基于端部漏磁特征頻率的汽輪發(fā)電機轉(zhuǎn)子匝間短路故障診斷實驗研究

武玉才 李永剛

（華北電力大學(xué)新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室 保定 071003）

1 引言

轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障是大型汽輪發(fā)電機常見的故障類型，較為輕微的轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障通常不會對機組的運行構(gòu)成威脅，若故障不能及時發(fā)現(xiàn)和處理可能進一步引起嚴重故障，如轉(zhuǎn)子一點接地、兩點接地、大軸磁化等。張家口沙嶺子電廠1號300MW 發(fā)電機1993 年3 月轉(zhuǎn)子接地信號報警，測試試驗確定了該機組同時存在轉(zhuǎn)子繞組匝間短路和轉(zhuǎn)子繞組一點接地故障，發(fā)電機部分部件被磁化，停機搶修70 天后恢復(fù)正常[1]。部分發(fā)生轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障的汽輪發(fā)電機組伴隨著較強烈的振動，2011 年3 月，貴州華電集團大龍電廠1 號發(fā)電機#1機組出現(xiàn)轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障，#5 瓦x 方向振動由48μm 躍變至168μm。2010 年2 月國內(nèi)某電廠一600MW 汽輪發(fā)電機在調(diào)峰消缺后并網(wǎng)發(fā)電時出現(xiàn)轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障，發(fā)電機＃7 瓦y 方向振動達到143μm、＃8 瓦y 方向振動達到168μm[2]。國內(nèi)其他多家發(fā)電廠出現(xiàn)過類似故障，已見報道的如元寶山電廠發(fā)電機（300MW）[3]、沙角A 電廠4#發(fā)電機[4]、平圩發(fā)電廠1#發(fā)電機（600MW）[5]、浙江蘭溪電廠3#發(fā)電機（600MW）[6]、阜陽華潤電廠1#發(fā)電機（600MW）[7]、山東鄒縣發(fā)電廠6#發(fā)電機（600MW）[8]、四川廣安電廠2#發(fā)電機（600MW）[9]等。以廣東省為例，2007～2011 年，9 臺大型發(fā)電機先后出現(xiàn)了轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障，其中有7 臺是600MW 等級以上的大型發(fā)電機，兩臺是400MW 等級的發(fā)電機[10]。轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障給發(fā)電廠帶來了嚴重經(jīng)濟損失，監(jiān)測并預(yù)警發(fā)電機轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障十分必要。

目前汽輪發(fā)電機采用的轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障在線診斷方法主要是線圈探測法、勵磁電流法和軸電壓法。線圈探測法是目前唯一可以實現(xiàn)故障定位的在線檢測方法[11]，該方法也存在一定的不足：①發(fā)電機負載時電樞磁場對探測線圈信號形成干擾，發(fā)電機重載時情況尤為嚴重，導(dǎo)致探測線圈輸出電壓信號不能準確反映轉(zhuǎn)子槽漏磁通情況，檢測靈敏度下降；②一些電廠在應(yīng)用該方法過程中尚未實現(xiàn)計算機自動診斷，需要專業(yè)人員干預(yù)，通過觀察探測線圈波形判斷是否存在轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障，實際上不能算作實時的故障檢測方法。勵磁電流法是一種非侵入式的在線檢測方法，適用于靜止勵磁發(fā)電機，利用現(xiàn)有的發(fā)電機運行數(shù)據(jù)就可以實現(xiàn)故障判定[12]。該方法通常設(shè)置勵磁電流的相對變化量閾值為2.5%，通常可以診斷2 匝以上的匝間短路故障。軸電壓法是一種較為獨特的故障檢測方法，已在發(fā)電機多種故障檢測中得到應(yīng)用[13-17]，但軸電壓的誘發(fā)因素較多，受環(huán)境積污、碳刷與轉(zhuǎn)軸滑動接觸速度較高等因素的影響，容易出現(xiàn)碳刷與轉(zhuǎn)軸接觸不可靠問題，需要定期清理和維護，該方法目前應(yīng)用范圍還比較小。

近年來一些學(xué)者提出了利用端部磁通診斷電機故障的方法，如文獻[18]提出在異步電動機特定部位加裝磁通傳感器，在線監(jiān)測電動機雜散磁通的特定頻譜成分變化規(guī)律，其中包括在電機端部安裝軸向漏磁通傳感器，監(jiān)測并預(yù)防低壓異步電動機由繞組匝間短路引發(fā)的接地故障。文獻[19]研究了籠型異步電機空載和額定負載工況下發(fā)生定子繞組匝間短路時的端部漏磁特征，通過測試平臺實驗證實了利用探測線圈檢測定子繞組匝間短路故障的可行性。上述實例表明電機端部漏磁通包含了某些故障的特征信息。汽輪發(fā)電機端部有導(dǎo)磁性能良好的結(jié)構(gòu)部件，具備了端部漏磁通路徑的形成條件[20]，在汽輪發(fā)電機端部設(shè)定有效的信號采集渠道、明確故障的端部漏磁場特征可以為故障在線監(jiān)測提供新的解決思路。

本文分析了汽輪發(fā)電機的靜止不對稱問題對徑向主磁場的調(diào)制作用，確定了發(fā)電機磁通畸變路徑及特征頻率。分析了轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障對端部漏磁通頻率的影響，在MJF—30—6 故障模擬發(fā)電機組上進行了轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障模擬實驗，得到了端部漏磁通隨短路程度的變化規(guī)律，驗證了理論分析的結(jié)論。

2 轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障的端部磁場分析

2.1 磁路不對稱對磁場的畸變作用

汽輪發(fā)電機具有較高的設(shè)計、制造和安裝精度，但磁路結(jié)構(gòu)仍不能達到完全對稱狀態(tài)。汽輪發(fā)電機的磁路不對稱可以分為兩種形式：靜止不對稱和旋轉(zhuǎn)不對稱。靜止不對稱是指磁路的不對稱保持空間位置靜止，主要是指定子部分的不對稱（鐵磁材料的導(dǎo)磁性能差異、定子鐵心疊片的變形、接縫）和靜偏心問題；旋轉(zhuǎn)不對稱是指不對稱隨轉(zhuǎn)子同步旋轉(zhuǎn)，主要指轉(zhuǎn)子部分的不對稱（轉(zhuǎn)子各部位導(dǎo)磁性能差異、轉(zhuǎn)子鍵槽、變形等）和動偏心等。汽輪發(fā)電機主磁場隨著轉(zhuǎn)子同步旋轉(zhuǎn)，所以旋轉(zhuǎn)不對稱未造成發(fā)電機主磁場重新分布，而靜止不對稱問題則引起了發(fā)電機主磁場分布的周期性交變，因此本文將靜止不對稱問題作為研究的重點，下面采用氣隙磁導(dǎo)法定性分析靜止不對稱所造成的發(fā)電機主磁場變化，汽輪發(fā)電機氣隙磁導(dǎo)模型為

式中 i——正整數(shù)；

μ0——真空中磁導(dǎo)率；

g0——平均氣隙大小；

kμ——飽和度；

δsi——第i次諧波磁導(dǎo)系數(shù)；

φsi——第i次諧波磁導(dǎo)初始相位。

汽輪發(fā)電機的勵磁磁動勢和電樞反應(yīng)磁動勢經(jīng)傅里葉分解后只包含奇數(shù)次諧波[21]，氣隙合成磁動勢可以表示為

式中 k——正奇數(shù)；

p——汽輪發(fā)電機的極對數(shù)；

Fk——第k次諧波磁動勢的幅值；

θs——定子空間角度；

ωr——轉(zhuǎn)子機械角速度；

φk——第k次諧波磁導(dǎo)相位。

發(fā)電機氣隙磁通密度可以表示為

按式（3）得到的發(fā)電機氣隙磁通密度包含了基波和一系列諧波，該磁通總體上可以分為兩類：

（1）第一類磁通見式（4），其主要成分是基波主磁場，同時包含一部分諧波磁通，這些磁通隨發(fā)電機轉(zhuǎn)子以角速度dθs(d t)=ωr同步旋轉(zhuǎn)，定子部分與轉(zhuǎn)子部分相互作用形成電磁轉(zhuǎn)矩，實現(xiàn)機電能量轉(zhuǎn)換

（2）第二類磁通見式（5），這部分磁通還可以進一步區(qū)分為兩個子類

第二個子類為kp-i=0時的情況，這時出現(xiàn)下述分量

式（6）中參數(shù)θs消失了，氣隙磁通密度為空間矢量，本應(yīng)是θs的函數(shù)，θs消失意味著沿發(fā)電機轉(zhuǎn)軸圓周任意位置的徑向磁通密度均相同，這顯然與磁通守恒定理相沖突，這部分磁通將發(fā)生畸變，在發(fā)電機內(nèi)部形成新的閉合回路。

在三維空間內(nèi)，這部分畸變磁通的路徑不只一條。結(jié)合汽輪發(fā)電機的結(jié)構(gòu)特點初步確定畸變磁通可沿以下兩條路徑流通，如圖1 所示。一部分磁通形成了環(huán)繞轉(zhuǎn)軸的交變磁通[16]，另一部分磁通沿著轉(zhuǎn)子軸向借助端部結(jié)構(gòu)部件形成閉合回路，上述兩部分磁通具有相同的角頻率，均為kωrp=k(ω/p)p=kω(k=1,3,5,7…)。

圖1 畸變磁通的路徑Fig.1 Path for distorted flux

2.2 轉(zhuǎn)子匝間短路后的端部漏磁頻率

汽輪發(fā)電機磁動勢滿足線性疊加關(guān)系，轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障狀態(tài)下，汽輪發(fā)電機磁動勢可以拆分為兩部分之和，即繞組正常時的磁動勢與被短路匝通入反向電流產(chǎn)生的磁動勢。上文已經(jīng)分析了繞組正常時的磁動勢，因此只需分析被短路匝的通入反向電流所產(chǎn)生的磁動勢，該磁動勢可以表示為[22]

Q——被短路匝數(shù)；

If——勵磁電流；

α——短路線匝的跨距。

結(jié)合式（1）、式（7），ΔF(θs,t)形成的磁通密度可以表示為

與上一節(jié)的分析類似，式（8）這部分磁通同樣可以分為三種類型，需要注意的是下面這類磁通

這部分磁通表達式中同樣不存在參數(shù)θs，因此只能通過畸變的方式構(gòu)成閉合路徑，其畸變路徑與圖1相同。

對于任意p 對極發(fā)電機，轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障對應(yīng)的端部漏磁通特征頻率為j×50/p Hz( j=1、2、3…且j/p≠1、3、5…)。表1 列舉了不同極對數(shù)的汽輪發(fā)電機發(fā)生轉(zhuǎn)子繞組故障時的畸變磁通頻率，可以看到：轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障后，發(fā)電機的端部漏磁通中出現(xiàn)了偶數(shù)或分數(shù)倍電頻率分量。

表1 匝間短路引起的畸變磁通頻率對比Tab.1 Comparison of distorted flux frequency by inter-turn short circuit

3 故障模擬實驗

汽輪發(fā)電機內(nèi)部的不對稱狀態(tài)是無法精確測量的，氣隙磁導(dǎo)中包含的諧波分量以及其幅值難以準確估計。在發(fā)電機組現(xiàn)有不對稱狀態(tài)下完成轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障模擬實驗，觀察端部漏磁通諧波含量及其與故障程度間的關(guān)系是一種更為實際的研究手段。本文在動模實驗室MJF—30—6 型故障模擬發(fā)電機組上進行了驗證性實驗，該機組結(jié)構(gòu)如圖2 所示，參數(shù)見表2，現(xiàn)場實驗情況如圖3 所示。

圖2 MJF—30—6 機組截面圖Fig.2 Section of MJF—30—6 generator

表2 MJF—30—6 發(fā)電機參數(shù)Tab.2 Parameters of MJF—30—6 generator

圖3 現(xiàn)場實驗情況Fig.3 The experimentation

圖4為發(fā)電機接線圖，勵磁繞組有四個抽頭，其中C2和C3分別位于勵磁繞組的25%和50%處，在C2、C3兩抽頭之間并聯(lián)一旁路，旁路內(nèi)串聯(lián)滑動變阻器，開關(guān)K 斷開則發(fā)電機運行于正常狀態(tài)，合上開關(guān)K 后調(diào)節(jié)滑動變阻器阻值可調(diào)節(jié)旁路分流，使得流過繞組的C2-C3段電流小于If，模擬轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障，旁路電流越大則短路程度越嚴重。短路程度計算方法為

圖4 實驗接線圖Fig.4 Wiring diagram in the experiment

為了檢測端部漏磁通需要在磁通路徑上安裝磁場探測線圈，MJF—30—6 故障模擬發(fā)電機組為支座式軸承結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)子依靠驅(qū)動端和勵端的兩個支座進行支撐，且兩支座底部與機座相連，構(gòu)成了磁通流通回路。磁場探測線圈套裝在軸承座上即可檢測到端部漏磁通。圖5為安裝在驅(qū)動端和勵端的磁場探測線圈，兩側(cè)探測線圈匝數(shù)均為20 匝。

圖5 套裝在軸承座上的探測線圈Fig.5 The magnetic detection coils sleeved through the bearing blocks

實驗分兩個階段：①第一階段發(fā)電機空載運行，調(diào)節(jié)滑動變阻器模擬不同程度的轉(zhuǎn)子繞組短路，記錄數(shù)據(jù)見表3；②第二階段發(fā)電機并入電網(wǎng)，向電網(wǎng)輸送3kW 有功，記錄數(shù)據(jù)見表4。

數(shù)據(jù)采集儀采樣頻率為5kHz，采樣時長10s。將兩個探測線圈采集到的漏磁通信號進行快速傅里葉變換得到其頻譜圖，如圖6～圖9 所示。

表3 空載轉(zhuǎn)子匝間短路實驗數(shù)據(jù)Tab.3 Experimental data regarding RWISC in no-load condition

表4 負載轉(zhuǎn)子匝間短路實驗數(shù)據(jù)Tab.4 Experimental data regarding RWISC in the loaded condition

圖6 空載驅(qū)動端探測線圈信號Fig.6 Detection coil signal at the drive end in the no-load condition

圖7 空載勵端探測線圈信號Fig.7 Detection coil signal at the exciting end in the no-load condition

圖8 負載驅(qū)動端探測線圈信號Fig.8 Detection coil signal at the drive end in the loaded condition

圖9 負載勵端探測線圈信號Fig.9 Detection coil signal at the exciting end in the loaded condition

頻譜圖顯示：發(fā)生轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障后，發(fā)電機端部畸變磁通均出現(xiàn)了新的頻譜分量，頻率為k×50/3Hz（k=1、2、3…），其中k/3≠1、3、5…的成分（如50/3Hz、100/3Hz、200/3Hz、400/3Hz、500/3Hz）是發(fā)電機正常運行時不存在的，其頻率值與表1 的預(yù)測結(jié)果吻合。其他一些故障特征量的變化并不明顯（如250/3Hz、350/3Hz），這可能是發(fā)電機磁路不對稱分解出的磁導(dǎo)諧波不包含對應(yīng)的頻率分量。

對比驅(qū)動端和勵端探測線圈信號頻譜圖發(fā)現(xiàn)：驅(qū)動端探測線圈感應(yīng)電壓信號明顯弱于勵端，兩側(cè)探測線圈匝數(shù)相同均為20 匝，說明驅(qū)動端的漏磁通量小于勵端，這可能是發(fā)電機驅(qū)動端漏磁路徑的磁阻較大所致。

為了更清楚地顯示不同工況下發(fā)電機端部漏磁通隨短路程度的變化規(guī)律，探測線圈獲取的主要諧波分量分布如圖10、11 所示。

圖10 空載短路時端部漏磁通Fig.10 End-leakage-flux under no-load short circuit conditions

圖11 負載短路時端部漏磁通諧波Fig.11 End-leakage-flux under loaded short circuit conditions

從圖10 可以看到：空載工況下，驅(qū)動端和勵端的一些端部漏磁通分量（如驅(qū)動端的 100/3Hz、200/3Hz 分量，勵端的50/3Hz、100/3Hz、200/3Hz、400/3Hz）隨著短路程度的加重呈現(xiàn)出明顯的遞增趨勢，驅(qū)動端其他漏磁通分量（如50/3Hz、400/3Hz、500/3Hz）盡管整體上呈現(xiàn)出隨短路程度加重而增大的趨勢，但局部出現(xiàn)了隨短路程度增加而下降的現(xiàn)象（見圖10a 中的50/3Hz 和400/3Hz 分量變化規(guī)律），這種現(xiàn)象可能與軸承旋轉(zhuǎn)過程中磁阻變化、部分磁通沿圖2 路徑一閉合以及諧波磁通在勵端和驅(qū)動端的重新分配有關(guān)。

負載工況下（見圖11），端部漏磁通各次諧波隨短路程度的變化規(guī)律與空載情況下類似。比較圖10 和圖11 可以發(fā)現(xiàn)：發(fā)電機負載情況下端部漏磁通的各次諧波幅值較空載工況時有所減小，這主要是受發(fā)電機電樞反應(yīng)磁場以及鐵磁材料飽和程度變化的影響。

根據(jù)上述端部漏磁通各諧波幅值與匝間短路程度間的關(guān)系：單純以漏磁通中某一種故障特征諧波幅值的變化判斷轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障是不可靠的，為此下面提出總有效值判別指標

式中，Ai為漏磁通中故障特征諧波的幅值。

由于發(fā)電機正常運行時端部漏磁通已存在50Hz、150Hz、250Hz 等頻率分量（見表1），因此式（11）中不應(yīng)包含這些頻率成份。以本文實驗為例，總有效值判別指標表達式如下

由于漏磁通頻譜圖中250/3Hz、350/3Hz 分量幅值極小，故式（11）中將其忽略。

按式（11）作出空載和負載工況下驅(qū)動端和勵端漏磁通總有效值隨短路程度的變化規(guī)律，如圖12所示。

圖12 端部漏磁通諧波總有效值Fig.12 Total rms of end-leakage-flux harmonics

圖12 顯示：端部漏磁通各諧波分量的總有效值隨著轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障加重而增大，兩者之間具有很好的一致性，因此可以采用該指標診斷汽輪發(fā)電機的轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障。

小容量的汽輪發(fā)電機一般采用座式軸承，軸承座是端部畸變磁通的流通路徑之一，在軸承座上纏繞探測線圈即可檢測到端部畸變磁通，見圖1（本文的故障模擬機組即為座式軸承，探測線圈安裝見圖5）；大容量的汽輪發(fā)電機常采用端蓋軸承，軸承安裝在高強度鋼板焊接的端蓋上。端蓋由水平分開的上下兩半構(gòu)成，端蓋外側(cè)有沿徑向的加強筋，上、下半個端蓋接合面采用螺栓連接。汽輪發(fā)電機的一部分端部畸變磁通沿著上、下端蓋結(jié)合面回流至轉(zhuǎn)軸，在上、下端蓋接合面處安裝探測線圈可檢測到端部畸變磁通，如圖13 所示。

圖13 端蓋式軸承的探測線圈Fig.13 Detection coil for generator with end-cover bearings

4 結(jié)論

針對汽輪發(fā)電機磁通回路特點和轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障特征，研究了利用端部漏磁通診斷轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障，得出以下結(jié)論：

（1）汽輪發(fā)電機結(jié)構(gòu)的不完全對稱致使徑向主磁場發(fā)生畸變，產(chǎn)生了沿發(fā)電機端部閉合的交變磁通。

（2）轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障發(fā)生后汽輪發(fā)電機的端部畸變磁通中包含了新的諧波分量。隨著匝間短路故障程度加重，端部漏磁通故障特征分量總有效值呈現(xiàn)增大趨勢。

（3）汽輪發(fā)電機磁路不對稱狀態(tài)未知、端部漏磁路徑復(fù)雜，難以得到端部漏磁通各諧波分量的準確數(shù)值。定性分析結(jié)合實驗驗證是一種折中的解決思路，可以初步實現(xiàn)對發(fā)電機不對稱和轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障的評估和診斷。

（4）發(fā)電機端部漏磁通傳感器安裝簡單、方便，檢測方法為非侵入式，信號干擾少。因此，將該方法結(jié)合軸電壓測量在轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障監(jiān)測中進行反復(fù)試驗和相互驗證，可以為診斷方法的快速成熟奠定基礎(chǔ)，進而為轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障在線監(jiān)測提供新的手段。

[1]邱樹強.國產(chǎn)300MW 發(fā)電機轉(zhuǎn)子線圈短路及大軸磁化故障分析[J].華北電力技術(shù),1993(10):24-27.Qiu Shuqiang.Failure analysis of domestic 300MW generator rotor coil short circuit and shaft magnetization[J].North China Electric Power,1993(10):24-27.

[2]江山.大型汽輪發(fā)電機轉(zhuǎn)子繞組匝間短路的故障分析與處理[J].廣東科技,2010(4):103-104.Jiang Shan.Analysis and treatments of large turbine rotor winding inter-turn short circuit failure[J].Guangdong Science and Technology,2010(4):103-104.

[3]沈波.元寶山300MW 汽輪發(fā)電機轉(zhuǎn)子匝間短路故障的檢測[J].東北電力技術(shù),1995(4):58-62.Shen Bo.Detection of Yuanbaoshan 300MW turbine generator rotor turn short circuit fault[J].Northeast Electric Power Technology,1995(4):58-62.

[4]張征平,涂小濤.沙角A 電廠4#發(fā)電機轉(zhuǎn)子振動異常問題的分析報告[R].2013.

[5]薛信春.600MW 發(fā)電機轉(zhuǎn)子匝間短路的分析與處理[J].華東電力,2001(8):28-29.Xue Xinchun.Analysis and treatments of 600MW generator rotor inter-turn short circuit[J].East China Electric Power,2001(8):28-29.

[6]錢和平,李中玉.600MW 發(fā)電機轉(zhuǎn)子振動偏大分析處理[C].全國火電 600MW 機組技術(shù)協(xié)作會第 13屆年會,2009.

[7]李繼忠.600MW 發(fā)電機轉(zhuǎn)子繞組匝間短路檢測與處理[J].安徽電氣工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院學(xué)報,2011(3):27-31.Li Jizhong.Detection and treatments of 600MW generator rotor winding inter-turn short circuit[J].Anhui Electrical Engineering Professional Technique College,2011(3):27-31.

[8]馬親良,孫善華,楊翠平.600MW 發(fā)電機轉(zhuǎn)子匝間短路故障診斷及處理[J].山東電力技術(shù),2012(1):48-54.Ma Qinliang,Sun Shanhua,Yang Cuiping.Diagnosis and treatments of 600MW generator rotor winding inter-turn short circuit[J].Shandong Electric Power Technology,2012(1):48-54.

[9]劉財碧.600MW 發(fā)電機轉(zhuǎn)子匝間短路及接地故障分析[J].華電技術(shù),2011,33(9):61-65.Liu Caibi.Analysis of 600MW generator rotor interturn short circuit and grounding fault[J].Huadian Technology,2011,33(9):61-65.

[10]張征平.大型汽輪發(fā)電機轉(zhuǎn)子匝間短路故障分析技術(shù)經(jīng)驗交流[R].廣州:廣東電網(wǎng)公司電力科學(xué)研究院.

[11]劉慶河,蔡維錚,徐殿國.汽輪發(fā)電機轉(zhuǎn)子繞組匝間短路在線檢測方法的研究[J].中國電機工程學(xué)報,2004,24(9):234-237.Liu Qinghe,Cai Weizheng,Xu Dianguo.Study of on-line detection of interturn short circuit in turbogenerator rotor windings[J].Proceedings of the CSEE,2004,24(9):234-237.

[12]李永剛,李和明,趙華.汽輪發(fā)電機轉(zhuǎn)子繞組匝間短路故障診斷新判據(jù)[J].中國電機工程學(xué)報,2003,23(6):112-116.Li Yonggang,Li Heming,Zhao Hua.The new criterion on inter turn short-circuit fault diagnose of steam turbine generator rotor windings[J].Proceedings of the CSEE,2003,23(6):112-116.

[13]Paul I Nippes.Early earning of developing problems in rotating machinery as provided by monitoring shaft voltages and grounding currents[J].IEEE Transactions on Energy Conversion,2004,19(2):340-345.

[14]Daniel de Canha,Willie A Cronje,Alan S Meyer.Methods for diagnosing static eccentricity in a synchronous 2 pole generator[C].IEEE Lausanne Power Tech,2007:2162-2167.

[15]John S Hsu,Jan Stein.Effects of eccentricities on shaft signals studied through windingless rotors[J].IEEE Transactions on Energy Conversion,1994,9(3):564-571.

[16]武玉才,李永剛,李和明.基于軸電壓的隱極同步電機轉(zhuǎn)子典型故障診斷[J].電工技術(shù)學(xué)報,2010,25(6):178-184.Wu Yucai,Li Yonggang,Li Heming.Diagnosis of non-salient pole synchronous generator rotor’s typical faults based on shaft voltage[J].Transactions of China Electrotechnical Society,2010,25(6):178-184.

[17]陳登錄,許漳龍.基于轉(zhuǎn)子軸電壓波形診斷大型汽輪發(fā)電機轉(zhuǎn)子繞組匝間短路實例分析[J].甘肅電力技術(shù),2012(2):27,33.Chen Denglu,Xu Zhanglong.Diagnosis example of rotor windings inter-turn short circuit in large turbine based on the rotor shaft voltage waveform[J].Gansu Electric Power Technology,2012(2):27,33.

[18]Frosini L,Borin A,Girometta L.A novel approach to detect short circuits in low voltage induction motor by stray flux measurement[C].International Conference on Electrical Machines,2012:1538-1544.

[19]Assaf T,Henao H,Capolino G A.Simplified axial flux spectrum method to detect incipient stator interturn short-circuits in induction machine[C].IEEE International Symposium on Industrial Electronics,2004,2:815-819.

[20]Fujita M,Tokumasu T,Yoda H,Tsuda H.Magnetic field analysis of stator core end region of large turbogenerators[J].IEEE Transactions on Magnetics,2000,36(4):1850-1853.

[21]葉東.電機學(xué)[M].天津:天津科學(xué)技術(shù)出版社,1995.

[22]李永剛,李和明,趙華,等.基于定子線圈探測的轉(zhuǎn)子匝間短路故障時別方法[J].中國電機工程學(xué)報,2004,24(2):107-112.Li Yonggang,Li Heming,Zhao Hua.Fault identification method of rotor inter-turn short-circuit using stator winding detection[J].Proceedings of the CSEE,2004,24(2):107-112.