高壓電機線棒槽部防暈結構的研究

摘 要： 采用有限元計分析方法建立高壓電機定子線棒槽部結構的三維模型，計算了槽部側面墊條絕緣結構中的電場分布以及防暈層的面電阻率、氣隙長度和線棒的額定電壓等幾種因素對防暈層上槽電位的影響。研究表明：防暈層上的最高電位與防暈層所用材料的電阻率和線棒的額定電壓基本呈線性關系，較高的電阻率取值或較高的線棒電壓會導致槽電位的升高；槽部側面氣隙軸向長度較小時，防暈層上的電位能夠大幅度降低；對于特定型號的電機，選用對應特定的電阻率取值范圍以及結構參數，是限制過高槽電位的產生，改善電機的絕緣性能的更好措施。

關鍵詞： 定子線棒； 防暈層； 有限元法； 電腐蝕

中圖分類號： TN911?34 文獻標識碼： A 文章編號： 1004?373X（2013）24?0164?04

Research on anti?corona structure in slot of high?voltage motor

TIAN Xiao?lei， LI Xu?guang

（School of Electronic Information and Electrical Engineering， Shanghai Jiao Tong University， Shanghai 200240， China）

Abstract： A 3?D model of the slot structure of high?voltage motor stator bar is built with FEM. The electric field distribution in the filler strip insulation structure beside the slot， and the influence of the in anti?corona layer sheet resistivity， air?gap length and rated voltage of stator bar on the electric potential in anti?corona layer are calculated. The results show that the highest potential on the anti?corona layer always keeps linear relation with the resistivity of anti?corona layer and the rated voltage， and the potential can be reduced obviously when the length of the air?gap becomes smaller. As for different types of motor， theselection of corresponding resistivity and structure parameters is the effective measure to limit the potential and improve the insulation performance of the motor.

Keywords： stator bar； anti?corona layer； finite element method； galvano?cautery

隨著電力需求的不斷增加，大型發電機組的容量和電壓等級大幅度地提高，對發電機內部絕緣結構的可靠性的要求也隨之提高[1?2]。特別是額定電壓20 kV以上的發電機數量的增加，更是對電機絕緣結構尤其是其耐電暈的能力提出了更嚴格的要求。研究表明，電機槽部線棒結構中絕緣措施薄弱處容易發生電暈放電，局部還會出現“爬電現象”，長期積累則可能發生“電腐蝕”，導致絕緣的損壞，對電機的安全運行造成不利影響[3]。

定子線棒的主絕緣一般采用環氧云母材料，整根線棒采用VPI（真空壓力浸漆工藝）方法固化成型，此工藝有效地減少了整根線棒中空氣隙的數量；而采用在定子槽底、槽楔與定子鐵芯之間的間隙填入半導電膠固定于槽部，以盡量減小線棒和定子鐵芯的間隙。然而，下線時側面氣隙無法完全消除，通常需要塞入半導體墊條（或稱墊片）以改善鐵芯和線棒之間的接觸。為了確定線棒槽部防暈的墊條絕緣結構的材料參數和結構參數，有必要對此結構中的電場分布做詳細的研究。傳統的基于阻容鏈模型的計算方法，是將線棒槽部的各層結構分別等效為電阻或電容[4?6]。該方法的優點是建模簡單，但并不能對特定的空間區域進行局部分析，計算結果也不能夠直觀地反應電場在各層結構中的分布情況。由于有限元數值研究方法的高精度和靈活性，在工程中得到廣泛的應用。因此，本文以某大型發電機定子線棒作為對象，在有限元計算軟件COMSOL Multiphisics中建立了定子線棒槽部局部結構的三維模型，計算了此絕緣結構中的電場分布，以及防暈層表面電阻率此材料參數和氣隙長度等結構參數對防暈結構中電場的影響。

1 計算模型

高壓電機線棒側面絕緣結構主要包括四個部分：主絕緣、防暈層、空氣隙和半導體墊條。因線棒的實際長度相對較長，且線圈的內部結構也較為復雜，為了提高求解效率和減少對計算機性能的依賴，本文在建立模型時做了以下簡化：一是取了線棒的其中一段建模，并且忽略了此段線圈外表面軸向上的壓降，將定子線圈外表面和主絕緣內表面的接觸曲面作為等勢面來處理；二是對于復雜的內屏蔽結構，其對主絕緣外部的電場的影響并不大，故在本文中不做分析，建立模型時直接將線圈外表面作為第一類邊界來處理。所建三維模型橫截面示意圖如圖1所示。

圖1 線棒槽部模型側面結構示意圖

電機在正常運行時，槽內各層結構中的電場為時變電場，而在其電場分析中，總的電流密度為：

[J=σE+?D?t] （1）

工頻交流穩態情況下，電流密度與電場強度的關系又可表示為：

[J=σE+?εE?t=（σ+jωε）E] （2）

此外，電場強度可以表示為電位的負梯度：

[E=-?φ] （3）

而電流密度的連續性方程為：

[?·J=-?ρ?t] （4）

根據式（2）～式（4）三個方程聯立可以得到電位的拉普拉斯方程：

[?·（σ+jωε）?φ=0] （5）

式中：D為電位移矢量；σ是材料的電導率；φ是電位；ω是電源角頻率；E是電場強度。

2 參數設置

該型號電機內部各層絕緣結構的材料屬性，有關的參數取值見表1。主絕緣和空氣部分，其電導率非常小，在多數情況下均可以取值為0，但考慮到兩者電導率之間的差異，為了使得計算更準確，主絕緣的電導率取值為1×10-17 S/m，干燥空氣的電導率取值為1×10-15 S/m；其中防暈層和墊條的相對介電常數由工頻下測試值為25，半導體墊條的電導率由實驗數據測得，取值為8.77×10-4 S/m。

表1 材料的電氣參數

3 計算結果及分析

3.1 結構中的電場分布

用來填充定子槽側面的半導體墊條將槽側面的空氣隙分隔為狹長的長方體結構，墊條在側面的空間位置各異，故上述長方體的結構參數對電場的影響必然也有所不同。為了得到此類近似長方體的空氣隙的大小對防暈層上電位分布的影響，本文建立了兩根半導體墊條，中間為一個氣隙的組合結構分析。圖1為當電機的額定電壓取值為10 kV時的計算結果。圖中紅色區域為電位較高的區域，藍色為電壓較低的區域。此絕緣結構中的電位分布依次從主絕緣到防暈層再到氣隙和半導體墊條，其數值依次降低，且電壓降主要降落在主絕緣中。

圖2 絕緣結構中的電位分布

若取氣隙長度30 cm，電阻率分別取值為1 kΩ，5 kΩ，10 kΩ，50 kΩ，100 kΩ時，所得的電位分布如圖3所示。其中橫坐標為氣隙軸向長度，單位為m；縱坐標為電位值，單位為V。計算結果表明，不論墊條位置間隔及電阻率的所取數值大小如何，與氣隙接觸的防暈層上電位數值的最高點均位于氣隙軸方向上的中點，而墊條處附近的電位數值則迅速降低。圖中的氣隙長度的橫坐標區間為（0，0.3），單位為m。如圖，最大電位的位置均分布在x=0.15 m處。防暈層上的電位x=0.15 m為對稱軸，電位分布呈現似拋物線的曲線。跟墊條完全接觸的防暈層上的電位值則基本為零，這說明防暈層和墊條的這種組合結構較好地改善了線棒和鐵芯的接觸，每個墊條相當于增加了防暈層對鐵芯的一個接觸面。

圖3 防暈層和氣隙接觸區軸向上的電位分布

要降低此中點上的電位，原則上可以在氣隙中間位置，再嵌入適當尺寸的墊條，實際上線棒側面存在的空氣隙有些過于狹小，并沒有辦法用墊片完全塞滿，總會存在一些無法消除的氣隙，故就會在與氣隙接觸的部位產生相對較高的電位。因此要提高線棒槽部的防暈性能，關鍵是要采取實際可行的措施降低氣隙中點的電位值，使得最高電位數值低于此間隙空氣游離放電所需要的最低電位值。

3.2 防暈層電阻率對最高電位的影響

防暈層結構，一種是在線圈絕緣處理完之后，在絕緣外側刷的一層低阻半導體漆；另一種是包在主絕緣外，和主絕緣一次成型。這層防暈低阻帶將主絕緣的電容電流由半導體墊條傳至接地的定子鐵芯，可以起到改善線棒絕緣表面電場的作用[7]。防暈層自身材料取不同的電阻率數值，會對線棒防暈層上的電位大小及分布有不同的影響。在本文計算中，對防暈層的電阻率的取值為1～100 kΩ，在此范圍內計算了防暈層的表面電阻率對氣隙接觸面的最高電位值。計算結果如圖4所示，圖中橫坐標為防暈層面電阻率，單位為Ω；縱坐標為防暈層和氣隙接觸面中點的電位值，單位為V。隨著防暈層的電阻率逐漸增大的過程中，防暈層與氣隙接觸面上的最高電位其數值也不斷增高，且兩者之間保持較好的線性關系。此外，隨著線棒的額定電壓從10 kV增大到20 kV的過程中，直線的斜率也隨之明顯增大。根據《水輪發電機組安裝技術規范》的說明，對于額定電壓在10.5 kV以上的電機，槽電位要控制在10 V以下[8]。通過以上計算分析，在合理的范圍內采用相對較低電阻率的防暈層，是一種可以降低線棒外表面電位的方法。

3.3 氣隙軸向長度對防暈層電位的影響

定子槽內的墊條通常采用的也是低阻半導體材料，其材料參數見表1。不同寬度的墊條被塞入線棒槽部的側面間隙，使得氣隙的長度并不是均勻分布的。對于這樣的結構，則兩個墊條的間隔距離，即氣隙的軸向長度，對防暈層表面電位的影響，也是非常重要的。本文分別取10 cm，20 cm，30 cm，60 cm的作為氣隙的軸向長度，計算其對防暈層上電位數值的影響。

圖4 防暈層上的最高電位隨防暈層電阻率的變化規律

圖5 防暈層上的最高電位值隨氣隙長度變化規律

如圖5所示，防暈層的電位將隨著氣隙的軸向長度，即墊條的間距增大而升高；在防暈層電阻率較高的區間，直線的斜率較大，對電位的影響更為突出。這表明，在實際的線棒槽部結構加工過程中，如果不能將軸向過長的間隙用墊條填充，就會在防暈層上產生高電位。對于額定電壓為20 kV的電機，如果防暈層電阻率取值為10 kΩ時，當氣體間隙小于30 cm時，防暈層最高電位為5.6 V；若間隙大于60 cm，最高電位則迅速增加到23 V。經過進一步計算，若間隙超過90 cm，則最高電位可以達到50 V以上。可見，在線棒加工以及下線的過程中，通過低阻墊條來避免較長的氣隙間隔，則是可以將槽電位控制在10 V以下的有效的途徑。

3.4 線棒的額定電壓對防暈層電位分布的影響

定子線棒的額定電壓作為槽部絕緣結構的激勵，對槽電位的影響是必然的。電腐蝕的發生的情況，往往集中在額定電壓10 kV以上的電機，而對于10 kV以下的電機，電腐蝕發生的現象相比較則少很多。在研究的過程中，可設定氣隙長度均為30 cm，取額定電壓數值分別為10 kV，15 kV，20 kV，25 kV的計算其對槽電位的影響。

圖6中的三條曲線分別描述了不同的電阻率時，線棒的額定電壓對于線棒槽部防暈層上的電位的影響。可看出，線棒額定電壓和防暈層上的最高電位同樣基本呈線性的關系，而且隨著電阻率取值的增加，用來描述最高電位隨額定電壓變化規律的近似直線的斜率也隨之增大。當電阻率取值為10 kΩ時，直線的斜率還較小，在額定電壓為10 kV時，電位數值在5 V以下，即便額定電壓為25 kV時，其數值也不超過10 V，完全可以符合相關要求。但電阻率如果取值為50 kΩ時，則最高電位的數值可達到35 V；取100 kΩ時，最高電位則可以超過70 V。如此高的電位在電機的運行過程中，容易在狹小的空氣隙中產生電暈，從而損壞絕緣。

圖6 線棒額定電壓對防暈層的電位的影響

3.5 降低防暈層高電位的措施

對于特定型號的電機，像額定電壓，主絕緣的厚度等對槽電位有著重要影響的基本參數都已經確定，故在防電暈的措施中，主要還是通過采用阻值合理的防暈層材料、減小氣隙長度以及提高線圈和鐵芯接觸的穩定性和可靠性來降低線棒槽部的表面電位 [8?9]。通過上述分析，可知較低的電阻率的防暈層可以有效降低防暈層表面的電位，但實際上防暈層的電阻率并不能無限制的降低，由于過低的電阻率（低于103 Ω）會給絕緣結構帶來較大的損耗，引起絕緣發熱，加速老化，從而損壞絕緣結構，不利于電機的安全運行[10]。此外，籠統限定電阻率取值為103 ～105 Ω也是不準確的，如分析第3.1節所示，對于額定電壓超過20 kV的電機，防暈層若取105 Ω的電阻率就很難將繞組的槽電位限制在規定的范圍內。因此，對于不同的型號和不同額定電壓的電機，須通過采用對應合理的電阻率取值范圍、嚴格控制氣隙長度及提高線棒和鐵芯接觸的可靠性，共同作用才能將槽電位控制的10 V以下。

4 結 語

本文利用有限元研究軟件COMSOL Mulitiphyics 建立定子線棒槽部防暈結構三維模型，計算分析防暈層電阻率、氣隙長度和電機額定電壓在取不同數值時對防暈層上電位的影響，并提出限制過高槽電位一些可行措施。研究表明：線棒側面墊條（或墊片）的結構，能夠有效降低防暈層表面電位，提高線棒絕緣結構的性能；且防暈層上最高電位與防暈層自身電阻率及線棒的額定電壓基本呈線性關系，其數值隨防暈層的電阻率的增大或者線棒額定電壓的升高而升高。防暈層上的最高電位均位于與其接觸的氣隙中點位置，且其電位值隨著氣隙長度的增大而迅速升高。僅限定防暈層電阻率取值為103～105 Ω為并不是準確的，對額定電壓較高的電機，同樣會導致較高槽電位的產生。故應針對不同型號或不同電壓等級的電機，應該采用特定的防暈層電阻率取值范圍、同時改善線圈和鐵芯接觸的穩定性，以及限制最大氣隙長度等措施，才能避免過高槽電位的產生。

參考文獻

[1] 張瑞鈞，劉上椿.高壓大型汽輪發電機定子線圈主絕緣結構優化設計[J].大電機技術，1997（4）：31?36.

[2] 張曉晗.煙崗電站水輪機設計[J].電網與清潔能源，2009，25（3）：64?66.

[3] YU K， NING S， ZHAO L， et al. Study of the effects of thickness and carborundum content on the non?linear property of carborundum anti?corona coat [J]. Insulating Materials， 2005 （3）： 9?18.

[4] 孫永鑫，胡春秀.大型電機線棒端部電場的有限元計算方法[J].黑龍江科技學院學報，2012（2）：182?186.

[5] LI Zhen?hai. Applying stady of anti?corona structure and materials for HV?machine [J]. Insulating Materials， 2004 （6）： 3?6.

[6] 蔡政權，衛志農，孫國強，等.計及靈敏度影響的水電站主接線可靠性分析[J].電網與清潔能源，2011，27（1）：79?83.

[7] PHILLIPS D B， OLSEN R G， PEDROW P D. Corona onset as a design optimization criterion for high voltage hardware [J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation， 2000， 7（6）： 744?751.

[8] 吳曉蕾，朱慧盈，付嵐貴.發電機定子繞組槽電位穩定性研究[C]//第十屆絕緣材料與絕緣技術學術會議論文集.北京：中國電工技術學會，2008：97?101.

[9] 包蕾.高壓電機定子繞組絕緣結構的設計[J].硅谷，2008（9）：16?17.

[10] 蘇其榮，蔣琛.關于高壓電機槽部防電腐蝕問題的分析[J].大電機技術，1979（4）：5?8.