图1 11相环形绕组无刷励磁系统的各种开路与短路故障示意图
Fig.1 Diagram of various open-circuit and short-circuit faults in 11-phase brushless exciters with polygon connection armature
摘要 多相无刷励磁机已广泛应用于大容量核电机组，但现阶段对常见故障缺乏可靠的检测及保护措施。该文设计了一种用于无刷励磁机故障检测的磁极探测线圈，并研究了不同磁极下探测线圈的组合联结方式。针对多相环形绕组无刷励磁机的励磁绕组匝间短路、二极管开路、电枢绕组断线和内部短路等常见故障，分析了正常运行和各种故障工况下多相电流及其产生的合成电枢反应磁场的特点，推导出各种故障在磁极探测线圈端口引起的电压谐波特征，并通过样机实验进行了验证。理论分析与实验结果表明，应用该文设计的组合磁极探测线圈，可根据探测线圈端口电压的频率特征，检测并区分各种故障，为提高多相无刷励磁机的安全可靠性提供了新思路。
关键词：多相无刷励磁机 磁极探测线圈 励磁绕组匝间短路 二极管开路故障 电枢绕组断线故障 电枢绕组内部短路
励磁系统是发电机不可或缺的组成部分，性能优良的励磁系统可以保证机端电压的恒定，提高电机和电力系统的稳定性[1-2]。随着发电机容量的不断增加，需要励磁系统提供的励磁电流也越来越大。当励磁电流达到上千安培时，静止励磁系统的电刷与集电环结构会引起火花、粉尘等严重问题，这限制了发电机容量的进一步增长。而无刷励磁系统由于取消了电刷和集电环，可减小设备维护的工作量，提高励磁系统可靠性[3]，因此已被广泛应用在大容量的核电机组中。
大容量的发电机通常都会配备功能完善的主保护、后备保护及多种故障检测装置。核电机组单机容量大、转速高，对安全可靠性的要求更高[4]，但是从国外引进的多相（环形绕组）无刷励磁机一般仅配备非连续性的转子绕组接地保护[5]和旋转整流器（diode Non-Conduction, DNC）保护[6-7]。多相无刷励磁机“弱保护”的运行现状无法保障核电机组的安全，近年来已发生数起励磁机故障导致发电机组停机甚至反应堆停堆的严重事故[4, 8-11]，有必要研究新的检测方法。
11相环形绕组无刷励磁系统的各种开路与短路故障示意图如图1所示。无刷励磁机在运行过程中，高速旋转的电枢绕组和整流器随时会发生各种故障，比如二极管（单管）开路、电枢绕组断线（相当于同一桥臂的两个二极管同时开路）、电枢绕组内部短路等；而同步发电机中常见的励磁绕组匝间故障，也容易发生在无刷励磁机中。这些开路与短路故障的长期存在会给励磁机以及整个核电机组带来严重的安全隐患，其中电枢内部短路特别危险，有可能导致机组烧毁，所以有必要报警甚至立即停机[11]。
图1 11相环形绕组无刷励磁系统的各种开路与短路故障示意图
Fig.1 Diagram of various open-circuit and short-circuit faults in 11-phase brushless exciters with polygon connection armature
由于取消了电刷和集电环，无刷励磁机的转子电枢绕组的电压、电流及温度都难以直接测量，给故障的及时检测与保护带来了很大难度。目前，对无刷励磁机故障检测及诊断的研究，主要有两种途径：一种是基于静止侧的励磁电流；另一种是基于探测线圈。
对11相无刷励磁机的旋转整流器故障[12-14]，文献[13]分析了故障引起的励磁机励磁电流中各种交流分量的有效值，发现一相或两相开路故障会引起励磁电流4次谐波的明显增大，可以将4次谐波有效值作为此类故障的判据。文献[14]提出以励磁机中励磁电流4次谐波与22次谐波有效值之比作为整流器故障的检测。文献[9-11]以任意相的核电环形绕组无刷励磁机为研究对象，分别分析了正常运行、旋转二极管一管开路以及一相开路故障、定子励磁绕组匝间短路故障及转子电枢绕组内部短路故障的励磁机定子励磁电流稳态特征，为基于励磁电流的故障监测和保护提供了理论依据。研究中也发现，这些故障引起的励磁机励磁电流各种交流分量，与直流分量相比还是比较小的，从励磁电流中准确提取这些故障特征量的难度很大。而且励磁机的励磁绕组一般由交流电源整流提供，正常运行工况下也会从电源引入6次等固有谐波，还会受到自动励磁调节器的影响，这些因素都会影响故障判断的准确性。
基于探测线圈的检测方法，是通过监测定、转子之间气隙磁场的变化情况来估测运行状态或判断故障[15]，已经应用于三相无刷励磁机中[16]。图2所示为在传统的内转子型三相无刷励磁机上安装的q轴探测线圈，通常将工字形结构的线圈支架安装在定子相邻的磁极之间，支架上有两根沿励磁机轴向分布的平行细柱，在这两根细柱之间绕制的多匝线圈就是q轴探测线圈。励磁机电枢绕组产生的（非同步）空间谐波磁场会在静止的q轴探测线圈中感应出电动势，通过测量q轴探测线圈电压可估测主发电机的励磁电流，解决励磁机旋转整流器输出电流（即提供给主发电机的励磁电流）无法直接测量的问题[17]；还可以用q轴探测线圈感应电动势的幅频特性作为故障特征量，对旋转整流器的各类故障进行检测与识别。文献[18]分析了三相无刷励磁机正常运行和故障运行下电枢电流各种频率分量产生的电枢反应磁场及其在q轴探测线圈中感应的电动势，用q轴探测线圈中各种谐波电动势来识别旋转整流器半导体元件的工作状态。
图2 三相无刷励磁机的q轴探测线圈
Fig.2 q-axis detection coil in three-phase brushless exciter
核电常用的11相、39相无刷励磁机，通常是外转子、内定子的结构[19]，不同于图2所示的三相励磁机[17]，目前还没见到涉及q轴探测线圈的研究文献。对39相无刷励磁机，有学者提出了在内定子的铁心磁轭上打孔、安装U型探测线圈（其元件边沿径向插入定子铁心）的设想，并根据探测线圈感应电动势的变化对二极管开路故障进行监测[20]。但是，仅通过仿真计算分析了基于U型探测线圈监测二极管故障的判据，在实际实施方面尚存在较大难度。
数十年前，探测线圈就已经应用于同步发电机，通过监视探测线圈电压波形来检测励磁绕组匝间短路故障[21]。而文献[22]提出了应用于旋转磁极式发电机故障检测的两种新型探测线圈，其结构不同于绕在小支架上的传统探测线圈。整数槽绕组电机中新型探测线圈布置方法示意图如图3所示，在一台2对极、定子48槽的同步发电机中，aa' 为节距等于两倍极距（24槽距）的单个线圈，bb' 由相距1个极距的两个节距相等的线圈正向串联构成，这两种新型探测线圈在电机正常运行及机端外部故障情况下，端口电压的理论值都为0。转子匝间短路会在探测线圈中引起1/p（p为极对数）次等分数次谐波感应电动势；而定子内部短路情况会引起探测线圈的基波及奇数次谐波感应电动势，可根据探测线圈端口电压的大小判断内部故障，并根据电压频率区分定子和转子故障。
图3 整数槽绕组电机中新型探测线圈布置方法示意图
Fig.3 Layout diagram of new type of detection coils in the machine with integral slot windings
本文借鉴了这种新型探测线圈的结构和原理，设计了用于多相环形绕组无刷励磁机故障检测的磁极探测线圈，并探讨了几种组合联结方式，可利用组合磁极探测线圈端口电压的频率特征来检测并区分各种故障。
无刷励磁机可看成反装式的同步发电机，实际生产中只能在无刷励磁机静止的磁极上安装探测线圈，否则还需通过集电环和电刷引出探测线圈的信号，会因集电环接触电阻而降低探测线圈的可靠性。考虑到安装的可行性，本文尝试了在磁极上绕制探测线圈的方法，单个探测线圈的结构与每极励磁绕组类似、匝数为其1/10左右，为无源的开路线圈，磁极探测线圈安装示意图如图4所示。这样布置的磁极探测线圈一般是短距线圈，但由于其节距非常接近整距，对空间中偶数次谐波磁场会有较大的削弱作用。
多相无刷励磁机的环形电枢绕组，一般是分数槽绕组，而且极对数p为奇数，如常见的5对极11相无刷励磁机[8, 14]和11对极39相无刷励磁机[19]。已有研究表明，正常运行工况下电枢电流在气隙中除了产生基波磁场以外，还会产生1/p次等各种分数次谐波磁场[9-11]。无刷励磁机的磁极探测线圈，无法像旋转磁极式发电机中的新型探测线圈那样选择节距，本文借鉴了图3中新型探测线圈bb' 的结构，并且考虑到分数槽绕组无刷励磁机整个2p个极的圆周就是一个单元电机（而图3中整数槽绕组电机由p个单元电机构成，每个单元电机由相邻的2极构成），将相距p个极距的两个磁极探测线圈相连。由于1/p次、3/p次等奇分数次谐波磁场在这两个节距、绕向都相同的磁极探测线圈中产生磁链大小相等而方向相反，而2/p次、4/p次等偶分数次谐波磁场产生的磁链则完全相同，将这两个探测线圈串联组合后，能够屏蔽部分空间磁场的作用，某些故障在组合探测线圈端口电压中引起的特征量会比单个磁极探测线圈的更加明显。
图4 磁极探测线圈安装示意图
Fig.4 Installation diagram of pole detection coil
除了单个磁极探测线圈以外，本文将主要分析相距p个极下的两个磁极探测线圈反向串联的组合形式，如图5所示的p=5对极励磁机示意图，只有1/p次、3/p次等奇分数次谐波磁场（也包括基波和3次等奇数次谐波磁场）会在这种组合磁极探测线圈产生感应电动势。受篇幅所限，对其他连接形式的组合磁极探测线圈，本文只给出端口电压的谐波特征而不进行详细分析。
图5 相距p个极下的两磁极探测线圈反向串联示意图（p=5）
Fig.5 Schematic diagram of the reverse series connection of two pole detection coils separated by p poles (p=5)
不失一般性，下面以M相无刷励磁机为分析对象，其极对数p与电枢槽数z一般为互质的奇数，每相绕组由Q=z/M个线圈串联组成。
电枢单个线圈通电产生的磁动势为关于线圈轴线对称的矩形波、空间周期为2pp；将每相Q个线圈的磁动势相加，由于每极每相槽数q为分数，所以每相绕组产生的空间磁动势
也包含
等各种分数次空间磁动势，有
（1）
式中，Fv为单个线圈产生的v次谐波磁动势幅值，与该相电流瞬时值成正比、与线圈节距也有关；y为电枢绕组的合成节距；a 为建立在电枢上的空间坐标；a0为该相绕组在电枢坐标系的空间位置。
M相绕组在空间对称分布，各相依次首尾相连、构成一个闭合的环形，其中相邻两相绕组在空间上相差Sz/M个槽（其中S为自然数，在常见的11相无刷励磁机中，S=4；在39相无刷励磁机中，S=11）。正常运行工况，电枢绕组只有基波及奇数次谐波电流；各相电流完全对称，其中基波电流互差2pSp/M电角度，则第k（k=1, 2,…, M）相电枢绕组的m（m=1, 3, 5,…）次谐波电流
为
（2）
式中，w 为电枢基波电流的角频率；
为第1相m次谐波电流的初相位。
那么，M相绕组的m 次谐波电流产生的v次空间谐波合成磁动势为
（3）
合成磁动势式（3）包含一个正转分量（见式（4））和一个反转分量（见式（5）），分别为
（4）
（5）
对于所有相绕组的m（m=1, 3, 5,…）次谐波电流产生的v（v=i/p，i=1, 2, 3,…）次谐波合成磁动势，从式（4）看到，当且仅当
时，合成的v次谐波正转磁动势才不为零；从式（5）看到，当且仅当
时，合成的v次谐波反转磁动势才不为零（其中N为自然数）。也就是说，M相绕组对称运行时，电枢m 次谐波电流只产生 
次正转合成磁动势和
次反转合成磁动势。
各种电枢反应磁场都会在图4所示的单个磁极探测线圈中产生交变磁链及感应电动势。其中，电枢m 次谐波电流产生的v次谐波正转磁场，相对电枢的转速为
，相对磁极探测线圈的转速为
，在磁极探测线圈中产生v+m 次谐波电动势；而v次谐波反转磁场，相对电枢的转速为
，相对磁极探测线圈的转速为
，在磁极探测线圈中产生v-m 次谐波电动势（其中n1为励磁机转子的同步转速）。所以，励磁机正常运行中，单个磁极探测线圈只产生
次谐波感应电动势；由于电枢线圈和磁极探测线圈的节距都接近于整距，v为偶数次谐波磁场产生的奇数次电动势比较小，所以其中M次、3M次等奇数次电动势比较小。
而图5所示的相距p极的两个磁极探测线圈反向串联构成的组合探测线圈中，只有v=1/p次、3/p次等奇分数次谐波磁场才能产生交变磁链及感应电动势。那么电枢m 次谐波电流产生的v=1/p次、3/p次等谐波正转磁场，在磁极探测线圈中产生的
次谐波电动势，由于v是奇分数、m 是奇数，那么探测线圈电动势的时间谐波次数
就是偶分数次，即为
；而电枢m 次谐波电流产生的v=1/p次、3/p次等谐波反转磁场，在磁极探测线圈中产生的次谐波电动势，也是偶分数次，即为。从另一方面分析，励磁机正常运行时，相距p极的两个磁极探测线圈中的
次电动势，是完全相同的，反向串联后相互抵消了；而次谐波电动势，则是大小相等、方向相反的，反向串联后幅值加倍。所以这种组合探测线圈在励磁机正常运行工况下只产生次谐波感应电动势。
当励磁机发生励磁绕组匝间短路故障后，故障的励磁绕组除了产生基波和奇数次谐波磁场以外，还会产生1/p次、2/p次等分数次谐波磁场，继而在电枢绕组中产生分数次谐波电流[10]，这是励磁绕组匝间短路故障区别于正常运行的一个重要特点。
而电枢绕组结构正常，M相绕组仍具有对称性，所以电枢m
次谐波电流仍然只产生
次正转分量和次反转分量的合成磁动势[11]。那么，励磁机励磁绕组匝间短路故障后，单个磁极探测线圈仍只产生次谐波感应电动势。
由于电枢电流包含分数次谐波分量，单个磁极探测线圈中的M/p次谐波电动势中，既有v=1/p次、3/p次等奇分数次谐波磁场产生的分量，也有v=2/p次、4/p次等偶分数次谐波磁场产生的，所以相距p极的两个磁极探测线圈的M/p次谐波电动势既不相等也不相反，反向串联的组合线圈中仍包含M/p次谐波电动势。类似的原因，组合探测线圈中也包含2M/p、3M/p次等谐波电动势。所以，励磁绕组匝间短路故障后组合探测线圈也产生次谐波感应电动势，与单个磁极探测线圈的谐波特征相同。
单个二极管开路故障造成电枢相电流正负半周不再对称，不仅包括基波和奇数次谐波，还出现了直流分量和偶数次谐波，而且M相电流也不再对称，那么电枢反应磁场包括各种分数次谐波[9]。也就是说，电枢电流（时间）谐波次数m =1, 2, 3,…，电枢反应磁场（空间）谐波次数v=1/p, 2/p, 3/p,…，那么磁极探测线圈中产生
次谐波电动势，就包含各种分数次谐波（以及基波和整数次谐波），即
次电动势。
需要说明的是，本节不考虑同一桥臂上、下两个二极管同时开路的情况，如图1中VD6up和VD6down同时开路，故障引起的电枢相电流仍然是正负对称的、没有直流分量和偶数次谐波。事实上，那种二极管故障的电路拓扑及故障特征，都等效于第2.5节分析的电枢绕组与整流器之间的断线故障。而本节分析也适用于发生在不同桥臂的两个及以上二极管开路故障。
那么，单个磁极探测线圈电动势中的任一种偶分数次谐波分量（即2N/p次谐波）中，既有m为奇数次谐波的电枢电流产生的v=1/p次、3/p次等奇分数次谐波磁场引起的分量，也有m为偶数次谐波的电枢电流产生的v=2/p次、4/p次等偶分数次谐波磁场引起的分量，所以相距p极的两个磁极探测线圈的2N/p次谐波电动势既不相等也不相反，反向串联的组合线圈中仍包含2N/p次谐波电动势。类似的原因，组合探测线圈中也包含(2N-1)/p次这样的奇分数次谐波电动势。所以，二极管开路故障后组合探测线圈也产生各种分数次谐波感应电动势，即N/p次电动势，与单个磁极探测线圈的谐波特征相同。
电枢绕组与整流器之间的断线故障，与同一桥臂上、下两个二极管同时开路的电路拓扑及影响一样，都造成断线涉及的两相绕组电流相同、多相电流不再对称。如图1所示的电枢第3线断路故障，也可看成该线所连接桥臂的两个二极管VD3up和VD3down同时开路，造成了电枢c相与d相合并、M相绕组变成M-1相不对称运行的情况。
由于励磁绕组仍然正常，励磁电流在电枢绕组中产生基波及奇数次谐波电动势和电流。但断线故障后，M相电枢电流不像正常运行的对称情况，m（m=1, 3, 5,…）次谐波电流会产生各种分数次谐波合成磁场[9]。也就是说，电枢电流（时间）谐波次数m=1, 3, 5,…，电枢反应磁场（空间）谐波次数v=1/p, 2/p, 3/p,…，那么磁极探测线圈中产生次谐波电动势，就包含各种分数次谐波（以及基波和整数次谐波），即N/p次电动势。
由于电枢电流中只有m为奇数次谐波分量，单个磁极探测线圈中(2N-1)/p次这样的奇分数次谐波电动势，都是由v=2/p次、4/p次等偶分数次谐波磁场产生的，在相距p极的两个磁极探测线圈中完全相等，所以反向串联的组合探测线圈中没有(2N-1)/p次谐波电动势，只有2N/p次谐波电动势。
当无刷励磁机发生电枢绕组内部短路故障达到稳态后，电枢电流中只含有基波及奇数次谐波分 量[11]，由于绕组不再像正常结构那样具有对称性，电枢电流会产生各种分数次谐波的合成磁场，这些故障特征与电枢绕组断线所引起的特征类似。所以，电枢绕组内部短路故障稳态的单个磁极探测线圈中有N/p次电动势，包含各种分数次谐波；相距p个极下两磁极探测线圈反向串联会只出现2N/p等偶分数次谐波，与第2.5节中分析的电枢绕组断线故障特征类似。
本文提出的磁极探测线圈，都是无源的开路线圈，很容易测量其端口电压，也就是第2节分析的探测线圈感应电动势。表1总结了多相无刷励磁机在各种故障情况下，单个磁极探测线圈及组合探测线圈的端口电压谐波特征。表1中的后两列，由相距p极的两个磁极探测线圈正向串联构成的组合探测线圈，以及由所有奇数极（或偶数极）下的p个磁极探测线圈正向串联构成的组合探测线圈，可按照第2节的思路分析出它们在各种故障情况下的端口电压谐波特征，本文不再赘述而直接给出理论分析的结果。
表1 多相无刷励磁机在不同工况下的磁极探测线圈端口电压谐波特征
Tab.1 Harmonic characteristics of pole detection coil port voltage of multiphase brushless exciter under different operation conditions
运行工况端口电压的谐波次数 单个磁极探测线圈相距p极的两个磁极探测线圈反向串联相距p极的两个磁极探测线圈正向串联所有奇数极 (或偶数极) 下的p个磁极探测线圈正向串联 正常运行NM/p (M次、3M次等谐波非常小)2NM/p(2N-1)M/pNM 励磁绕组匝间短路NM/pNM/pNM/pNM/p 二极管开路N/p (包含基波和各种整数次谐波)N/p (包含基波和各种整数次谐波)N/p (包含基波和各种整数次谐波)N (即基波和各种整数次谐波) 电枢绕组断线故障N/p (包含基波和各种整数次谐波)2N/p(2N-1)/pN (其中主要是偶数次谐波) 电枢绕组内部故障N/p (包含基波和各种整数次谐波)2N/p(2N-1)/pN (其中主要是偶数次谐波)
注：表中p和M分别为多相无刷励磁机的极对数和电枢绕组相数，N为任意自然数。
本文定制了一台11相无刷励磁机模拟样机，主要参数见表2，其极对数、电枢绕组分布和联结方式，都与北重-Alstom公司合作生产的TKJ91-35型无刷励磁机完全一致，国内11相无刷励磁机几乎都采用这种结构的电枢绕组。在模拟样机的第1个和第6个磁极各安装了一个探测线圈，其结构如图4所示，串联匝数均为10，分别称为det1和det6。这两个磁极探测线圈的绕向相同，首、末端都引出至外部接线板，便于测量探测线圈的端口电压。为进行各种故障实验，在励磁绕组和电枢绕组内部也引出了抽头。
表2 11相无刷励磁机样机的主要参数
Tab.2 Main parameters of the model prototype of 11-phase brushless exciter
参 数数 值 额定功率/kW20 额定励磁电流/A12.97 额定转速/(r/min)960 额定频率/Hz80 相数M11 极对数p5 电枢铁心槽数z77 并联支路数1 电枢线圈节距8 励磁绕组内阻/W4.05
实验中，11相励磁机模拟样机由另一台直流电动机拖动旋转，直流电机的转速可由直流调速装置控制。模拟样机的励磁电流由直流开关电源提供，电枢绕组输出侧经11相二极管全波整流器与负载电阻相连。整流器由11个单桥臂分立元件组成，也可实现任意二极管的开路实验。用一台24路数字录波器，可存储模拟样机系统中各元件的电压及电流采样数据，包括两个磁极探测线圈的端口电压。实验平台及装置如图6所示。
图6 11相无刷励磁机模拟样机实验平台的实物
Fig.6 Experiment platformof the model prototype of 11-phase brushless exciter
首先，进行了励磁机模拟样机系统的正常工况实验。实验中，励磁电压Ufd=10V，负载电阻R=10W，转速n=960r/min，相应的电枢基波频率为pn/60= 80Hz。实测的第1个磁极探测线圈det1的端口电压波形如图7a所示，图7b为其谐波分解结果；将第1个磁极探测线圈det1与第6个磁极探测线圈det6反向串联，其端口电压波形及谐波分解结果如图7c、图7d所示。
从图7的实测结果可以看出，磁极探测线圈在11相无刷励磁机正常运行中存在交流电压。从图7b可以看到，单个磁极探测线圈的固有电压中主要是11/5（2.2）次、22/5（4.4）次等11/5的整数倍次谐波分量；其中11次谐波的幅值非常小，是因为电枢节距（等于8槽矩）接近于整距，电枢基波电流产生的偶数次谐波磁场比较小，而且磁极探测线圈的节距也接近于整距，那么电枢基波电流产生的较小的10次（正转）和12次（反转）磁场在磁极探测线圈中产生的交变磁链更小，所以感应出的11次谐波电动势非常小。而固有电压的1/5次、基波、2次谐波等其他分量，幅值都比较小，是由励磁机难以避免的转子偏心等制造安装误差及机械扰动导致的分量，理论上正常运行中并不存在。
图7 11相励磁机模拟样机正常运行工况下磁极探测线圈端口电压实测波形及谐波分解结果
Fig.7 Measured waveforms and frequency spectrum of the voltage at the pole detection coil port under normal operation conditions in the model prototype of 11-phase brushless exciter
对比图7b与图7d可以看到，将第1个磁极探测线圈det1与第6个磁极探测线圈det6反向串联后，11/5次、33/5次等谐波电压被抵消了，而22/5次、44/5次等谐波电压幅值加倍。实验结果验证了第2.2节的理论分析。
在与图7相同工况的下，进行了单个二极管开路、电枢绕组断线及相绕组内部70%匝间短路故障实验，结果如图8～图10所示。从图8b看到，单个二极管开路故障，会在单个磁极探测线圈中引起各种分数次谐波电压，除了正常运行固有的11/5的整数倍次谐波分量以外，还出现了明显的13/5次、14/5次、19/5次等谐波分量；从图8d看到，组合探测线圈中也有这些分量。
图8 二极管VD9up开路故障的磁极探测线圈端口电压实测波形及谐波分解结果
Fig.8 The measured waveform and frequency spectrum of the voltage of the pole detection coil port after open-circuit of diode VD9up
从图9b看到，电枢绕组断线故障也会在单个磁极探测线圈中引起各种分数次谐波电压，包括8/5次、9/5次、13/5次、14/5次等谐波分量；将第1个磁极探测线圈与第6个磁极探测线圈反向串联后（见图9d），9/5次、13/5次等奇分数次谐波电压被抵消了，而8/5次、14/5次等偶分数次谐波电压幅值加倍，出现在组合探测线圈中。图10为电枢绕组内部匝间短路引起的磁极探测线圈端口电压实验波形，与电枢断线的故障谐波特征类似，在组合探测线圈中也只引起偶分数次谐波电压。这两种故障引起的组合探测线圈端口电压区别主要体现在具体数值上，如图10d中相绕组匝间短路引起的2次、4次、6次等偶数次谐波分量，明显大于图9d中电枢绕组断线所引起的；而且相绕组匝间短路还会导致正常特征分量的明显减小。可根据这些谐波分量的幅值特征，进一步区分电枢绕组断线与相绕组匝间短路故障（将另外撰文探讨）。
图9 电枢断线故障（a相与b相之间连线与整流器断开）后磁极探测线圈端口电压实测波形及谐波分解结果
Fig.9 The measured waveform and frequency spectrum of the voltage of the pole detection coil port after the line break fault of armature (the line between phase a and phase b is broken from the rectifier)
图10 电枢a相绕组70%匝间短路后磁极探测线圈端口电压稳态实测波形及谐波分解结果
Fig.10 Measured steady-state waveforms and frequency spectrum of the voltage at the pole detection coil port after 70% inter-turn short-circuit of phase a
仍然保持励磁电压Ufd=10V，转速n=960r/min，把负载R换成2W，又进行了励磁绕组15%匝间短路故障实验。为节约篇幅，在表3列出该工况下正常运行与励磁故障稳态的磁极探测线圈端口电压各种交流分量幅值，而省略了各种实验波形。
表3 11相励磁机模拟样机在励磁绕组15%匝间短路故障前后的磁极探测线圈稳态实测电压谐波分解结果（故障前励磁电压Ufd=10V，负载R=2W）
Tab.3 Harmonic characteristics of pole detection coil port voltage of multiphase brushless exciter before and after 15% inter-turn short-circuit in the field winding (voltage of field winding Ufd=10V, load resistance R=2W)
磁极探测线圈各种交流分量实验工况 正常运行励磁15%匝间短路 第1个磁极探测线圈端口电压各种交流分量的幅值/mV11/5次谐波1 440.431 309.60 22/5次谐波329.79444.97 33/5次谐波444.34343.84 44/5次谐波471.55318.16 11次谐波19.06166.51 66/5次谐波301.41295.29 第1个与第6个磁极探测线圈反向串联的端口电压各种交流分量的幅值/mV11/5次谐波28.68662.74 22/5次谐波667.02688.15 33/5次谐波29.32433.28 44/5次谐波926.91782.91 11次谐波35.59417.52 66/5次谐波614.83500.97
从表3可以看到，励磁绕组匝间短路故障后，单个磁极探测线圈端口电压中的主要成分仍是11/5的整数倍次谐波分量；与正常时固有电压相比，11次谐波分量幅值明显增大，这是因为电枢电流出现了分数次谐波，而电枢分数次谐波电流产生的分数次谐波磁场会在磁极探测线圈中感应出11次、33次等11的奇数倍次谐波电动势。组合磁极探测线圈的谐波特征与单个磁极探测线圈的类似，而各分量的幅值不同。故障后组合磁极探测线圈端口电压中出现了正常运行中几乎不存在的11/5的奇数倍谐波分量，不过44/5次谐波电压比正常时略有减小；而且不会出现1/5次、2/5次等其他分数次谐波分量，可据此与整流器及电枢绕组故障相区分。
第4节各种故障（见图8～图10和表3）的实验结果，均符合第2节理论分析的结果，也验证了表1所总结规律的正确性。
前面的理论分析和实验结果表明（见表1），如果仅在一个磁极安装探测线圈，根据其端口电压的谐波特征，只能判断出励磁绕组匝间短路（因为这种故障引起的磁极探测线圈M次、3M次等奇数次谐波电压，明显高于正常工况），但无法区分二极管故障和电枢绕组故障。
如果能在相距p极的两个磁极安装同样的探测线圈并将其反向串联，就可根据组合探测线圈的端口电压谐波特征，判断励磁绕组匝间短路与二极管开路故障，也能将电枢绕组断线或内部短路作为一类故障进行初步判断。当然对电枢绕组断线与内部短路故障，还需要从2次等偶数次谐波电压幅值等方面加以区分，将另外撰文阐述。
而相距p极的两个磁极探测线圈正向串联的组合（见表1），理论上也能区分上述开路与短路故障。不过考虑到其端口固有电压包括M/p次（以及3M/p次等）谐波分量，其幅值一般会大于反向串联的端口固有电压（从图7b可以看出，11/5次谐波幅值大于22/5次谐波），在实际判据中往往需要设定更高的故障动作（或报警）门槛值，相应的灵敏度会有所降低。另外，由所有奇数极（或偶数极）下的p个磁极探测线圈正向串联构成的组合探测线圈，对二极管开路、电枢绕组断线和内部短路故障都无法区分，安装的磁极探测线圈虽然多，但只能达到单个探测线圈的故障检测效果。
当然，除了本文研究的各种开路、短路等电气故障以外，无刷励磁机还可能发生偏心等机械故障。如偏心故障，会引起无刷励磁机气隙磁场的畸变，即使绕组和整流器都正常，励磁绕组和多相电枢绕组共同产生的磁场也会包含除式（4）、式（5）以外的所有分数次谐波磁场，那么单个磁极探测线圈和各种组合的磁极探测线圈端口电压也包含1/p次等各种分数次谐波。事实上，图7b和图7d中正常运行时磁极探测线圈电压就包含所有分数次谐波分量（也包括基波和各种整数次谐波），如励磁机难以避免的转子偏心等误差因素引起的1/5次、基波、2次谐波等非正常运行特征分量。虽然偏心故障在磁极探测线圈中引起电压的频率特征与二极管开路故障类似，但磁场畸变引起的各种分数次谐波电压幅值比较小，即使偏心程度加剧，探测电压各种分数次谐波一般仍小于电气故障所引起的。只要根据这些固有谐波合理设置检测门槛值，就能避免将偏心等其他机械故障误判为二极管开路等电气故障，具体诊断判据将另外撰文探讨。
本文设计了一种安装在多相无刷励磁机定子磁极上的探测线圈，并研究了不同极下探测线圈的联接组合效果。在正常运行和各种开路与短路故障情况下，分析了多相电流及其产生的合成电枢反应磁场的特点，由此推导出各种开路与短路故障在单个磁极探测线圈及其组合线圈端口引起的故障特征电压，并通过样机实验进行了验证。
理论分析与实验结果表明，在p对极的M相环形绕组无刷励磁极中，相距p个极下的两个磁极探测线圈反向串联的组合线圈，正常运行工况下端口电压中只有M/p的偶数次谐波电压，励磁绕组匝间短路故障还会引起M/p的奇数次谐波电压，二极管开路故障则会引起1/p次等各种分数次谐波电压，而电枢绕组断线与内部短路故障只会引起2/p次等偶分数次谐波电压，可利用这种组合磁极探测线圈端口电压的频率特征来检测并区分各种故障。
参考文献
[1] 任泰安, 阚超豪, 胡杨, 等. 极对数组合形式对绕线转子无刷双馈电机性能的影响[J]. 电工技术学报, 2020, 35(3): 509-519.
Ren Taian, Kan Chaohao, Hu Yang, et al. Influence of pole-pairs combination on the performance of wound- rotor brushless double-fed machine[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(3): 509- 519.
[2] 许国瑞, 胡一平, 李伟力, 等. 双轴励磁同步电机同步电抗随运行工况的变化规律[J]. 电工技术学报, 2020, 35(2): 236-245.
Xu Guorui, Hu Yiping, Li Weili, et al. The variation law of synchronous reactance along with the operation condition of dual-excited synchronous generator[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(2): 236-245.
[3] 付兴贺, 江政龙, 吕鸿飞, 等. 电励磁同步电机无刷励磁与转矩密度提升技术发展综述[J]. 电工技术学报, 2022, 37(7): 1689-1702.
Fu Xinghe, Jiang Zhenglong, Lü Hongfei, et al. Review of the blushless excitation and torque density improvement in wound field synchronous motors[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(7): 1689-1702.
[4] 赵冬梅, 王浩翔, 陶然. 计及风电-负荷不确定性的风-火-核-碳捕集多源协调优化调度[J]. 电工技术学报, 2022, 37(3): 707-718.
Zhao Dongmei, Wang Haoxiang, Tao Ran. A multi- source coordinated optimal scheduling model con- sidering wind-load uncertainty[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(3): 707-718.
[5] 王光, 陈俊, 张琦雪, 等. 无刷旋转励磁发电机组励磁绕组接地保护系统研制和工程应用[J]. 中国电力, 2017, 50(7): 159-163.
Wang Guang, Chen Jun, Zhang Qixue, et al. Research and project application of field winding ground fault protection system on brushless rotating excitation generator[J]. Electric Power, 2017, 50(7): 159-163.
[6] 陈宇锋. 发电机旋转二极管非导通检测系统DNC故障分析[J]. 广西电力, 2004(4): 43-44.
Chen Yufeng. Analysis about DNC failure in generator rotating diode non conduction detection system[J]. Guangxi Electric Power, 2004(4): 43-44.
[7] 袁金, 刘国强, 陈晓义, 等. 霍尔元件用于无刷励磁旋转二极管故障在线监测[J]. 电机技术, 2013(1): 22-26, 34.
Yuan Jin, Liu Guoqiang, Chen Xiaoyi, et al. Hall elements used in online monitoring to the default of rotating rectifier in the large-size brushless exciter[J]. Electrical Machinery Technology, 2013(1): 22-26, 34.
[8] 朱荣, 孙晖. 阿尔斯通TKJ型无刷励磁机磁极线圈烧损原因及处理对策[J]. 大电机技术, 2008(5): 56-58.
Zhu Rong, Sun Hui. The causes of countermeasures against the burnt accidents of the magnetic pole coils of the TKJ-type blushless exciter of Alstom[J]. Large Electric Machine and Hydraulic Turbine, 2008(5): 56-58.
[9] 郝亮亮, 李佳慧, 李洪学, 等. 核电多相角形无刷励磁系统旋转二极管开路故障特征分析[J]. 电力系统自动化, 2019, 43(11): 112-120.
Hao Liangliang, Li Jiahui, Li Hongxue, et al. Characteristic analysis of open-circuit fault of rotating diode in nuclear multi-phase angular brush- less excitation system[J]. Automation of Electric Power Systems, 2019, 43(11): 112-120.
[10] 郝亮亮, 常江, 李洪学, 等. 核电多相角形无刷励磁机定子匝间短路故障特征分析[J]. 中国电机工程学报, 2019, 39(22): 6726-6736.
Hao Liangliang, Chang Jiang, Li Hongxue, et al. Characteristics analysis of stator inter-turn short circuits in nuclear power multi-phase angular brush- less exciter[J]. Proceedings of the CSEE, 2019, 39(22): 6726-6736.
[11] 郝亮亮, 李佳慧, 段贤稳, 等. 核电多相环形无刷励磁机转子绕组短路故障特征分析[J]. 电工技术学报, 2020, 35(6): 1251-1261.
Hao Liangliang, Li Jiahui, Duan Xianwen, et al. Characteristic analysis of short-circuit fault in rotor winding of nuclear power multi-phase annular brush- less exciter[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(6): 1251-1261.
[12] Zouaghi T, Poloujadoff M. Modeling of polyphase brushless exciter behaviour for failing diode oper- ation[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 1998, 13(3): 214-220.
[13] 刘为群, 吴龙, 牟伟. 多相无刷励磁系统旋转整流器故障检测新方法[J]. 大电机技术, 2010(6): 61-65.
Liu Weiqun, Wu Long, Mu Wei. New fault detection method for rotary rectifier of multi-phase brushless excitation system[J]. Large Electric Machine and Hydraulic Turbine, 2010(6): 61-65.
[14] 郝亮亮, 王善铭, 邱阿瑞, 等. 多相无刷励磁系统旋转整流器故障的仿真与识别[J]. 电工技术学报, 2012, 27(4): 138-144.
Hao Liangliang, Wang Shanming, Qu Arui, et al. Simulation and recognition for rotary rectifier fault in multiphase brushless excitation system[J]. Transa- ctions of China Electrotechnical Society, 2012, 27(4): 138-144.
[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] 曾德纯, 兰安秀, 廖正菁, 等. 无刷同步电机转子电流测量及旋转整流器故障检测[J]. 东方电机, 1995(4): 125-128.
Zeng Dechun, Lan Anxiu, Liao Zhengjing, et al. Field current measurement and rotary rectifier faults detecting of brushless excitation synchronous machine[J]. Dongfang Electrical Machine, 1995(4): 125-128.
[17] 史德利, 王庭山, 胡建波. 配核电百万千瓦级发电机5800kW无刷励磁机研制[J]. 大电机技术, 2014(1): 69-71, 80.
Shi Deli, Wang Tingshan, Hu Jianbo. Developing and manufacturing summary of 5800kW brushless exciter[J]. Large Electric Machine and Hydraulic Turbine, 2014(1): 69-71, 80.
[18] 刘念. 旋转整流器故障的神经网络识别研究[J]. 电力系统自动化, 1998, 22(10): 31-33.
Liu Nian. Study on a neural network recognition to faults of rotating rectifiers[J]. Automation of Electric Power Systems, 1998, 22(10): 31-33.
[19] 胡德剑, 王建立, 王黔. 宁德核电厂无刷励磁机原理、结构和运行监测[J]. 东方电气评论, 2013, 27(4): 60-64.
Hu Dejian, Wang Jianli, Wang Qian. Principle structure and operating inspection of brushless exciter for Ningde nuclear power station[J]. Dongfang Electric Review, 2013, 27(4): 60-64.
[20] Wu Yucai, Cai Bochong, Ma Qianqian. An online diagnostic method for rotary diode open-circuit faults in brushless exciters[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2018, 33(4): 1677-1685.
[21] Albright D R. Interturn short-circuit detector for turbine-generator rotor windings[J]. IEEE Transa- ctions on Power Apparatus and Systems, 1971, 90(2): 478-483.
[22] 孙宇光, 余锡文, 魏锟, 等. 发电机绕组匝间故障检测的新型探测线圈[J]. 中国电机工程学报, 2014, 34(6): 917-924.
Sun Yuguang, Yu Xiwen, Wei Kun, et al. A new type of search coil for detecting inter-turn faults in synchronous machines[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(6): 917-924.
Design of Pole Detection Coils for Open-Circuit and Short-Circuit Faults in Multiphase Brushless Exciter
Abstract Multiphase brushless exciters have been widely used in large-capacity nuclear power units, but there is a lack of reliable measures for detection and protection of common faults at present. In this paper, a new type of fault detecting coil installed on the field pole of the brushless exciter, named as pole detection coil, was designed, and the connection ways of the detection coils was also studied. Characteristics of the phase current and armature reaction magnetic field were analyzed under normal operation and various fault conditions such as inter-turn short-circuit of field windings, open-circuit of diode, line break fault and internal short-circuit of armature windings in the multiphase brushless exciters with polygon connection armature. And then, the harmonic characteristics of the open-circuit voltage generated in the detection coil port were theoretically analyzed, and were verified by experiments on a model prototype of 11-phase brushless exciter. Theoretical analysis and experimental results show that, common faults in the multiphase brushless exciters could be detected and distinguished by the pole detection coil with the proposed connection ways, which provides a new idea to improve the operation safety and reliability of the multiphase brushless exciter.
keywords：Multiphase brushless exciter, pole detection coil, inter-turn short-circuits in field windings, open-circuit of diode, line break fault of armature windings, internal short-circuit of armature windings
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.210199
中图分类号：TM341
基础加强计划重点基础研究项目（2019-JCJQ-ZD-015-00）和中广核集团公司科技项目（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）资助。
收稿日期 2021-02-09
改稿日期 2021-04-19
孙宇光 女，1975年生，副教授，研究方向为电机故障的定量分析与监测保护。E-mail: sunyuguang98@mails.tsinghua.edu.cn（通信作者）
杜 威 男，1995年生，硕士，研究方向为基于探测线圈的多相无刷励磁机故障诊断。E-mail: 396694659@qq.com
（编辑 崔文静）