图1 m相环形无刷励磁系统示意图
Fig.1 m phase annular brushless excitation system
摘要 多相环形无刷励磁机是大容量核电机组广泛采用的一种励磁机型，实现对其内部故障的可靠保护，对保障核电发电机组的安全运行具有重要意义。因多相环形无刷励磁机为转枢式结构，转子电枢绕组故障无法得到直接监测，但依据故障在定子励磁绕组中反映的特征来实现监测是一种有效的途径。通过理论分析正常运行及转子绕组短路时核电多相环形无刷励磁机的转子绕组与定子绕组产生的磁动势性质及其在气隙磁场中的相互作用，得到了两种运行情况下转子电枢电流和定子励磁电流的谐波特性。对某11相动模样机进行了正常运行和转子电枢绕组短路实验，通过快速傅里叶分析得到了实验电流的谐波特征，实验结果与理论分析相符。该方法适用于任意核电多相环形无刷励磁机的任意形式的转子绕组短路故障特征分析，可应用到核电多相环形无刷励磁机转子绕组短路故障诊断的进一步研究中。
关键词：多相环形无刷励磁机 转子电枢绕组 短路故障 谐波
核能发电无碳排放，发电成本稳定，其安全性亦在不断提升，是一种有前途的清洁能源[1]。随着核电单机发电容量的不断提升，发电机的运行可靠性越来越受到人们的关注。
励磁系统是大型发电机组的重要组成部分[2]，性能优异、可靠性高的励磁系统是保证发电机正常运行及电力系统安全稳定的基础。虽然静止励磁系统是现代发电机组常见的一种励磁方式，但是电刷和集电环已成为限制励磁容量进一步提升的瓶颈。与静止励磁系统相比，无刷励磁取消了电刷及集电环，显著提高了励磁系统的可靠性[3-4]，已成为大容量核电机组的一种主流励磁方式。
励磁机作为无刷励磁系统的重要组成单元，现场却以一种“弱保护”的状态运行，一般仅配置简单的定子励磁过电流保护，而对于定、转子内部故障均无相应的保护或监测手段。近年来，已发生多起由励磁机故障引起的事件，例如，2015年5月17日，某核电厂2号发电机组由于励磁机的严重短路故障，造成发电机失磁保护动作；在关闭汽轮机主汽门程序跳闸过程中引起发电机失步保护动作，跳开主变压器500kV开关，最终导致2号反应堆自动停堆。励磁机故障未得到及时保护是此次事件的导火索，这使人们注意到励磁机已成为无刷励磁机组可靠性的薄弱环节。
电枢绕组短路故障是电机最常见的危害性严重的故障之一[5]，也有可能发生在核电大容量无刷励磁机中。针对电机电枢绕组短路故障诊断这一课题，国内外专家学者针对不同类型电机进行了大量研究，主要有三相同步发电机[6-12]、感应电动机[13-16]、双馈感应电机[17-20]、永磁电机[21-23]等。虽然电机类型不同，但提出的故障诊断方法相似，主要有以故障前后电磁转矩[6-7, 19]、定子和转子的电磁力及振动特性[8, 10-12]、电枢电流负序分量[13-14, 18, 20]、气隙磁场谐波[15]、定子和转子电流谐波特性[17, 22-23]等为特征量的诊断方法。文献[7, 9, 16, 20]还研究了电枢绕组不同短路匝数、短路时刻或短路位置对故障特征量的影响。针对带整流系统的电机结构[24-33]，文献[24-25]对汽车电力系统中的带整流系统的电机电枢绕组短路故障进行了研究，文献[27-31]对某12相带整流系统的同步发电机电枢绕组短路故障进行了仿真和实验研究。
除了常规的三相励磁机外，近年来还出现了一种多相电枢通过环形连接形成的大容量无刷励磁机，该励磁机提升了系统的容错性及可靠性，是原法国Alstom公司的专有技术。我国的红沿河和宁德等核电站均采用此种结构。由于核电多相无刷励磁机为旋转电枢式结构，且电枢绕组采用多相环形分布形式，其故障特征分析方法及结论与上述电机类型相比有很大不同。目前对于核电多相环形无刷励磁机转子电枢绕组短路故障的研究，国内外尚属空白。
本文以核电多相环形无刷励磁机为研究对象，分别从正常运行及电枢绕组短路时励磁机定、转子绕组产生的磁动势性质及其在气隙磁场中的相互作用入手，得到了两种运行情况下定、转子电流的谐波特性，并进行了相应的动模实验验证。本文提出的方法适用于任意核电多相环形无刷励磁机任意形式的转子电枢绕组短路故障的特征分析，可应用到核电多相环形无刷励磁机转子绕组短路故障保护的进一步研究中。
为保证分析方法的通用性及结论的普适性，本文以一般m相环形无刷励磁机为研究对象，进行正常运行及转子电枢绕组短路时励磁机定、转子电流谐波特性的理论分析。图1所示为m相环形无刷励磁系统。多相无刷励磁机实际是旋转电枢式的凸极同步电机。其励磁绕组位于定子侧，而电枢绕组位于转子侧，且采用首尾相连的环形结构，和旋转整流器一起高速旋转，整流电压用于给主发电机励磁绕组供电。
图1 m相环形无刷励磁系统示意图
Fig.1 m phase annular brushless excitation system
该m相无刷励磁机极对数为P，转子槽数为Z，电枢绕组一般为分数槽波绕组。m相电枢绕组在转子上均匀分布，相邻两相间依次相差
（n为整数）机械角度，即
电角度。m相电枢绕组的相位关系如图2所示。
图2 m相电枢绕组相位关系
Fig.2 Phase diagram of armature winding for m phase
励磁机定子励磁绕组产生的空间磁动势在每极下分布情况相同，只是在相邻极下由于绕向相反而相反，在空间上每一对极重复一次，所以只包含基波和3、5等奇数次空间谐波磁动势，定子励磁电流产生的空间谐波磁动势可以表示为
（1）式中，j为谐波磁动势次数（
）；
为沿电机定子圆周方向的电角度；Fj为谐波磁动势幅值。
凸极同步电机的磁极对称，气隙不均匀，其气隙磁导系数
可以表示[34]为
（2）式中，
为磁导系数的常数项；2l0为磁导系数的谐波次数；
为谐波磁导的幅值。
由式（1）和式（2）可得，定子励磁电流产生的j次空间谐波磁动势在气隙中建立的磁场为
（3）式中，l为气隙磁导的次数。
由式（3）可知，定子励磁电流产生的气隙磁场次数为
，为基波和奇数次谐波磁场，故电枢电流只含基波和3、5等奇数次谐波电流。
由于各相电枢绕组在空间依次相差电角度，因此各相电枢电流在时间上依次相差电角度。则第k相电枢绕组的
次谐波电流
可以表示为
（4）式中，k为电枢绕组相数；为电枢电流谐波次数；
为同步转速；
为谐波电流有效值。
图3以每相电枢绕组3个线圈为例，画出多相环形无刷励磁机一相电枢绕组连接图及电枢电流产生的空间磁动势分布图。图中，qa为电枢绕组合成节距（电角度），qy为电枢绕组第一节距（电角度）。
图3 一相电枢绕组连接图及产生的空间磁动势分布图
Fig.3 One phase armature winding connection and its generated space magnetomotive force distribution
由于每相电枢绕组均由分数槽波绕组构成，其空间磁动势在每对极下的分布不同，周期为2Pp。对一相电枢绕组产生的空间磁动势进行傅里叶分解，谐波磁动势次数
为
，则第k相电枢绕组的次谐波电流产生的次空间谐波磁动势
可以表示为
（5）式中，
为沿电机转子圆周方向的电角度；
为电枢谐波磁动势幅值。
由式（4）和式（5）可得第k相电枢绕组产生的磁动势表达式为
（6）各相绕组产生的磁动势均为脉振磁动势，可分解为正、反转磁动势，把相同转向的磁动势分别合成。正、反转磁动势分别为
（7）
（8）经进一步数学推导（复杂过程从略），正、反转磁动势的幅值[35]可以表示为
（9）
（10）一般情况下，nP与m没有公约数，故当且仅当
为m的整数倍时，正、反转磁动势幅值才不为零。因此，当为分数时，由于各相绕组空间对称，虽然各相均会产生分数次空间谐波磁动势，但m相合成后仅含整数次磁动势。
当为整数时，当且仅当
时
才不为零，电枢反应中只存在
次正转磁动势。同理，当且仅当
时
才不为零，电枢反应中只存在
次反转磁动势。
转子空间坐标和定子空间坐标存在关系为
（11）由式（2）、式（6）、式（11）可得，各相转子电枢电流产生的空间谐波磁动势在气隙中产生的合成磁场为
（12）
由式（12）可知，合成电枢反应磁场中存在
次的正转和反转磁场，也存在
次的正转和反转磁场。
下面先按最一般的情况（考虑气隙各整数次和分数次谐波磁场）进行分析。
次电枢谐波电流产生的
次空间谐波磁场的极对数为，转速为
倍同步转速，在定子励磁绕组中感应出
倍频的感应电动势。定子每对磁极在空间依次相差
电角度，故在定子N极下励磁绕组中产生的感应电动势
可以表示为
（13）
式中，
为感应电动势有效值。
定子S极下励磁绕组与N极下励磁绕组绕向相反，故在定子S极下励磁绕组中产生的感应电动势
为
（14）则在励磁绕组上感应的总电动势为
（15）于是，感应电动势的幅值可以表示[34]为
（16）
进一步推导可知，当
为分数和偶数时，在励磁绕组上感应的总电动势e为零。图4以两对极（P=2）励磁机为例，画出电枢电流产生的2次谐波磁场和
次谐波磁场对不同极下励磁绕组作用的示意图。由图4也可以直观地看出，分数次和偶数次谐波磁场在励磁绕组上感应的总电动势为零，进一步明确了该结果的物理意义。故在以下分析中只考虑电枢电流产生的基波和奇数次谐波磁场在定子励磁绕组中的感应电动势。
图4 电枢电流产生的谐波磁场对励磁绕组作用示意图
Fig.4 The effect of harmonic magnetic field generated by armature current on field winding
次电枢反应磁场的极对数为，其正转磁场相对定子转速为
倍同步转速，会在定子绕组中感应出
倍基频的电动势，即
倍基频的电动势；其反转磁场相对定子转速为
倍同步转速，会在定子绕组中感应出
倍基频的电动势，即倍基频的电动势。
次电枢反应磁场的极对数为，其正转磁场相对定子转速为
倍同步转速，会在定子绕组中感应出倍基频的电动势，即倍基频的电动势；其反转磁场相对定子转速为
倍同步转速，会在定子绕组中感应出倍基频的电动势，即倍基频的电动势。
因此，m相环形无刷励磁机正常运行时，定子励磁电流除直流分量外主要含有2m及其倍数次谐波分量[36]。由于核电用无刷励磁机的相数很多（比如红沿河核电站所采用的无刷励磁机为39相），定子2m次谐波电动势的阻抗很大，实际中可测到的谐波电流可能很小。
图5以每相3个线圈的电枢绕组为例，画出电枢绕组（前3相）短路故障示意图。电枢绕组实际可能发生的短路故障可以分为相内短路故障和相间短路故障，相间短路故障又可分为非机端短路故障和机端短路故障。但无论发生哪种故障，都会形成一个故障回路。因此，电枢绕组不同类型短路故障情况下对转子电枢电流和定子励磁电流谐波特征的理论分析方法都是类似的。
图5 电枢绕组短路故障示意图
Fig.5 Armature winding short-circuit fault
励磁机在正常运行时转子电枢绕组突然发生短路故障，从故障发生瞬间开始分析。故障瞬时，为了保持各闭合回路中的磁链不突变，故障电枢回路电流、非故障相电流和定子回路电流中均会出现相应的非周期分量。
电枢故障回路电流和非故障相电流中的非周期分量产生随转子一起同步旋转的基波和奇数次谐波磁场（前文已述分数次和偶数次谐波磁场在定子励磁绕组中感应电动势之和为零，不再考虑），在定子励磁绕组中感应出基波和3、5等奇数次谐波电动势，这些谐波电动势将在定子励磁回路中产生基波和奇数次的谐波电流。设定子励磁绕组中的感应电流
为
（17）式中，
为定子谐波感应电流次数；
为谐波感应电流幅值。
定子励磁绕组中次谐波电流产生的
次谐波磁动势
可以表示为
（18）式中，为谐波磁动势次数；
为谐波磁动势幅值。
由式（2）和式（18）可得定子谐波电流产生的空间谐波磁动势在气隙中产生的磁场为
（19）
其正转和反转磁场的极对数为
，转速为
倍同步转速，相对转子转速为
倍同步转速，在转子绕组中感应的电动势频率为
倍基波频率，即转子绕组中将有一系列的偶数次谐波电流。同理，转子电枢绕组中的偶数次谐波电流还会在定子励磁绕组中感应出基波和奇数次谐波电流，以基波为主。
定子励磁回路电流中的非周期分量（包括励磁电流本身的直流分量）产生在空间不动的基波和奇数次谐波磁场，转子以同步转速旋转，转子电枢绕组中相应感应出基频和3、5等倍频谐波电动势，进而在电枢回路中产生基波和奇数次的谐波电流。由于转子电枢绕组不再对称，电枢感应电流将会在空间中产生基波和3、5等奇数次谐波正、反转磁场。
次电枢谐波电流产生的
次空间谐波磁场的转速为基波的
倍，在定子励磁绕组中感应
倍频的谐波电动势，即在定子励磁绕组中将有一系列偶数次谐波电流。同理，定子励磁绕组中的偶数次谐波电流还会在转子电枢绕组中感应出基波和奇数次谐波电流。
电枢短路故障时，上述由转子电枢绕组和定子励磁绕组中的非周期分量引起的定、转子各频率电流的相互感应关系如图6所示。
当电枢短路故障达到稳态时，转子电枢绕组中的非周期分量衰减为零，由转子电枢绕组非周期量引起的定、转子各次谐波电流也都将衰减为零。而在定子励磁回路中，非周期分量为恒值励磁电流，由定子励磁绕组非周期量引起的定、转子各次谐波电流都将达到某一稳态值。因此，在稳态情况下，转子电枢电流中含有基波和3、5等奇数次谐波电流，定子励磁电流中除直流量外还含有一系列偶数次谐波电流。图中，f0为定、转子绕组中基波电流的频率。
图6 电枢短路故障时，定、转子各频率电流的相互感应关系示意图
Fig.6 Mutual inductance relationship between stator and rotor harmonic currents under armature short-circuit faults
为验证故障特征理论分析的正确性，本文设计、制造了一台11相环形无刷励磁动模样机。为方便实验时测量电枢侧和二极管侧的电气量，样机为旋转励磁结构。样机的基本参数见表1。
表1 11相环形无刷励磁样机的基本参数
Tab.1 Parameters of 11 phase dynamic model machine
参 数数 值 额定视在功率/(kV·A)22.3 额定励磁电压/V60.33 额定频率/Hz83.33 定子槽数77 线圈节距8 额定相电压/V120 额定励磁电流/A12.97 额定转速/(r/min)1 000 极对数5 定子绕组联结形式波绕组
图7是电枢绕组引出抽头示意图，其中，各相的11个引出端（抽头1～11）用于外接整流桥和进行机端短路实验；相邻相的首末端（抽头1～11和抽头1'～11'）打开并引出用于测量11相电流；另引出4个中间抽头（抽头X11～X13和抽头X21），用于进行相内和相间短路故障实验。
图7 11相动模样机电枢绕组引出抽头示意图
Fig.7 Armature windings’ taps of 11 phasemodel machine
实验线路如图8所示，实验中用直流电动机拖动励磁样机，直流电动机由西门子的6RA80直流调速驱动系统驱动，引入转速闭环以控制励磁样机故障前后的转速保持不变。励磁样机的励磁绕组由直流电源施加电压，电枢绕组通过11相二极管整流桥整流后带电阻负载。
图8 实验线路
Fig.8 Experimental circuit
为保证实验安全，避免短路电流过大而损坏电机，在低励情况下进行实验，故障前励磁电流为2.46A。实验中转子转速保持在960r/min，电枢感应电动势基波频率为80Hz。本文在直流侧带电阻负载（
）工况下分别进行了相内不同短路匝数和相间不同短路相数（包括机端和非机端）的短路实验，用数字存储示波器记录了从故障发生前到故障稳态时定、转子电流的整个过渡过程的实验 波形。
图9所示为11相环形无刷励磁样机实验波形，故障发生在t =1.1s。限于篇幅，本文只例举出正常运行，抽头1和抽头X13短路实验（相内匝间短路故障）、抽头X12和抽头X21短路实验（相间非机端短路故障）以及抽头1和抽头c短路实验（相间机端短路故障）的实验波形。从图9a和图9b可以看出，故障前电枢电流主要含有基波分量，励磁电流主要含有直流量。从图9c、图9e和图9g可以看出，短路故障发生后电枢绕组电流迅速增大，且出现了明显增加的非周期分量；从图9d、图9f和图9h可以看出，故障后励磁电流纹波明显增强且非周期分量也有所增加；在1.5s左右故障达到稳态，故障电枢绕组电流和励磁电流中依然有明显的谐波分量。
图9 11相环形无刷励磁样机正常运行与电枢短路时的实验波形
Fig.9 Experimental waveforms of 11 phase dynamic model machine under normal operation and armature short-circuit
为进一步研究故障谐波特征，以正常运行和电枢绕组相内匝间短路为例，分别对正常运行时一个周期（1.0～1.012 5s）、故障后第一个周期（1.1～1.112 5s）和进入稳态时一个周期（1.5～1.512 5s）的定、转子电流进行快速傅里叶变换，选择基波频率为80Hz，得到实验波形的频谱如图10所示。由于高次谐波电流幅值很小，只给出800Hz（10次谐波）以内的电流频谱。需要说明的是，尽管理论分析得到11相环形无刷励磁机正常运行时励磁绕组中除直流量外主要含22次谐波分量，但由于22次谐波电动势的阻抗很大，实际中测得的22次谐波励磁电流值很小，因此不在图中单独画出。
从图10可以看出，故障暂态过程中的电枢电流和励磁电流中都出现了明显增加的直流分量和低次谐波分量，其中电枢电流中基波和奇数次谐波电流增加明显且出现了正常运行时没有的偶数次谐波，而励磁电流中偶数次谐波电流增加明显。故障达到稳态后，电枢电流中主要含有基波和奇数次谐波电流，以基波为主，励磁电流中除直流量外主要含有偶数次谐波分量，以2次谐波为主，而不再含有暂态时出现的大量基波成分。实验结果与理论分析得出的故障谐波特征一致。
图10 11相环形无刷励磁样机正常运行与电枢绕组短路时的实验电流频谱图
Fig.10 Frequency spectrum of the experimental current in the normal operation and the armature short-circuit fault of the 11 phase dynamic model machine
本文以核电m相环形无刷励磁机为研究对象，分析了正常运行及电枢绕组发生短路故障时定、转子电流的谐波特性，实验结果与理论分析一致，得到电机的运行特征如下：
1）正常运行情况下，由于转子电枢绕组的对称性，电枢反应合成磁场只存在与m的倍数次相关的谐波磁场，只会在定子励磁绕组中感应出2m及其倍数次谐波电流。
2）发生转子电枢绕组短路故障后的暂态过程中，定、转子绕组中均会出现相应的非周期分量，由于转子电枢绕组不再对称，电枢绕组将会产生各次空间谐波磁场，定、转子绕组中非周期分量将会引起定、转子绕组中感应出一系列谐波电流，包括基波和2、3、4等次谐波电流。
3）随着故障达到稳态，转子电枢绕组中非周期分量衰减为零，恒值励磁电流将会引起转子电枢绕组中感应出基波和奇数次谐波电流，定子励磁绕组中感应出偶数次谐波电流。
本文为核电多相环形无刷励磁机正常运行及转子电枢绕组短路故障提供了一种通用的理论分析方法，故障后暂态时定子励磁电流中出现各次谐波，稳态时定子励磁电流中只含偶次谐波分量，为核电多相环形无刷励磁机转子故障的监测和保护提供了依据。本文并未对电枢绕组不同短路匝数、短路时刻和短路位置对故障特征量的影响进行讨论，需要进一步研究。
参考文献
[1] 陈小砖, 李硕, 任晓利, 等. 中国核能利用现状及未来展望[J]. 能源与节能, 2018(8): 52-55.
Chen Xiaozhuan, Li Shuo, Ren Xiaoli, et al. Present situation and future prospect of nuclear energy utilization in China[J]. Energy and Energy Con- servation, 2018(8): 52-55.
[2] 沈小军, 李梧桐, 乔冠伦, 等. 同步发电机励磁系统模型参数离线辨识自动寻优方法[J]. 电工技术学报, 2018, 33(18): 4257-4266.
Shen Xiaojun, Li Wutong, Qiao Guanlun, et al. Automatic optimization method for model parameters off-line identification of synchronous generator excitation system[J]. Transactions of China Electro- technical Society, 2018, 33(18): 4257-4266.
[3] Zouaghi T, Poloujadoff M. Modeling of polyphase brushless exciter behavior for failing diode oper- ation[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 1998, 13(3): 214-220.
[4] Jia Xiaochuan, Li Qingfu, Lai J S, et al. Analysis of polyphase brushless exciter[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2002, 37(6): 1720-1726.
[5] 王维俭, 王祥珩, 王赞基. 大型发电机变压器内部故障分析与继电保护[M]. 北京: 中国电力出版社, 2006.
[6] 方红伟, 夏长亮, 修杰. 定子绕组匝间短路时发电机电磁转矩分析[J]. 中国电机工程学报, 2007, 27(15): 83-87.
Fang Hongwei, Xia Changliang, Xiu Jie. Analysis of generator eletro-magnetic torque on armature winding inter-turn short circuit fault[J]. Proceedings of the CSEE, 2007, 27(15): 83-87.
[7] 辛鹏, 戈宝军, 陶大军, 等. 同步发电机定子绕组匝间短路故障特征规律研究[J]. 电机与控制学报, 2019, 23(1): 45-51.
Xin Peng, Ge Baojun, Tao Dajun, et al. Characteristic law of synchronous generator with stator winding inter-turn short circuit fault[J]. Electric Machines and Control, 2019, 23(1): 45-51.
[8] 万书亭, 李和明, 许兆凤, 等. 定子绕组匝间短路对发电机定转子径向振动特性的影响[J]. 中国电机工程学报, 2004, 24(4): 161-165.
Wan Shuting, Li Heming, Xu Zhaofeng, et al. Analysis of generator vibration characteristic on stator winding inter-turn short circuit fault[J]. Proceedings of the CSEE, 2004, 24(4): 161-165.
[9] 魏书荣, 符杨, 马宏忠. 同步电机定子绕组内部故障瞬态分析[J]. 电力系统及其自动化学报, 2010, 22(5): 80-85.
Wei Shurong, Fu Yang, Ma Hongzhong. Transient analysis of stator winding faults for synchronous machine[J]. Proceedings of the CSU-EPSA, 2010, 22(5): 80-85.
[10] 赵洪森, 戈宝军, 陶大军, 等. 大型核电汽轮发电机定子内部短路故障时局部电磁力分布研究[J]. 电工技术学报, 2018, 33(7): 1497-1507.
Zhao Hongsen, Ge Baojun, Tao Dajun, et al. Local electromagnetic force distribution study on giant nuclear turbo-generators with stator short-circuit fault[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2018, 33(7): 1497-1507.
[11] 肖士勇, 戈宝军, 陶大军, 等. 同步发电机定子绕组匝间短路时转子动态电磁力计算[J]. 电工技术学报, 2018, 33(13): 2956-2962.
Xiao Shiyong, Ge Baojun, Tao Dajun, et al. Calcu- lation of rotor dynamic electromagnetic force of synchronous generator under the stator winding interturn short circuit fault[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2018, 33(13): 2956-2962.
[12] 何玉灵, 彭勃, 万书亭. 定子匝间短路位置对发电机定子振动特性的影响[J]. 振动工程学报, 2017, 30(4): 679-687.
He Yuling, Peng Bo, Wan Shuting. Effect of stator interturn short circuit position on stator vibration of generator[J]. Journal of Vibration Engineering, 2017, 30(4): 679-687.
[13] Dorrell D G, Makhoba K. Detection of inter-turn stator faults in induction motors using short-term averaging of forward and backward rotating stator current phasors for fast prognostics[J]. IEEE Transa- ctions on Magnetics, 2017, 53(11): 1-7.
[14] Bouzid M B K, Champenois G. New expressions of symmetrical components of the induction motor under stator faults[J]. IEEE Transactions on Industry Electronics, 2013, 60(9): 4093-4102.
[15] Kumar P N, Isha T B. FEM based electromagnetic signature analysis of winding inter-turn short-circuit fault in inverter fed induction motor[J]. CES Transa- ctions on Electrical Machines and Systems, 2019, 3(3): 309-315.
[16] Mirzaeva G, Saad K I. Advanced diagnosis of stator turn-to-turn faults and static eccentricity in induction motors based on internal flux measurement[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2018, 54(4): 3961-3970.
[17] Shah D, Nandi S, Neti P. Stator-interturn-fault detection of doubly fed induction generators using rotor-current and search-coil-voltage signature analysis[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2009, 45(5): 1831-1842.
[18] Wang Lulu, Zhao Yong, Jia Wei, et al. Fault diagnosis based on current signature analysis for stator winding of doubly fed induction generator in wind turbine[C]// IEEE International Symposium on Electrical Insu- lating Materials, Niigata, 2014: 233-236.
[19] 张艳, 马宏忠, 付明星, 等. 定子匝间短路时双馈异步发电机电磁转矩的研究[J]. 电机与控制应用, 2017, 44(9): 16-21.
Zhang Yan, Ma Hongzhong, Fu Mingxing, et al. Research on electromagnetic torque of doubly-fed induction generators with stator winding inter-turn short circuit[J]. Electric Machines & Control Appli- cation, 2017, 44(9): 16-21.
[20] 魏书荣, 李正茂, 符杨, 等. 计及电流估计差的海上双馈电机定子绕组匝间短路故障诊断[J]. 中国电机工程学报, 2018, 38(13): 3969-3977, 4038.
Wei Shurong, Li Zhengmao, Fu Yang, et al. Inter- turn faults diagnosis onstator windings of offshore wind DFIGs considering current estimated difference[J]. Proceedings of the CSEE, 2018, 38(13): 3969-3977, 4038.
[21] 李垣江, 张周磊, 李梦含, 等. 采用深度学习的永磁同步电机匝间短路故障诊断方法[J/OL]. 电机与控制学报, https://kns.cnki.net/KCMS/detail/23.1408. TM.20181018.1422.004.html.
Li Yuanjiang, Zhang Zhoulei, Li Menghan, et al. Fault diagnosis of interturn short circuit of permanent magnet synchronous motor based on deep learning[J/OL]. Electric Machines and Control, 2018, https://kns. cnki.net/KCMS/detail/23.1408.TM.20181018.1422. 004.html.
[22] Urresty J C, Riba J R, Romeral L. Diagnosis of inter- turn faults in PMSMs operating under nonstationary conditions by applying order tracking filtering[J]. IEEE Transactions on Industry Electronics, 2013, 28(1): 507-515.
[23] 彭伟, 赵峰, 王永兴, 等. 永磁同步电机匝间短路故障在线检测方法[J]. 电工电能新技术, 2018, 37(3): 41-48.
Peng Wei, Zhao Feng, Wamg Yongxing, et al. On- line detection method for inter turn short circuit fault of PMSM[J]. Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy, 2018, 37(3): 41-48.
[24] Cheng Siwei, Habetler T G. Using only the DC current information to detect stator turn faults in automotive claw-pole generators[J]. IEEE Transactions on Industry Electronics, 2013, 60(8): 3462-3471.
[25] Fan Ying, Li Chenxue, Zhu Weixia, et al. Stator winding interturn short-circuit faults severity dete- ction controlled by OW-SVPWM without CMV of a five-phase FTFSCW-IPM[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2017, 53(1): 194-202.
[26] 刘国海, 宋成炎, 徐亮, 等. 基于SVPWM的五相永磁同步电机两相开路故障容错控制策略[J]. 电工技术学报, 2019, 34(1): 23-32.
Liu Guohai, Song Chengyan, Xu Liang, et al. SVPWM- based fault-tolerant control strategy under two-phase open-circuit fault of five-phase permanent-magnet synchronous motor[J]. Transactions of China Electro- technical Society, 2019, 34(1): 23-32.
[27] 孙宇光, 黄子果, 陈丽, 等. 十二相整流同步发电机定子匝间短路故障计算[J]. 电工技术学报, 2014, 29(3): 57-64.
Sun Yuguang, Huang Ziguo, Chen Li, et al. Calcu- lation of stator winding inter-turn short circuit in 12-phase synchronous generators with rectifier load system[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2014, 29(3): 57-64.
[28] 孙宇光, 黄子果, 魏锟, 等. 十二相整流同步发电机系统异桥相间短路的故障分析[J]. 中国电机工程学报, 2017, 37(3): 889-898.
Sun Yuguang, Huang Ziguo, Wei Kun, et al. Analysis of stator internal phase to phase short circuit between different bridge-rectifiers in the 12-phase synchronous generator with rectifier-load system[J]. Proceedings of the CSEE, 2017, 37(3): 889-898.
[29] 孙宇光, 黄子果, 王善铭, 等. 十二相整流同步发电机同组星形连接绕组的相间短路故障[J]. 电力系统自动化, 2017, 41(8): 153-158.
Sun Yuguang, Huang Ziguo, Wang Shanming, et al. Phase to phase short circuit fault between same group of star-connected phase windings in twelve-phase synchronous generator with rectifier load system[J]. Automation of Electric Power Systems, 2017, 41(8): 153-158.
[30] Wang Shanming, Sun Yuguang, Huang Ziguo, et al. Analysis of stator internal phase-to-phase short circuit in the 12-phase synchronous generator with rectifier-load system[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2018, 33(1): 299-311.
[31] 张艳辉, 郑晓钦, 吴新振, 等. 基于有限元场路耦合的十二相整流发电机系统定子匝间短路分析[J]. 电工技术学报, 2019, 34(9): 1842-1849.
Zhang Yanhui, Zheng Xiaoqin, Wu Xinzhen, et al. Analysis of stator winding inter-turn short circuit on a 12-phase rectifier generator system based on finite element field-circuit coupling[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(9): 1842-1849.
[32] 吴新振, 张伟玲, 董海涛, 等. 十二相整流发电机二极管开路的故障运行分析[J]. 电工技术学报, 2017, 32(3): 157-163.
Wu Xinzhen, Zhang Weiling, Dong Haitao, et al. Analysis of diode-open fault operation for 12-phase rectifier generators[J]. Transactions of China Electro- technical Society, 2017, 32(3): 157-163.
[33] Bian Chunyuan, Zhao Guannan, Li Xiaoxia, et al. Research and design of DTC system based on six- phase asymmetrical BLDCM[J]. CES Transactions on Electrical Machines and Systems, 2018, 2(1): 123- 128.
[34] 高景德, 王祥珩, 李发海. 交流电机及其系统的分析[M]. 北京: 清华大学出版社, 2005.
[35] 许实章. 交流电机的绕组理论[M]. 北京: 机械工业出版社, 1985.
[36] 郝亮亮, 王善铭, 邱阿瑞, 等. 多相无刷励磁系统励磁机定子电流谐波特性[J]. 清华大学学报: 自然科学版, 2011, 51(1): 58-62.
Hao Liangliang, Wang Shanming, Qiu Arui, et al. Harmonic characteristics of exciter stator current in multi-phase brushless excitation system[J]. Journal of Tsinghua University: Science and Technology, 2011, 51(1): 58-62.
Characteristic Analysis of Short-Circuit Fault in Rotor Winding of Nuclear Power Multi-Phase Annular Brushless Exciter
Abstract Multi-phase annular brushless exciter is widely used in large-capacity nuclear power units. The realization of reliable protection for internal faults of the exciters is of great significance to the safe operation of nuclear power generating units. Owing to the rotating armature structure of the multi-phase annular brushless exciter, the fault of rotor armature winding cannot be monitored directly. However, it is an effective way to monitor the fault according to the response characteristics of the fault in the stator field windings. In the nuclear power multi-phase annular brushless exciter, the magnetomotive force generated by the rotor winding and stator winding and their interaction in the air gap magnetic field are analyzed theoretically under normal operation and rotor winding short-circuit conditions. Accordingly, the harmonic characteristics of the stator field current and rotor armature current were obtained. Experiments under these two conditions were then carried out in armature windings on an 11 phase dynamic model machine. The harmonic characteristics of the experimental current were obtained by fast Fourier analysis. The experimental results were consistent with the theoretical analysis. This method is suitable for analyzing any type of rotor winding short-circuit fault characteristics of any nuclear power multi-phase annular brushless exciter, and can be applied to further study on short-circuit fault diagnosis of rotor windings.
keywords：Multi-phase annular brushless exciter, rotor armature winding, short-circuit fault, harmonics
中图分类号：TM341
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.190036
中广核集团公司科技资助项目（百万千瓦级核电机组无刷励磁机故障特征分析和继电保护配置研究及实施）。
收稿日期2019-01-11
改稿日期 2019-06-19
郝亮亮 男，1985年生，副教授，博士生导师，研究方向为电力系统主设备故障分析及保护、直流输电控制与保护、励磁控制。E-mail: llhao@bjtu.edu.cn（通信作者）
李佳慧 女，1994年生，硕士，研究方向为多相无刷励磁系统故障分析及保护。E-mail: 17121457@bjtu.edu.cn
（编辑 赵 鹏）