

图7 空载工况定位筋磁密空间分布曲线

图8 额定工况定位筋磁密空间分布曲线

从图7可以看出，空载工况时随着定位筋轴向深度的增加，轴向磁密的幅值不断增大，径向磁密的幅值不断减小，而切向磁密幅值很小，可忽略不计，各个分量磁密幅值基本位于同一电角度。测量点A~D的轴向磁密最大值分别为0.016T，0.081T，0.106T，0.154T，越靠近端部，轴向磁密越大。

从图8可以看出，额定负载的磁密分布情况和空载工况的相似，随着轴向深度的增加，定位筋内的轴向磁密幅值不断增大，径向磁密幅值不断减小。测量点A~D的轴向磁密最大值分别为0.066T，0.274T，0.444T，0.463T。额定负载工况轴向磁密明显高于空载工况，且变化规律更接近于正弦波，谐波含量更小。

失磁运行时，励磁电流为零，定位筋中的磁场由定子绕组产生，结果如图9所示。失磁工况轴向磁密的分布曲线相位与空载和额定负载工况的相反。随着轴向深度的增加，定位筋内的轴向磁密的幅值不断增大。测量点A~D的轴向磁密其最大值分别为0.018T，0.037T，0.078T，0.099T。

图9 失磁工况定位筋磁密空间分布曲线

根据不同工况各个磁密分量的分布曲线可以发现，轴向磁密远高于径向磁密和切向磁密，轴向磁密是引起定位筋感应电动势和局部放电的主要原因。图10所示为不同工况各个测量点的轴向磁密幅值对比图。从中可以看出额定负载工况下定位筋的轴向磁密幅值明显高于空载和失磁工况。另外，越靠近端部定位筋轴向磁密越大。

图10 不同工况各个测量点轴向磁密幅值对比图

3 不同工况定位筋感应电动势

通过计算定位筋的感应电动势，可以获得定位筋与定子铁芯之间的电位差，从而为定子铁芯与定位筋之间的放电风险提供评估依据。

通过对有限元模型中的定位筋两端增加激励面，接大电阻表示开路，计算定位筋两端的感应电动势。定位筋中的磁场主要为轴向磁场分量，该磁场随着定子电流的交变呈现旋转效应，因此会在定位筋中产生感应电动势。分别计算了调相机空载、额定负载和失磁工况下定位筋中的感应电动势，结果如图11所示。从图中可以看出，定位筋中的感应电动势呈正弦规律变化，空载、额定负载和失磁工况的感应电动势最大值分别为1.527V、2.935V和3.889V。空载工况时定位筋的感应电动势最小，而失磁工况时定位筋感应电动势最大。

图11 不同工况定位筋感应电动势

4 结论

本文利用同步调相机端部结构的时步有限元模型对不同工况下定位筋空间磁密分布和感应电动势进行了分析，从仿真结果主要得出了以下结论：

（1）额定工况定位筋磁密最大，随着轴向深度的增大，定位筋内的轴向磁密幅值不断增大，径向磁密幅值不断减小，切向磁密幅值几乎为零。越靠近端部，磁密值越大，越容易在鸽尾间隙内放电。

（2）定位筋感应电动势呈正弦规律变化，定位筋感应电动势主要由定子绕组漏磁通的轴向磁密分量所引起。额定负载和失磁工况下，定位筋感应电动势波形的相位正好反相，空载工况时，感应电动势的幅值最小。

[1] 王雅婷, 张一驰, 周勤勇, 李志强, 姜懿郞, 汤涌, 吴俊玲, 高超, 屠竞哲, 沈沉. 新一代大容量调相机在电网中的应用研究[J]. 电网技术, 2017, 41(1):22-28.

[2] 胡一平, 许国瑞, 刘晓芳. 特高压近区系统不同程度电压暂降下调相机的动态响应[J]. 大电机技术, 2018(6):32-36+72.

[3] 李志强, 种芝艺, 黄金军. 快速动态响应同步调相机动态无功特性试验验证[J]. 中国电机工程学报, 2019, 39(23):6877-6885+7101.

[4] 许国瑞, 范士雄, 罗超龙, 韩巍. 用于直流换流站动态无功补偿的调相机与SVC运行特性对比[J]. 华北电力大学学报(自然科学版), 2019, 46(1):47-53.

[5] Teleke S , Abdulahovic T , Thiringer T , et al. Dynamic Performance Comparison of Synchronous Condenser and SVC[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2008, 23(3):1606-1612.

[6] J. Jia, G. Yang, A. H. Nielsen and P. Rønne-Hansen. Impact of VSC Control Strategies and Incorporation of Synchronous Condensers on Distance Protection Under Unbalanced Faults[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2019, 66(2):1108-1118.

[7] 边旭, 梁艳萍, 朱二夯, 黄浩, 朱志佳, 汪冬梅. 多工况下同步调相机端部磁场与结构件涡流损耗分析[J]. 大电机技术, 2018(6):26-31.

[8] Cheaytani J , Benabou A , Tounzi A , et al. End-Region Leakage Fluxes and Losses Analysis of Cage Induction Motors Using 3-D Finite-Element Method[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2015, 51(3):1-4.

[9] Li S , Gallandat N A , Mayor J R , et al. Calculating the Electromagnetic Field and Losses in the End Region of a Large Synchronous Generator under Different Operating Conditions with Three-Dimensional Transient Finite Element Analysis[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2018:1.

[10] Jackson, R. J. Interlamination voltages in large turbo-generators[J]. Proceedings of the Institution of Electrical Engineers, 1978, 125(11):1232-1238.

[11] 沈樑伟, 叶国华. 大型汽轮发电机定子铁芯熔化故障分析[J]. 大电机技术, 2016(6):1-5+11.

[12] 武玉才, 马倩倩, 李永刚. 同步发电机穿心螺杆与定子铁芯冲片短路故障的在线监测方法[J]. 大电机技术, 2018(5):20-24.

[13] 关建军, 于庆斌, 钟浩文. 发电机定子铁芯EL CID试验分析与探讨[J]. 大电机技术, 2005(5):19-23.

[14] Singleton R C C , Marshall P , Steel J G . Axial Magnetic Flux in Synchronous Machines: The Effect of Operating Conditions[J]. IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, 1981, PAS-100(3):1226-1233.

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

国家电网公司总部科技项目——新型分布式调相机关键技术研究与涉网性能评估（XT71-19-010）

2020-07-23

刘然（1996-），现就读于华北电力大学电气工程专业，硕士，从事电能转换与节能控制研究。