定子匝間短路位置對汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵心溫升特性的影響

何玉靈，張文，王爍，武鈺，王曉龍

(華北電力大學(xué) 機(jī)械工程系暨河北省電力機(jī)械裝備健康維護(hù)與失效預(yù)防重點(diǎn)實驗室，河北 保定 071003)

0 引 言

定子匝間短路是一種常見的繞組電氣故障，相較于其他故障，其危害較為嚴(yán)重，修復(fù)費(fèi)用較高[1]。對于大容量汽輪發(fā)電機(jī)而言，這種故障惡化會變得更快，直至發(fā)展到接地故障，對電機(jī)構(gòu)成嚴(yán)重?fù)p壞[2]。

鑒于定子匝間短路故障的危害性，國內(nèi)外學(xué)者對其做了許多研究[3-9]。戈寶軍[3]等人對定子繞組不同位置短路下的三相電流變化做了分析，發(fā)現(xiàn)短路位置不同三相電流大小有所差異。郝亮亮[4]對多相角勵磁機(jī)的定子繞組短路故障進(jìn)行了實驗分析，發(fā)現(xiàn)故障后勵磁電流中出現(xiàn)了多倍的特征諧波。M.B.K.Bouzid[5]與S. He[6]通過研究發(fā)現(xiàn)定子匝間短路破壞了定子電壓與相電流的對稱性。何玉靈[7-8]等人分析了定子匝間短路故障下氣隙磁密變化特性，發(fā)現(xiàn)短路后磁密將會產(chǎn)生額外的三倍頻成分。肖士勇[9]則探究了定子繞組短路對轉(zhuǎn)子鐵心電磁力的影響，發(fā)現(xiàn)最大電磁力在磁極兩側(cè)邊緣處和槽口位置。

受制造安裝工藝和多種運(yùn)行因素的影響[10-11]，發(fā)電機(jī)定、轉(zhuǎn)子之間的氣隙很難嚴(yán)格保持均勻?qū)ΨQ狀態(tài)，這種不均勻狀態(tài)有靜態(tài)(最小氣隙位置不變，靜偏心)和動態(tài)(最小氣隙位置隨轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)而改變，動偏心)兩種[12-14]。幾乎所有發(fā)電機(jī)都或多或少存在氣隙靜偏心的情況。所以，當(dāng)定子匝間短路發(fā)生時，發(fā)電機(jī)本質(zhì)上處于氣隙靜偏心與定子匝間短路的復(fù)合狀態(tài)。因此，短路匝所在處與最小氣隙的相對位置會對電機(jī)內(nèi)部的電磁分布構(gòu)成影響[7-8]。

在發(fā)電機(jī)運(yùn)行過程中，一方面，鐵心損耗和繞組損耗會降低發(fā)電機(jī)的能量轉(zhuǎn)換效率[15]，另一方面，損耗的增加會使鐵心和繞組的溫度升高，加速繞組絕緣老化[16]，從而引起繞組短路故障。目前，對發(fā)電機(jī)損耗和發(fā)熱的研究主要集中在以下幾個方面：

1)發(fā)電機(jī)內(nèi)部結(jié)構(gòu)變化的影響：研究發(fā)現(xiàn)定子槽型尺寸和定子槽楔尺寸[17]、端部壓板與壓指結(jié)構(gòu)尺寸[18]、永磁發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子護(hù)套[19]、轉(zhuǎn)子通風(fēng)溝結(jié)構(gòu)[20]等關(guān)鍵部位的結(jié)構(gòu)、尺寸差異等都會對發(fā)電機(jī)內(nèi)部的損耗和溫升特性構(gòu)成影響；

2)材料差異的影響：研究表明永磁發(fā)電機(jī)中的轉(zhuǎn)子導(dǎo)磁導(dǎo)電槽楔材料[21]、汽輪機(jī)中的壓板材料[22]等也會對發(fā)電機(jī)內(nèi)部損耗構(gòu)成影響；

3)載荷及冷卻介質(zhì)的影響：研究人員發(fā)現(xiàn)發(fā)電機(jī)的負(fù)載變化[23-24]和冷卻介質(zhì)差異[25-27]均會對發(fā)電機(jī)的損耗和溫升構(gòu)成影響。

然而，已有研究對于鐵心的損耗分析及溫升研究大多建立在發(fā)電機(jī)正常運(yùn)行前提下，較少考慮實際運(yùn)行中較高頻率出現(xiàn)的氣隙偏心、定子匝間短路故障，以及兩者的復(fù)合故障對轉(zhuǎn)子鐵心損耗與溫升特性的影響。本文對發(fā)電機(jī)不同定子匝間短路位置下的轉(zhuǎn)子鐵心損耗特性進(jìn)行分析，探究定子匝間短路位置差異對轉(zhuǎn)子溫升特性的影響規(guī)律，為后續(xù)國產(chǎn)大型發(fā)電機(jī)冷卻散熱結(jié)構(gòu)的逆向優(yōu)化和制造工藝的針對性改良提供參考。

1 理論分析

1.1 定子匝間短路位置對磁密影響

發(fā)電機(jī)氣隙磁密取決于氣隙磁勢和單位面積磁導(dǎo)的乘積，氣隙靜偏心主要影響的是單位面積磁導(dǎo)。如圖1所示，徑向氣隙長度[7]可寫為

(1)

式中：g0是平均氣隙長度；αm為用于表征氣隙位置的周向角度；δs為相對靜偏心值。

發(fā)電機(jī)氣隙靜偏心前后氣隙磁導(dǎo)可由徑向氣隙長度的倒數(shù)按冪級數(shù)[7]展開得到

(2)

式中：μ0為空氣磁導(dǎo)率；Λ0為單位面積氣隙磁導(dǎo)常值。

與氣隙靜偏心不同，定子匝間短路主要影響氣隙磁勢。定子匝間短路模型如圖2所示，短路后將會在短路位置產(chǎn)生一個短路環(huán)電流Id，此短路環(huán)電流將形成一個以短路匝中心位置為軸線的脈振磁場fd。這一脈振磁勢在空間中呈余弦規(guī)律分布[7]，可以表達(dá)為

fd(αm,t)=Fdmaxξcosωtcosαm=Fd+ξcos(ωt-αm)+

Fd-ξcos(ωt+αm)。

(3)

式中：脈振磁場fd將會形成兩個方向相反的旋轉(zhuǎn)磁場，其中：第一行Fdmax表示脈振磁勢最大值；第二行第一項表示磁勢幅值為Fd+的正向旋轉(zhuǎn)磁場；第二項中Fd-表示與主磁場反向旋轉(zhuǎn)的磁場幅值；ξ為當(dāng)前短路位置下脈振磁勢幅值與所有短路位置中最大脈振磁勢幅值的比值[1,7]。由于正向磁場的旋轉(zhuǎn)方向和頻率與轉(zhuǎn)子相同，因此不會在轉(zhuǎn)子繞組中感應(yīng)出電動勢。但是對于反向磁場來說，因為它與轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速差為兩倍，所以它將在轉(zhuǎn)子繞組中產(chǎn)生一個新的頻率為2ω的電動勢。因此，短路后的等效勵磁電流[7]可以表達(dá)為

If(t)=If0-ξIf2cos2ωt。

(4)

式中：If0為系統(tǒng)原勵磁電流；If2為短路匝感應(yīng)產(chǎn)生的二倍頻電流幅值?？紤]不同短路位置影響時，發(fā)電機(jī)氣隙合成磁勢可表達(dá)為

(5)

式中：γ為諧波次數(shù)(奇數(shù))；fNγ和fFγ為短路前后發(fā)電機(jī)氣隙合成磁勢；Fγ和Fcγ為短路前后第γ次諧波氣隙合成磁勢；ψ為發(fā)電機(jī)內(nèi)功角；η為定子磁勢與轉(zhuǎn)子磁勢比值；K為與勵磁繞組匝數(shù)相關(guān)的系數(shù)?；谑?2)和式(5)可得不同匝間短路位置下發(fā)電機(jī)氣隙磁密表達(dá)式為：

(6)

此外，定子匝間短路后發(fā)電機(jī)機(jī)端電壓將會下降，這是由于有效切割磁力線的繞組匝數(shù)減少與脈振磁場抵消主磁勢的雙重因素影響。特別地，當(dāng)發(fā)電機(jī)處于氣隙靜偏心與定子匝間短路復(fù)合故障時，相同偏心程度下，短路位置越靠近氣隙最小處則機(jī)端電壓下降得越多。為提高發(fā)電機(jī)運(yùn)行系統(tǒng)穩(wěn)定性，機(jī)組自動控制系統(tǒng)會在檢測到機(jī)端電壓下降時進(jìn)行強(qiáng)勵，強(qiáng)勵動作后發(fā)電機(jī)磁密的各諧波幅值將會增加,當(dāng)短路位置越靠近氣隙最小位置時其幅值增加越明顯，如表1所示。

表1 不同匝間短路位置故障下磁密各頻率成分幅值及影響因素

1.2 轉(zhuǎn)子鐵心損耗計算

發(fā)電機(jī)定轉(zhuǎn)子鐵心發(fā)熱主要來自鐵心損耗，包括渦流損耗、磁滯損耗和附加損耗。對于轉(zhuǎn)子來說，由于轉(zhuǎn)子與主磁場旋轉(zhuǎn)方向相同，其渦流損耗主要由諧波磁場引起。同樣地，諧波磁場也會在轉(zhuǎn)子鐵心引起磁滯損耗，但數(shù)值較小一般可以忽略[28]。因此本文轉(zhuǎn)子鐵心損耗主要考慮渦流損耗，其表達(dá)式[29]為:

(7)

式中：Ke為渦流損耗系數(shù)；f為磁場頻率；Bn為n次磁密諧波幅值。

進(jìn)一步將式(6)代入式(7)中可得不同匝間短路位置下轉(zhuǎn)子鐵心渦流損耗表達(dá)式為

(8)

如表1與式(8)所示，當(dāng)強(qiáng)勵動作后，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵心渦流損耗隨著各諧波磁密幅值的增加而增加。特別地，短路位置越靠近氣隙最小處鐵心損耗越大，轉(zhuǎn)子鐵心發(fā)熱越明顯，溫升越明顯。

2 有限元計算

2.1 仿真設(shè)置

本文以華北電力大學(xué)新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實驗室CS-5型故障模擬發(fā)電機(jī)為研究對象，發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)如圖3所示，基本參數(shù)如表2所示。

表2 CS-5發(fā)電機(jī)參數(shù)

一般情況下，定子匝間短路故障發(fā)生后，短路電流過大，發(fā)電機(jī)會迅速停機(jī)。但本文為了清楚地展示出發(fā)電機(jī)定子短路故障對轉(zhuǎn)子鐵心損耗及溫升所產(chǎn)生的影響，在仿真計算與實驗設(shè)置時，在短路回路中串聯(lián)電阻來限制短路電流，保證模擬機(jī)組能夠在故障條件下運(yùn)行。

從公式(2)可以退出，熔體溫度越高，熔體的粘度越小。而熔體粘度小表示熔體的表面張力變小。再根據(jù)公式(1)，金屬熔體表面張力變小，在其余條件不變的條件下，霧化粉體的平均粒徑D也隨之減小，表現(xiàn)出來的結(jié)果熔體破碎充分，細(xì)粉率提高。但是熔體溫度的提高意味著霧化能耗提高，同時溫度過高易造成金屬熔體氧化及損失。

發(fā)電機(jī)三維有限元模型如圖4所示，在Ansys Electromagnetics中將轉(zhuǎn)子、內(nèi)部求解域、Band和轉(zhuǎn)子繞組沿x軸偏移0.1 mm來模擬氣隙靜偏心故障，如圖4(a)所示。為了更形象地模擬定子匝間短路，在三維物理模型中將發(fā)生短路的定子繞組分為正常部分和短路部分,如圖4(b)所示，然后再分配短路部分與正常部分繞組中的匝數(shù)來實現(xiàn)物理模型中的短路設(shè)置，最后在外部耦合電路中，改變短路部分繞組阻值完成外部耦合短路設(shè)置，如圖4(c)所示。

仿真共計4組工況，具體方案如下：

1)偏心0.1 mm；

2)復(fù)合故障CF1(偏心0.1 mm+短路6%∠105°)；

3)復(fù)合故障CF2(偏心0.1 mm+短路6%∠90°)；

4)復(fù)合故障CF3(偏心0.1 mm+短路6%∠70°)。

定子匝間短路位置仿真中短路繞組中心位置的機(jī)械角αsm分別為105°、90°和70°，對應(yīng)的不同匝間短路位置為復(fù)合故障CF1、復(fù)合故障CF2和復(fù)合故障CF3，如圖5所示。仿真中偏心工況下勵磁電流為7.5 A，轉(zhuǎn)速為3 000 r/min，仿真周期為600 s，步長為0.2 ms。仿真強(qiáng)勵動作后勵磁電流分別為7.8、7.85、7.88 A，對應(yīng)故障分別為復(fù)合故障CF1、復(fù)合故障CF2、復(fù)合故障CF3。

將Ansys Electromagnetics18.2軟件中計算的電磁瞬態(tài)場轉(zhuǎn)子鐵心損耗作為熱源導(dǎo)入Ansys Workbench平臺中的溫度瞬態(tài)場中，獲得轉(zhuǎn)子鐵心熱載荷如圖6(a)所示，可以看出轉(zhuǎn)子鐵心損耗密度最大瞬時值可達(dá)6.68×105W/m3,損耗密度最大值集中在齒身區(qū)域，最小瞬時值為1.59×104W/m3，損耗密度最小值集中在鐵軛區(qū)域。結(jié)合式(10)、式(11)計算出轉(zhuǎn)子鐵心氣隙表面換熱系數(shù)αδ為122.03 W/m2·℃，轉(zhuǎn)子鐵心端面散熱系數(shù)αr為50.28 W/m2·℃，如圖6(b)所示。

2.2 有限元仿真結(jié)果與分析

2.2.1 電磁場結(jié)果分析

不同短路位置下氣隙磁密和相電壓變化的有限元計算結(jié)果如圖7所示。

從圖7中可以看出，定子匝間短路后發(fā)電機(jī)氣隙磁密與相電壓將減小。此外，當(dāng)短路位置越接近最小氣隙位置處時，氣隙磁密和相電壓下降得越多，這與前面的理論分析相吻合。

發(fā)電機(jī)強(qiáng)勵前后氣隙磁密諧波分析結(jié)果如圖8所示，定子匝間短路后發(fā)電機(jī)勵磁系統(tǒng)未強(qiáng)勵，氣隙磁密的基波、五次諧波和七次諧波磁密幅值均下降，而三次諧波上升，這與前面表2的理論分析一致。特別地，氣隙靜偏心與定子匝間短路復(fù)合故障下，短路位置將是影響氣隙磁密各諧波幅值的關(guān)鍵因素，短路位置越靠近最小氣隙位置影響就越大。強(qiáng)勵后發(fā)電機(jī)各諧波幅值呈上升趨勢，這與前面的理論分析結(jié)果相一致。

為了進(jìn)一步對比分析，將不同短路位置下發(fā)電機(jī)強(qiáng)勵前后氣隙磁密各諧波幅值進(jìn)行整理，結(jié)果如表3所示。發(fā)電機(jī)強(qiáng)勵前，短路位置越靠近氣隙最小處則基波幅值下降越多，五次諧波與七次諧波與基波有相同的變化趨勢。相反地，對于三次諧波，短路位置越靠近氣隙最小處，其幅值增加越多，這一結(jié)果與前面的理論分析相吻合。發(fā)電機(jī)強(qiáng)勵后，磁密的各諧波幅值均呈上升趨勢。以基波幅值為例，復(fù)合故障CF3相對于氣隙靜偏心0.1mm時幅值增加了4.68%，復(fù)合故障CF2時增加了3.65%，復(fù)合故障CF1時則增加了2.28%。短路位置越靠近氣隙最小處，強(qiáng)勵后基波幅值增加越多，三次、五次與七次諧波有相同變化趨勢。

表3 發(fā)電機(jī)強(qiáng)勵前后氣隙磁密諧波幅值

實際的發(fā)電機(jī)組均裝有自動控制系統(tǒng)，在檢測到發(fā)電機(jī)機(jī)端電壓下降時會進(jìn)行強(qiáng)制性強(qiáng)勵。強(qiáng)勵后不同匝間短路位置下的轉(zhuǎn)子鐵心損耗如圖9和表4所示?？梢钥闯?，短路后由于強(qiáng)勵的作用轉(zhuǎn)子鐵心損耗呈增加趨勢，其中復(fù)合故障CF1相比氣隙靜偏心0.1 mm時增加了71.36%，復(fù)合故障CF2相比復(fù)合故障CF1增加了4.57%，復(fù)合故障CF3則相比復(fù)合故障CF2增加了3.36%；短路位置越靠近氣隙最小處，轉(zhuǎn)子損耗越大，這一變化趨勢驗證了前面公式(8)的理論分析結(jié)果。

表4 不同短路位置下轉(zhuǎn)子鐵心損耗

2.2.2 三維溫度場結(jié)果分析

發(fā)電機(jī)運(yùn)行中的各類損耗大多將轉(zhuǎn)變?yōu)闊崃?，從而?dǎo)致發(fā)電機(jī)各部分的溫度升高。轉(zhuǎn)子鐵心發(fā)熱主要是因為在磁場中所產(chǎn)生的鐵耗所致，是典型的磁熱源。該熱量一部分通過熱傳導(dǎo)作用傳遞到轉(zhuǎn)子繞組，大部分通過熱對流作用(也有熱傳導(dǎo))將熱量傳送到冷卻介質(zhì)中。本文參考文獻(xiàn)[30]針對發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵心區(qū)域建立了三維傳熱數(shù)學(xué)模型，參考文獻(xiàn)[31]對轉(zhuǎn)子鐵心表面換熱系數(shù)αδ和轉(zhuǎn)子鐵心端面散熱系數(shù)αr進(jìn)行設(shè)置，限于篇幅具體的模型建立和系數(shù)設(shè)置過程不再贅述。

基于瞬態(tài)電磁場的計算結(jié)果，仿真額定負(fù)載運(yùn)行10 min后的瞬態(tài)溫度場，溫度場環(huán)境參考溫度為22 ℃。圖10為氣隙靜偏心0.1 mm、復(fù)合故障CF1、復(fù)合故障CF2和復(fù)合故障CF3的轉(zhuǎn)子鐵心溫度云圖。從圖可以看出，轉(zhuǎn)子鐵心溫度最高區(qū)域處于轉(zhuǎn)子鐵心與轉(zhuǎn)軸接觸的內(nèi)表面，這是因為轉(zhuǎn)子鐵心內(nèi)表面散熱條件較差；而由于外表面與空氣接觸散熱條件最好且轉(zhuǎn)子的高速轉(zhuǎn)動加強(qiáng)了與空氣的對流換熱，最低區(qū)域處于轉(zhuǎn)子鐵心外表面。

為了更清楚地展現(xiàn)不同工況下的轉(zhuǎn)子鐵心溫升變化規(guī)律，將不同匝間短路位置下的鐵心溫度列出，如表5所示。從表5中可看出，短路后轉(zhuǎn)子鐵心溫度呈上升趨勢(其中“↑”表示溫度相對于氣隙靜偏心0.1 mm工況的增長)，并且短路位置越靠近氣隙最小處其溫度越高。特別地，復(fù)合故障CF1轉(zhuǎn)子鐵心溫升為6.6 ℃，復(fù)合故障CF2轉(zhuǎn)子鐵心溫升為8.8 ℃，復(fù)合故障CF3轉(zhuǎn)子鐵心溫升為11.4 ℃。

不同匝間短路位置下轉(zhuǎn)子鐵心溫度隨時間的變化曲線如圖11所示。由圖可看出，復(fù)合故障CF3對應(yīng)的轉(zhuǎn)子鐵心溫度上升速度最快且溫度數(shù)值最高，偏心0.1 mm對應(yīng)的轉(zhuǎn)子鐵心溫度上升速度相對其他工況來說最慢且溫度數(shù)值最低；復(fù)合故障CF2與復(fù)合故障CF1在前100 s溫度的上升速度和數(shù)值相近，但從整個計算時長來看，復(fù)合故障CF2對應(yīng)的溫度上升速度和數(shù)值要高于復(fù)合故障CF1。這是由于復(fù)合故障CF2短路位置更靠近最小氣隙處，其磁密幅值下降得更多，為了保持機(jī)端電壓，系統(tǒng)強(qiáng)勵對復(fù)合故障CF2的磁密補(bǔ)償更多，鐵心損耗增加得也更多，這與前面的理論分析相一致。

表5 仿真中不同短路位置下轉(zhuǎn)子鐵心溫度

3 實驗驗證

在CS-5型故障模擬發(fā)電機(jī)組上進(jìn)一步對理論分析和仿真結(jié)果進(jìn)行實驗驗證，如圖12所示。實驗工況與參數(shù)設(shè)置與有限元仿真相一致。

發(fā)電機(jī)氣隙靜偏心設(shè)置方法：發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子通過軸承座固定在基礎(chǔ)上保持不動，定子系統(tǒng)可通過調(diào)整前后各兩枚螺釘來實現(xiàn)相對轉(zhuǎn)子的水平徑向移動，運(yùn)動量由兩個千分表控制。

發(fā)電機(jī)定子匝間短路設(shè)置方法：發(fā)電機(jī)上設(shè)有接線盤，在A相設(shè)有多個短路抽頭，連接不同的短路抽頭可實現(xiàn)對不同程度和不同位置的匝間短路故障模擬。

復(fù)合故障模擬方法：同時設(shè)置0.1 mm氣隙靜偏心故障和不同位置的匝間短路故障。本文共設(shè)置了三組復(fù)合故障，對應(yīng)短接抽頭A-A2(CF3)、A1-A3(CF2)和A2-A4(CF1)，對應(yīng)的繞組中心線位置與氣隙最小位置機(jī)械夾角αsm分別為105°、90°和70°。

實驗過程中采用DT8300BX紅外探頭和?？低旸S-2TPH10-3AUF熱成像儀來測量轉(zhuǎn)子鐵心溫度。

發(fā)電機(jī)運(yùn)行600 s后，4種工況下轉(zhuǎn)子鐵心溫度與溫升如表6和圖13所示，表中“↑”表示溫度相對于氣隙靜偏心0.1 mm的增長?？梢钥闯龆搪泛螅D(zhuǎn)子鐵心溫度呈上升趨勢且短路位置越靠近氣隙最小處鐵心溫升越大，這與前面理論分析和有限元仿真結(jié)果相一致。

表6 熱成像儀測得的不同短路位置下轉(zhuǎn)子鐵心溫度

不同短路位置下轉(zhuǎn)子鐵心溫度隨時間變化曲線如圖14所示。從圖中可以看出偏心0.1 mm工況下轉(zhuǎn)子鐵心溫度最低且溫升最小，發(fā)生短路故障后，復(fù)合故障CF3下的轉(zhuǎn)子鐵心溫度最高且溫升最大，復(fù)合故障CF1下的轉(zhuǎn)子鐵心溫度在不同短路位置故障類型中溫度最低且溫升最小，復(fù)合故障CF2居于二者之間，這與有限元仿真結(jié)果相一致。

根據(jù)表5和表6，將不同短路位置下轉(zhuǎn)子鐵心溫度與溫升的仿真和實驗結(jié)果對比列出，如圖15所示。定子匝間短路后轉(zhuǎn)子鐵心溫度呈上升趨勢，且不同短路位置對轉(zhuǎn)子鐵心溫升造成影響有差異，其中短路位置越靠近氣隙最小處溫度越高。實驗結(jié)果與仿真計算結(jié)果的誤差較小，在工程可接受范圍內(nèi)。

需要說明的是，在實際的機(jī)組中由于安裝了自動檢測保護(hù)裝置，在檢測到定子匝間短路后保護(hù)裝置會自動動作跳閘，故實際機(jī)組無法像本文實驗這樣保持短路狀態(tài)的較長時間運(yùn)行，但不論時間長短其短路后對轉(zhuǎn)子鐵心損耗與溫升作用的客觀規(guī)律是相同的，研究這一共性規(guī)律有助于對實際機(jī)組轉(zhuǎn)子鐵心和繞組等關(guān)鍵部件的針對性保護(hù)和改進(jìn)。

4 結(jié) 論

本文對不同定子匝間短路位置下的轉(zhuǎn)子鐵心損耗和溫升特性進(jìn)行了理論分析、有限元仿真和實驗驗證，主要結(jié)論如下：

1)發(fā)電機(jī)發(fā)生定子匝間短路后，氣隙磁密的基波、五次諧波和七次諧波幅值均下降，而三次諧波幅值上升。氣隙靜偏心與定子匝間短路復(fù)合下，保持相同短路程度時，短路位置越靠近氣隙最小處，則氣隙磁密整體幅值下降越多，各諧波幅值變化越明顯。

2)定子匝間短路故障發(fā)生后，發(fā)電機(jī)機(jī)端電壓下降，發(fā)電機(jī)勵磁系統(tǒng)進(jìn)行強(qiáng)勵，短路位置越靠近氣隙最小位置時對應(yīng)的強(qiáng)勵電流越大，磁密各諧波幅值增加越多，轉(zhuǎn)子鐵心渦流損耗越大。

3)短路位置越靠近氣隙最小處，轉(zhuǎn)子鐵心溫度越高，溫升越大，短路位置越遠(yuǎn)離氣隙最小處，轉(zhuǎn)子鐵心溫度越低，溫升越小。