汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率對(duì)失磁異步運(yùn)行的影響

吳國(guó)棟，許國(guó)瑞，康錦萍，劉曉芳

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汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率對(duì)失磁異步運(yùn)行的影響

吳國(guó)棟，許國(guó)瑞，康錦萍，劉曉芳

（華北電力大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院，北京 102206）

由于汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)，其轉(zhuǎn)子通常采用整塊實(shí)心鋼構(gòu)成。當(dāng)發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)子鐵心渦流產(chǎn)生的異步轉(zhuǎn)矩對(duì)其動(dòng)態(tài)運(yùn)行具有重要影響，同時(shí)轉(zhuǎn)子損耗及發(fā)熱也會(huì)限制汽輪發(fā)電機(jī)的運(yùn)行極限。為了研究轉(zhuǎn)子鐵心對(duì)汽輪發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行的影響，本文采用時(shí)步有限元法計(jì)算了失磁異步運(yùn)行過(guò)程中，不同轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率下發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速的波動(dòng)及損耗的大小，獲得了不同轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率下的損耗分布以及轉(zhuǎn)子鐵心典型位置的磁密變化。研究結(jié)果可為如何提高汽輪發(fā)電機(jī)異步運(yùn)行能力提供理論依據(jù)。

汽輪發(fā)電機(jī)；實(shí)心鋼；動(dòng)態(tài)響應(yīng)；損耗；激磁損耗；

0 前言

汽輪發(fā)電機(jī)失磁后能夠工作在異步工況下并向電網(wǎng)供電[1,2]。短時(shí)異步運(yùn)行能夠有效避免供電中斷、設(shè)備損害以及大面積停電，從而提高供電的可靠性。由于汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)，轉(zhuǎn)子材料通常采用整塊實(shí)心鋼制成。當(dāng)發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)子鐵心渦流產(chǎn)生的異步轉(zhuǎn)矩對(duì)其動(dòng)態(tài)運(yùn)行具有重要影響，同時(shí)轉(zhuǎn)子損耗及發(fā)熱也會(huì)限制汽輪發(fā)電機(jī)的運(yùn)行極限[4-6]。因此，研究轉(zhuǎn)子鐵心對(duì)汽輪發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行十分有必要。

汽輪發(fā)電機(jī)失磁后需要從電網(wǎng)吸收無(wú)功功率來(lái)建立磁場(chǎng)[7-9]。轉(zhuǎn)子鐵心中產(chǎn)生的渦流可能會(huì)導(dǎo)致轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)過(guò)熱，將損壞轉(zhuǎn)子繞組間的絕緣，繼而引起轉(zhuǎn)子繞組間的匝間短路。轉(zhuǎn)子鐵心中渦流的大小主要取決于鐵心的電導(dǎo)率。對(duì)于汽輪發(fā)電機(jī)的失磁異步運(yùn)行的研究通?；诎l(fā)電機(jī)的電路模型[10,11]，但是電路模型參數(shù)難以反映轉(zhuǎn)子鐵心材料和集膚效應(yīng)的影響[12,13]。

為了研究轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率對(duì)汽輪發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行的影響，本文選用了一臺(tái)300MW、20kV、2極、50Hz的汽輪發(fā)電機(jī)作為研究對(duì)象，建立了汽輪發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行的時(shí)步有限元分析模型。該模型可以考慮非線性因素，包括渦流的集膚效應(yīng)、磁飽和以及交叉磁化對(duì)動(dòng)態(tài)過(guò)程的影響[14-17]。為了分析轉(zhuǎn)子不同鐵心電導(dǎo)率對(duì)發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行的影響，分別對(duì)鐵心電導(dǎo)率在實(shí)際值附近變化±50%時(shí)的轉(zhuǎn)速波動(dòng)和轉(zhuǎn)子損耗進(jìn)行研究，揭示了發(fā)電機(jī)異步運(yùn)行特性隨轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率的變化規(guī)律。

1 用于分析汽輪發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行的場(chǎng)-路耦合時(shí)步有限元模型

1.1 時(shí)步有限元模型

根據(jù)麥克斯韋方程，汽輪發(fā)電機(jī)的電磁方程可以表示為：

式中，是磁矢量；是磁導(dǎo)率；是電流密度。

定子繞組的電流密度st和勵(lì)磁繞組的電流密度f(wàn)可分別表示為：

式中，S，f分別為勵(lì)磁繞組的匝數(shù)；S，f分別為定子和勵(lì)磁線圈的截面積；s和f分別為定子電流和勵(lì)磁電流；為定子的并聯(lián)繞組數(shù)；“+”、“－”表示電流的方向。

轉(zhuǎn)子鐵心的渦流密度r表示為：

式中，r為轉(zhuǎn)子鐵心的電導(dǎo)率。

根據(jù)有限元離散和加權(quán)余量法，結(jié)合等式（1）~（3），可以得到：

式中，為剛度矩陣；C，C為定子電流和勵(lì)磁電流的關(guān)聯(lián)矩陣；D為反映渦流的關(guān)聯(lián)矩陣。

式（4）中的定子電流和勵(lì)磁電流可通過(guò)式（5）得到：

式中，=[A,B,C]T，s=[A,B,C]T，s=diag[s,s,s]，s=diag[s,s,s]，s和s為定子繞組的阻值和端部漏電感，f和f為勵(lì)磁繞組的阻值和端部漏電感。

結(jié)合式（4）~（5）可以得到磁-路耦合的時(shí)步有限元模型如下：

1.2 反映轉(zhuǎn)子渦流集膚效應(yīng)的有限元離散策略

集膚效應(yīng)會(huì)導(dǎo)致動(dòng)態(tài)過(guò)程中轉(zhuǎn)子鐵心渦流分布不均勻。為了充分考慮集膚效應(yīng)的影響，本文在計(jì)算過(guò)程中對(duì)轉(zhuǎn)子表面進(jìn)行了高密度有限元剖分，得到的轉(zhuǎn)子鐵心的剖分結(jié)果如圖1所示，其中r和t分別為徑向和切線方向的離散層數(shù)。圖2為動(dòng)態(tài)過(guò)程當(dāng)中轉(zhuǎn)子鐵心的渦流密度。由圖2可以看出，渦流密度隨轉(zhuǎn)子鐵心的徑向深度的增加而減小。同時(shí)，轉(zhuǎn)子鐵心的集膚效應(yīng)也會(huì)導(dǎo)致轉(zhuǎn)子損耗的不均勻分布。

圖1 轉(zhuǎn)子鐵心的有限元剖分網(wǎng)格

圖2 動(dòng)態(tài)過(guò)程中轉(zhuǎn)子鐵心的渦流密度

1.3 失磁異步過(guò)程中的轉(zhuǎn)子鐵耗的計(jì)算方法

汽輪發(fā)電機(jī)失磁后進(jìn)入穩(wěn)態(tài)異步運(yùn)行階段，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速會(huì)超過(guò)同步轉(zhuǎn)速，并與同步轉(zhuǎn)速之間存在一定的轉(zhuǎn)差率。此時(shí)，汽輪發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子損耗會(huì)明顯增加，且主要為鐵耗。轉(zhuǎn)子鐵耗的大小與鐵心材料及轉(zhuǎn)差率有關(guān)。基于時(shí)步有限元法，可以得到轉(zhuǎn)子鐵心中每個(gè)剖分單元的鐵耗，如式（7）所示：

式中，P為轉(zhuǎn)子鐵耗；S_r為轉(zhuǎn)子鐵心的剖分單元面積；_e為轉(zhuǎn)子鐵心剖分單元的渦流密度；為周期。

1.4 模型機(jī)的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

本文采用一臺(tái)7.5kW模型機(jī)來(lái)驗(yàn)證所建立的時(shí)步有限元模型的準(zhǔn)確性和有效性。7.5kW模型機(jī)的基本參數(shù)見(jiàn)表1，其二維截面圖及模型機(jī)示意圖如圖3所示。

表1 7.5kW模型機(jī)參數(shù)

本文在7.5kW模型機(jī)上進(jìn)行了空載三相突然短路實(shí)驗(yàn)，并將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與時(shí)步有限元模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較。圖4所示為定子電流與勵(lì)磁電流的對(duì)比結(jié)果，由圖4可以看出，仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常吻合。

圖4 時(shí)步有限元仿真結(jié)果與7.5kW模型機(jī)實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2 轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率對(duì)汽輪發(fā)電機(jī)異步運(yùn)行的影響

2.1 汽輪發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行的分析方法

本文采用圖5所示的系統(tǒng)仿真模型來(lái)研究轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率對(duì)汽輪發(fā)電機(jī)的失磁異步運(yùn)行的影響。發(fā)電機(jī)通過(guò)一臺(tái)升壓變壓器和雙回線路連接到無(wú)窮大電網(wǎng)。發(fā)電機(jī)的參數(shù)見(jiàn)表2。

圖5 仿真系統(tǒng)的示意圖

系統(tǒng)擾動(dòng)前的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況通過(guò)給定的發(fā)電機(jī)勵(lì)磁電壓、系統(tǒng)功角以及電網(wǎng)電壓來(lái)確定，其中勵(lì)磁電壓和無(wú)窮大電網(wǎng)的電壓為定值，而系統(tǒng)功角可以在一定的范圍內(nèi)變化。汽輪發(fā)電機(jī)失磁后，勵(lì)磁回路通過(guò)一個(gè)阻值為4.5倍勵(lì)磁電阻的保護(hù)電阻形成閉合回路。

表2 汽輪發(fā)電機(jī)參數(shù)

轉(zhuǎn)子鐵心不僅是發(fā)電機(jī)磁路的一部分，而且由于其導(dǎo)電性，轉(zhuǎn)子鐵心可在發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行過(guò)程中提供阻尼轉(zhuǎn)矩（異步轉(zhuǎn)矩）?？紤]到實(shí)心鋼材料的多樣性，本文對(duì)汽輪發(fā)電機(jī)鐵心的電導(dǎo)率做如下三種情況的假設(shè)。

情況1：轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率為σ的50%。

情況2：轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率為σ。

情況3：轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率為σ的150%。

2.2 轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率對(duì)轉(zhuǎn)矩波動(dòng)的影響

汽輪發(fā)電機(jī)失磁之后通常要經(jīng)歷同步振蕩、暫態(tài)異步運(yùn)行以及穩(wěn)態(tài)異步運(yùn)行等3個(gè)階段。由于其轉(zhuǎn)子繞組不對(duì)稱性，電磁轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速在穩(wěn)態(tài)異步運(yùn)行過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)明顯波動(dòng)。圖6給出了三種情況下汽輪發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行過(guò)程中的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和電磁轉(zhuǎn)矩變化曲線。從圖中可以看出，三種情況下的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和電磁轉(zhuǎn)矩存在明顯差別。

圖6 三種情況下汽輪發(fā)電機(jī)失磁運(yùn)行的動(dòng)態(tài)響應(yīng)

為了定量分析上述三種情況下的轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩波動(dòng)，本文設(shè)定了一些特性指標(biāo)來(lái)對(duì)比分析汽輪發(fā)電機(jī)穩(wěn)態(tài)異步運(yùn)行過(guò)程中的特性，如最大電磁轉(zhuǎn)矩max、電磁轉(zhuǎn)矩波動(dòng)flu、最大轉(zhuǎn)速max以及轉(zhuǎn)速波動(dòng)flu，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。以情況2的計(jì)算結(jié)果作為參考，情況1中的電磁轉(zhuǎn)矩波動(dòng)flu是情況2的3.9倍；情況3的電磁轉(zhuǎn)矩波動(dòng)flu約為情況2的33%。情況1中轉(zhuǎn)速波動(dòng)flu是情況2的2.6倍；情況3中的轉(zhuǎn)速波動(dòng)flu約為情況2的50%。

表3 三種情況下的汽輪發(fā)電機(jī)特性指標(biāo)

汽輪發(fā)電機(jī)穩(wěn)態(tài)異步運(yùn)行過(guò)程中的電磁轉(zhuǎn)矩波動(dòng)與轉(zhuǎn)子繞組的不對(duì)稱結(jié)構(gòu)有關(guān)。發(fā)電機(jī)失磁后，勵(lì)磁繞組經(jīng)保護(hù)電阻短路，也會(huì)感應(yīng)電流并產(chǎn)生異步轉(zhuǎn)矩。勵(lì)磁繞組的軸線與d軸重合，其產(chǎn)生的磁場(chǎng)主要作用在d軸，而轉(zhuǎn)子鐵心在d、q軸上的對(duì)稱性明顯優(yōu)于勵(lì)磁繞組，因此隨著轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率的增加，電磁轉(zhuǎn)矩波動(dòng)逐漸變小。

2.3 轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率對(duì)鐵耗的影響

通過(guò)改變轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率，計(jì)算所得三種情況下的轉(zhuǎn)子鐵心平均損耗見(jiàn)表4。從表4可以看出，三種情況下轉(zhuǎn)子鐵心的鐵耗相差較大，雖然轉(zhuǎn)子鐵心渦流的大小隨著電導(dǎo)率越大逐漸增大，但是隨著轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率的增加，轉(zhuǎn)子鐵心損耗卻逐漸減小。

表4 三種情況下的平均轉(zhuǎn)子鐵耗

為了獲得發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行過(guò)程中轉(zhuǎn)子損耗和發(fā)熱最嚴(yán)重的位置，計(jì)算并對(duì)比了三種情況下的汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子損耗的分布情況，結(jié)果如圖7所示。從圖7中可以看出，轉(zhuǎn)子鐵心損耗隨著電導(dǎo)率的增加而減小，轉(zhuǎn)子鐵耗主要位于磁軛和磁極的表面。

2.4 失磁異步運(yùn)行時(shí)轉(zhuǎn)子鐵心典型位置的磁密

發(fā)電機(jī)失磁將導(dǎo)致轉(zhuǎn)子鐵心的渦流增加，并且容易引起轉(zhuǎn)子鐵心部分過(guò)熱和應(yīng)力集中，因此對(duì)轉(zhuǎn)子鐵心中的磁場(chǎng)分布進(jìn)行重點(diǎn)研究很有必要。通過(guò)計(jì)算上述三種情況下的汽輪發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行過(guò)程，對(duì)比分析三種情況下轉(zhuǎn)子鐵心的磁場(chǎng)分布。為了便于分析，選取如圖8所示的六個(gè)典型位置（A-F）來(lái)研究汽輪發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行過(guò)程中不同鐵心電導(dǎo)率對(duì)轉(zhuǎn)子鐵心磁密的影響。

圖8 300MW汽輪發(fā)電機(jī)的二維縱切面

通過(guò)對(duì)比三種情況下轉(zhuǎn)子大齒和小齒上六個(gè)點(diǎn)（A-F）處的磁通密度，得到如下結(jié)論：

（1）A點(diǎn)到C點(diǎn)的徑向磁通密度的幅值小于切向磁通密度的幅值；A點(diǎn)的徑向磁通密度接近正弦波；B點(diǎn)和C點(diǎn)的徑向磁通密度畸變嚴(yán)重，諧波含量隨著轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率的增加而減??；

（2）D點(diǎn)到F點(diǎn)的徑向通量密度幅值大于切向通量密度的幅值。隨著轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率的增加，D點(diǎn)到F點(diǎn)的切向磁通密度幅值逐漸減小。而徑向磁通密度隨轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率的變化規(guī)律相同。D點(diǎn)到F點(diǎn)的磁場(chǎng)畸變程度減??；

（3）隨著轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率的增加，轉(zhuǎn)子上六個(gè)點(diǎn)磁通密度的頻率明顯下降。

圖9 發(fā)電機(jī)失磁運(yùn)行不同轉(zhuǎn)子位置的磁通密度

3 結(jié)論

當(dāng)汽輪發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)子中的感應(yīng)電流不僅會(huì)產(chǎn)生維持汽輪發(fā)電機(jī)正常運(yùn)行的異步轉(zhuǎn)矩，也會(huì)產(chǎn)生損耗及發(fā)熱限制發(fā)電機(jī)的運(yùn)行極限，因此選擇合適的轉(zhuǎn)子材料至關(guān)重要。本文以一臺(tái)300MW的汽輪發(fā)電機(jī)為例，研究了轉(zhuǎn)子鐵心不同電導(dǎo)率對(duì)失磁運(yùn)行過(guò)程中的轉(zhuǎn)矩波動(dòng)及損耗進(jìn)行研究，得出如下結(jié)論：

（1）在失磁異步運(yùn)行過(guò)程中，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)矩波動(dòng)隨著轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率的增加而減小。分析得出電磁轉(zhuǎn)矩波動(dòng)與轉(zhuǎn)子繞組結(jié)構(gòu)的不對(duì)稱性有關(guān)，轉(zhuǎn)子鐵心的對(duì)稱程度明顯優(yōu)于磁場(chǎng)繞組，因此隨著轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率的增加，轉(zhuǎn)子鐵心作用增強(qiáng)，電磁轉(zhuǎn)矩波動(dòng)變?。?/p>

（2）隨著轉(zhuǎn)子鐵心電導(dǎo)率的增加，轉(zhuǎn)子鐵心損耗逐漸減小。轉(zhuǎn)子鐵耗主要集中在轉(zhuǎn)子的磁軛和磁極的表面；

（3）異步運(yùn)行過(guò)程中，轉(zhuǎn)子大齒處的徑向磁通密度接近正弦波；而轉(zhuǎn)子大齒中部和根部的磁密則會(huì)發(fā)生嚴(yán)重畸變。

[1] T. Amraee. Loss-of-field detection in synchronous generators using decision tree technique[J]. IET Gener. Trans. Distrib., 2013, 7(9): 943-954.

[2] Chien-Hsing Lee, Ling-Shen Ma, Ching-Hsiang Weng, Bin-Kwie Chen. Lessons Learned From the Generator Loss of Field at a Cogeneration Thermal Power Plant in Taiwan[J]. IEEE Trans. on Power Syst., 2011, 26(4): 2093-2100.

[3] D. Hiramatsu, T. Tokumasu, M. Fujita. A study on Rotor Surface Losses in Small to Medium Cylindrical Synchronous Machine[J]. IEEE Trans. on Energy Convers.,2012, 27(4): 813-821.

[4] D. Hiramatsu, T. Tokumasu, M. Fujita. A study on Rotor Surface Losses in Small to Medium Cylindrical Synchronous Machine[J]. IEEE Trans. on Energy Convers., 2012, 27(4): 813-821.

[5] Li Weili, Wang Purui, Li Yong, Xue Yi, Li Dong, Zhang Xiaochen, Zeng Jianjun. Influence of Rotor Structure on Field Current and Rotor Electromagnetic Field of Turbine Generator Under Out-of-Phase Synchronization[J]. IEEE Trans. on Mag., 2017, 53(6): 1-4.

[6] Feiyang Huo, Weili Li, Likun Wang, Yihuang Zhang, Chunwei Guan, and Yong Li. Numerical Calculation and Analysis of Three-Dimensional Transient Electromagnetic Field in the End Region of Large Water–Hydrogen–Hydrogen Cooled Turbo- generator[J]. IEEE Trans. on industrial electronics, 2014, 61(1): 13-16.

[7] M. Abedini, M. Sanaye-Pasand, M. Davarpanah, R. Iravani. A Loss-of-Field Detection Relay Based on Rotor Signals Estimation[J]. IEEE Trans. on Power Del., 2018, 33(2): 779-788.

[8] Hasani, Abbas, and F. Haghjoo. A Secure and Setting-Free Technique to Detect Loss of Field in Synchronous Generators[J]. IEEE Trans. on Energy Conver., 2017, 32(4): 1512-1521.

[9] E. Ajuelo, R. Gokaraju, and M. S. Sachdev. Identification of generator loss-of-excitation from power-swing conditions using a fast pattern classi-fication method[J]. IET Gener. Trans. Distrib., 2013, 7(1): 24-36.

[10] I M Canay. Determination of the model parameters of machines from the reactance operators xd(p), xq(p) (evaluation of standstill frequency response test)[J]. IEEE Trans. on Energy Convers., 1993, 8(2): 272-279.

[11] I. M. Canay. Advance Calculation of the Characteristic Quantities of Synchronous Machines and Comparison with measured values[J]. IEE Proc. Electric Power Appl., 1994, 141(1): 13-18.

[12] 郭可忠，趙軍．汽輪發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行數(shù)學(xué)模型的比較[J]．電網(wǎng)技術(shù)，1999，23(8)：13-16．

[13] Xu Guorui, Liu Xiaofang, Kang Jinping, Luo Yingli, Luo Wei. The influence of turbine generator rotor damping structure and material on first swing stability[J]. Electric Power Systems Research, 2015, 124(1): 181-189.

[14] Hamed Hamzehbahmani, Philip Anderson, Jeremy Hall, David Fox. Eddy Current Loss Estimation of Edge Burr-Affected Magnetic Laminations Based on Equivalent Electrical Network-Part I: Fundamental Concepts and FEM Modeling[J]. IEEE Trans. on Power Del., 2015, 29(2): 642-650.

[15] L Xiaodong, A. M. El-Serafi, S. O. Faried. Application of the Finite Element Method for the Determination of the parameters representing the cross magnetizing in saturated synchronous machines[J]. IEEE Trans. on Energy Convers., 2010, 25(1): 71-79.

[16] 李偉力，孫佳慧，孫宏麗．汽輪發(fā)電機(jī)穩(wěn)態(tài)與負(fù)序工況下轉(zhuǎn)子渦流損耗計(jì)算和溫度場(chǎng)分析[J]．電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2012，27(9)：174-185．

[17] 康錦萍，劉曉芳，羅應(yīng)立，等．汽輪發(fā)電機(jī)磁路飽和與磁場(chǎng)畸變共同作用對(duì)運(yùn)行的影響[J]．中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2010, 30(36)：41-45．

Influence of rotor core conductivity on the asynchronous operation of turbogenerator during loss of excitation

WU Guodong, XU Guorui, KANG Jinping, LIU Xiaofang

(School of Electrical and Electronic Engineering, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

The rotor of turbogenerator is made of solid steel, for its high speed rotation. When the generator is in asynchronous operation, the asynchronous torque generated by the rotor core eddy current has an important impact on its dynamic operation, while the rotor loss and heat will also restrict the operating limit of the generator. In order to study the influence of the rotor core on the asynchronous operation of the turbogenerator, the time-stepping finite element method is used to calculate the fluctuation of the generator rotation speed and the loss of the generator under different rotor core conductivities. The loss distribution under different rotor core conductivity and the magnetic density variation of the typical position of the rotor core were obtained. The results provide theoretical basis for improving the asynchronous operating ability of turbogenerator.

turbo generator; solid steel; dynamic response; losses; loss of excitation

TM311

A

1000-3983(2018)06-0047-06

國(guó)家自然科學(xué)基金（51507059和51477049）中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目2018MS010

2018-02-22

吳國(guó)棟 (1992-)，就讀于華北電力大學(xué)電氣工程專業(yè)，碩士研究生，研究方向?yàn)殡姍C(jī)與電器。