直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機繞組短路保護(hù)研究

王春亮， 何 山， 王維慶， 程 靜， 文 龍

(1. 新疆大學(xué) 電氣工程學(xué)院, 烏魯木齊 830049； 2. 可再生能源發(fā)電與并網(wǎng)技術(shù)教育部工程研究中心, 烏魯木齊 830049)

直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機繞組短路保護(hù)研究

王春亮1,2， 何 山1,2， 王維慶1,2， 程 靜1,2， 文 龍1,2

(1. 新疆大學(xué) 電氣工程學(xué)院, 烏魯木齊 830049； 2. 可再生能源發(fā)電與并網(wǎng)技術(shù)教育部工程研究中心, 烏魯木齊 830049)

隨著風(fēng)電機組單機容量越來越大，對其配置有效的保護(hù)具有重要的意義。筆者以1.5 MW直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機繞組為研究對象，重點研究了其匝間及單相接地短路故障，并基于ANSOFT MAXWELL暫態(tài)仿真得到故障前后繞組電流的波形，分析其特征。對不同匝數(shù)的繞組短路故障進(jìn)行了仿真，對比分析得出故障前后電流變化趨勢，為永磁發(fā)電機繞組短路故障設(shè)計有效的保護(hù)方案，提出了夯實依據(jù)。

直驅(qū)永磁發(fā)電機； 數(shù)學(xué)模型； 繞組短路計算； ANSOFT暫態(tài)仿真； 主保護(hù)配置

中國東北、甘肅、寧夏、等大型風(fēng)電基地都曾因風(fēng)電機組小故障導(dǎo)致大面積機組被切除，發(fā)生大面積脫網(wǎng)事故，進(jìn)一步加劇了電壓跌落，造成事故擴大[1]。隨著風(fēng)電機組單機容量的增大，永磁發(fā)電機定子繞組分支數(shù)較多，定子電流達(dá)到了一個新水平，而且發(fā)生故障后的短路電流更大，對發(fā)電機構(gòu)成的威脅十分嚴(yán)重。據(jù)統(tǒng)計，全國各地風(fēng)電場的共計幾十臺永磁風(fēng)力發(fā)電機，工作4～5年后，先后發(fā)生不同程度的發(fā)電機匝間及單相對地短路，引起更加嚴(yán)重的絕緣擊穿故障。返廠后經(jīng)專業(yè)人員測試發(fā)現(xiàn)，絕緣電阻已由出廠實驗時的幾百兆歐劇降至幾兆歐,繞組絕緣受到變性損壞甚至燒黑。新疆達(dá)坂城風(fēng)電場的發(fā)電機，在大雨過后，曾經(jīng)出現(xiàn)過繞組短路燒毀現(xiàn)象。而且，目前中國的風(fēng)力發(fā)電機還沒有配備針對自身繞組的有效保護(hù)，現(xiàn)場運行的電機繞組故障頻發(fā)，損失較大，因此研究發(fā)電機的保護(hù)很有必要。

當(dāng)今，主要的研究主要集中在雙饋風(fēng)力發(fā)電機和異步風(fēng)力發(fā)電機上，對直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機的研究較少，而且一般比較簡單。文獻(xiàn)[2-4]建立了永磁直驅(qū)發(fā)電機模型，通過采用改變發(fā)電系統(tǒng)的控制策略，實現(xiàn)了性能最佳的風(fēng)能跟蹤控制；文獻(xiàn)[5]針對采用雙PWM變頻器的直驅(qū)式風(fēng)電機組進(jìn)行了研究，提出了一種基于最佳功率給定的發(fā)電機最大風(fēng)能跟蹤控制策略；文獻(xiàn)[6]建立了完整的直驅(qū)永磁同步風(fēng)電機組各主要部分的數(shù)學(xué)模型，研究了發(fā)生三相對稱短路的情況，并仿真出故障時的動態(tài)特性；文獻(xiàn)[7-11]研究了電網(wǎng)端發(fā)生三相對稱短路、單相短路及兩相短路的情況下，不同類型風(fēng)電機組低電壓穿越(low voltage ride through，LVRT)能力應(yīng)滿足的條件，并研究了電網(wǎng)側(cè)變流器的控制策略。由于永磁發(fā)電機勵磁不可控，繞組分支數(shù)較多且不同部位的繞組短路故障電流不同，短路電流的d、q軸分解困難等原因，永磁發(fā)電機繞組短路故障的暫態(tài)過程分析相當(dāng)不完善，其保護(hù)文獻(xiàn)幾乎沒有。因此，本文以1.5 MW永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機繞組結(jié)構(gòu)和故障分析為基礎(chǔ)，分析永磁發(fā)電機組繞組內(nèi)部短路故障特征，繼而提出相應(yīng)的保護(hù)配置方案。

1 永磁同步發(fā)電機的繞組結(jié)構(gòu)以及 數(shù)學(xué)模型

1.1 永磁發(fā)電機的繞組結(jié)構(gòu)

本文研究的1.5 MW永磁風(fēng)力發(fā)電機的定子鐵心是由經(jīng)涂漆處理過的0.5 mm高硅扇形片套于鴿尾支持筋上疊壓而成,全長分成若干段,形成若干徑向風(fēng)道,鐵心用壓圈壓緊。發(fā)電機定子線圈由雙玻扁銅線制成, 匝間絕緣用絕緣墊條或半疊包以絕緣帶如圖1、圖2所示。

圖1 定子繞組連接圖

在圖1、圖2中，線圈端部以環(huán)氧玻璃布板墊緊。直線部分與端部均采用模壓，端部做成籃式漸伸線結(jié)構(gòu)，經(jīng)三個端箍成一整體，并通過環(huán)氧玻璃布板支架固定在機座兩端。定子在引出線端有6根出線銅排。轉(zhuǎn)子護(hù)環(huán)采用非磁性鋼鍛件，以減少轉(zhuǎn)子漏磁及損耗。中心環(huán)采用優(yōu)質(zhì)鋼鍛件，護(hù)環(huán)與中心環(huán)采用熱套配合，護(hù)環(huán)與轉(zhuǎn)子本體也采用熱套配合，中心環(huán)采用環(huán)鍵作為軸向固定。

1.2 三相靜止坐標(biāo)系下永磁發(fā)電機數(shù)學(xué)模型

為簡化分析，本文做以下約定[12]：

圖2 繞組連接軸向圖

1)忽略磁路飽和、渦流和磁滯損耗效應(yīng)。

2)忽略永磁體的阻尼效應(yīng)，不考慮空間諧波。

3)PMSG(permanent magnet synchronous generator)有對稱的三相繞組,生成沿PMSG氣隙圓周的磁動勢,并且按正弦規(guī)律分布，定子繞組中感應(yīng)電動勢波形為正弦波。

4)設(shè)PMSG的永磁體產(chǎn)生的磁鏈為ψ，同步電機角速度為ωr，則PSMG在三相靜止坐標(biāo)系下的定子電壓矢量方程為

(1)

式中：ψej(wr,t+θ)為磁鏈ψ在極坐標(biāo)下的表示形式；Rs、is、Ls分別為永磁同步發(fā)電機定子繞組的電阻、電流、電感。

為永磁發(fā)電機分析的便利性，一般情況下，采用轉(zhuǎn)子磁場、定子電壓、定子磁場等矢量作為參照系的d軸方向。由于永磁發(fā)電機電動勢E、電機端電壓u、端電流i及電機電樞磁場呈一定的向量關(guān)系，因此為了方便對電機進(jìn)行解耦研究，需要把永磁電壓矢量方程變換到d、q旋轉(zhuǎn)參照系上。在以定子磁通為正方向的d、q旋轉(zhuǎn)參照系下，永磁同步電機電壓方程、電磁轉(zhuǎn)矩方程和定子磁鏈方程分別為：

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：usd、usq分別為發(fā)電機端電壓d、q軸分量；Rs為定子繞組電阻；wr為電角度；isd、isq分別為發(fā)電機定子繞組d、q軸電流；ψd、ψq分別為發(fā)電機定子磁鏈d、q軸分量。p為發(fā)電機轉(zhuǎn)子極對數(shù)；Lsd、Lsq、Lso分別為d、q、o軸同步電感；ψpm為永磁體建立的磁鏈幅值。

d、q參照系下功率方程為：

(6)

假定發(fā)電機轉(zhuǎn)子磁鏈ψ、同步電機電感Lsq、Lsq恒定值，聯(lián)立等式(3)、(5)消去磁鏈，可得永磁電機額定電流方程：

(7)

式中，空載電勢Es=wrψ。

聯(lián)立式子(4)、(5)，將電磁轉(zhuǎn)矩方程轉(zhuǎn)換為：

(8)

通過分析永磁同步發(fā)電機數(shù)學(xué)模型可知，在給定發(fā)電機參數(shù)后，發(fā)電機的電壓ud、uq和轉(zhuǎn)速wr成固定比例關(guān)系，轉(zhuǎn)速wr的加速度值由輸入機械轉(zhuǎn)矩Tm和輸出電磁扭矩Te之差決定，而發(fā)電機的電磁轉(zhuǎn)矩Tm又取決于發(fā)電機的定子電流id、iq。

2 繞組故障仿真分析

在發(fā)電機短路保護(hù)研究中，配置保護(hù)時需要校驗其保護(hù)動作的靈敏度，保護(hù)方案是否具有高度靈敏的動作與故障時的差動電流有關(guān)。本次研究中，為了使靈敏度的計算更加準(zhǔn)確，對以下五種短路類型進(jìn)行了深入研究，并得出每相短路電流的大小，為繞組保護(hù)方案的配置提供了夯實依據(jù)。

2.1 Ansoft Maxwell 2D建模

本文中采用Ansoft Maxwell 2D電磁場分析軟件建立電機模型，用外電路模擬匝間及單相接地短路，定子匝間短路的原理圖及部位示意圖如圖3、圖4所示。

本模型依據(jù)1.5 MW永磁發(fā)電機參數(shù)建模，其基本參數(shù)為額定功率：1.5 MW；額定轉(zhuǎn)速：17.6 r/min ；極數(shù)：88；槽數(shù)：576；定子外徑：4505 mm；定子內(nèi)徑：4140 mm；氣隙：6 mm；電壓：690 V；頻率：16.0 Hz；接法：Y；每相槽數(shù)：16；并聯(lián)支路數(shù)：8。仿真中設(shè)A相一條支路中的線圈發(fā)生匝間及接地短路，分別對正常情況1匝、3匝、5匝、7匝及單相接地短路情況進(jìn)行仿真計算。

圖3 發(fā)電機定子匝間短路原理圖

圖4 發(fā)電機定子匝間短路部位示意圖

2.2 定子繞組匝間短路仿真結(jié)果

繞組正常及不同匝數(shù)短路情況下定子側(cè)相電流波形如圖5所示。

不同程度故障下的定子側(cè)相電流有效值如表1所示。

表1 定子側(cè)相電流有效值

Table 1 Effect value of stator phase current

工況相電流有效值IAIBIC 正常運行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

由圖5和表1中可見，繞組正常時，定子側(cè)三相電流有效值基本相等；當(dāng)繞組發(fā)生1匝短路時，三相對稱電流被破壞，各相幅值均呈現(xiàn)不同的升高趨勢，其中B相和C相電流的增幅較小且變化后的幅值基本相等，A相電流增幅較大；隨著短路繞組匝數(shù)的增加，當(dāng)發(fā)生3匝、5匝、7匝短路時，三相電流不對稱分布的趨勢更加明顯，而B相和C相電流幅值的變化依然不大，A相電流的增幅、幅值明顯大于B相和C相。

圖5 定子側(cè)相電流

2.3 定子繞組單相接地短路仿真結(jié)果

正常及單相接地短路故障如圖6所示。A相單相接地短路故障下的定子側(cè)相電流有效值如表2所示。

由圖6和表2可見，繞組正常時，定子側(cè)三相電流有效值基本相等；當(dāng)發(fā)生A相單相接地短路時，三相電流的幅值均有較大程度的增大，且A相電流幅值變化明顯大于B相和C相。

圖6 定子側(cè)相電流

表2 定子相電流有效值

3 繞組短路保護(hù)方案配置

結(jié)合1.5 MW永磁風(fēng)力發(fā)電機的繞組結(jié)構(gòu)，通過對發(fā)電機全面的內(nèi)部短路分析、定量化的計算過程，制定針對繞組短路故障的主保護(hù)方案，以改變永磁風(fēng)力發(fā)電機繞組無有效保護(hù)的現(xiàn)狀，為中國大型永磁風(fēng)力發(fā)電機的正常運行提供安全保證[13-15]。

運用多回路的分析方法，通過匝間及單相接地短路的仿真計算，得出繞組故障時不同相的電流數(shù)值，并在此仿真基礎(chǔ)上配置不同類型的主保護(hù)方案。

1)方案1—“3-2-3”中性點引出方式

該方案的設(shè)計如圖7所示，分別將A、B、C三相分支數(shù)為1、4、7的分支連接在一起，形成中性點O1；再將每相的第2、6分支和第3、5、8分支接在一起，分別形成中性點O2和O3。在中性點O1-O2及O2-O3之間裝設(shè)兩個具有穩(wěn)態(tài)保護(hù)功能的P級電流互感器TAO1和TAO2，并在A、B、C三相的1、4、7分支和3、5、8分支上裝設(shè)具有避免暫態(tài)誤動功能的TPY級電流互感器TA1—TA6，以構(gòu)成兩套不完全縱差保護(hù)、一套不完全裂相橫差保護(hù)和兩套零序電流型橫差保護(hù)。

圖7 永磁發(fā)電機主保護(hù)配置方案1

2)方案2—“2-4-2”中性點引出方式

該方案的設(shè)計如圖8所示，分別將A、B、C三相分支數(shù)為1、5的分支接在一起，形成中性點O1；再將每相的第2、4、6、8分支或第3、7分支接在一起，分別形成中性點O2和O3。在中性點O1-O2、O2-O3之間裝設(shè)兩個具有穩(wěn)態(tài)保護(hù)功能的P級電流互感器TAO1和TAO2，并在A、B、C三相的1、5分支和3、7分支上裝設(shè)具有避免暫態(tài)誤動功能的TPY級電流互感器TA1-TA6，以構(gòu)成兩套不完全縱差保護(hù)、一套不完全裂相橫差保護(hù)和兩套零序電流型橫差保護(hù)。

圖8 永磁發(fā)電機主保護(hù)配置方案2

由圖8可見，采用“2-4-2”中性點引出方式時，發(fā)生在同相不同分支處的不同電位點故障始終出現(xiàn)在不同的分支保護(hù)電路中，從而保證了高度靈敏的主保護(hù)方案，因為此短路故障時數(shù)值比較大的回路電流流入差動回路；而采用“3-2-3”中性點引出方式時，無論是“支路相鄰連接”還是“支路相隔連接”，都不能保證發(fā)生在同相不同分支處的不同電位點故障始終出現(xiàn)在不同的分支保護(hù)電路中，所以，采用“2-4-2”的主保護(hù)方案后保護(hù)靈敏度更高，保護(hù)死區(qū)更小。

上述配置的保護(hù)方案致力于“不完全縱差保護(hù)+完全/不完全裂相橫差保護(hù)”構(gòu)成的“一縱兩橫”的保護(hù)格局。對于直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機實際運行中發(fā)生的繞組匝間及單相接地故障，通過配置上述圖7及圖8所示的主保護(hù)，可保證直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機組的主保護(hù)靈敏動作，從而保護(hù)性能優(yōu)異。

4 結(jié) 論

1)建立了直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機空載有限元數(shù)學(xué)模型，在此模型基礎(chǔ)上用外電路模擬匝間及單相接地短路，得出當(dāng)定子發(fā)生匝間短路時，定子各相電流呈不對稱分布，且隨著故障程度的加深，故障相電流的增幅及幅值明顯大于非故障相。

2)繞組發(fā)生單相接地短路故障時，各相短路電流對發(fā)電機繞組的威脅更加嚴(yán)重。

3)分析了永磁風(fēng)電機組繞組發(fā)生匝間及單相接地故障，配置了“一縱兩橫”的主保護(hù)方案，從而改變了直驅(qū)永磁風(fēng)電機組無有效保護(hù)的現(xiàn)狀。

4)通過對比分析內(nèi)部繞組不同短路故障時的數(shù)據(jù)得知：對于匝間短路故障，橫向電流差明顯大于縱向，且橫差保護(hù)的靈敏度優(yōu)于不完全縱差保護(hù)的靈敏度。

[1] 張國新. 風(fēng)力發(fā)電并網(wǎng)技術(shù)及電能質(zhì)量控制策略[J]. 電力自動化設(shè)備, 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] 張梅, 何國慶, 趙海翔, 等. 直驅(qū)式永磁同步風(fēng)力發(fā)電機組的建模與仿真[J].中國電力, 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, 胡敏強, 鄭建勇, 等. 風(fēng)力發(fā)電機無速度傳感器網(wǎng)側(cè)功率直接控制[J]. 電力系統(tǒng)自動化, 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] 閆耀民, 范瑜, 汪至中, 等. 永磁同步電機風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的自尋優(yōu)控制[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 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] 姚駿, 廖勇, 瞿興鴻, 等. 直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機的最佳風(fēng)能跟蹤控制[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 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, 劉偉. 直驅(qū)永磁同步風(fēng)電機組的三相短路故障特性[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 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] 關(guān)宏亮, 趙海翔, 遲永寧, 等. 電力系統(tǒng)對并網(wǎng)風(fēng)電機組承受低電壓能力的要求[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 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, 胡敏強, 肖仕君, 等. 發(fā)電機定子繞組內(nèi)部故障分析方法[J]電力系統(tǒng)自動化, 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] 伍葉凱, 鄒東霞.一種高靈敏度的發(fā)電機橫差保護(hù)方案[J].電網(wǎng)技術(shù), 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] 黃晶晶. 發(fā)電機定子匝間保護(hù)的研究[D]. 杭州: 浙江大學(xué), 2008: 12-45. HUANG Jingjing, Research on the inter-turn protection for stator windings of generator[D]. Hangzhou: Zhejiang University, 2008: 12-45.

(編輯 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，碩士研究生，研究方向為可再生能源與控制技術(shù)。

TM315

A

2095-6843(2017)02-0114-06