何玉靈 李勇 張文 白怡凡 徐明星 王曉龍

摘 要：

為優(yōu)化對(duì)高壓套管進(jìn)行油中溶解氣體分析時(shí)的取樣質(zhì)量，提升分析結(jié)果的代表性和準(zhǔn)確性，提出一種對(duì)高壓套管中的絕緣油施加強(qiáng)制對(duì)流的方法，通過(guò)向絕緣油施加速度場(chǎng)促進(jìn)油中溶解氣體的傳質(zhì)過(guò)程，進(jìn)而改善油中溶解氣體分析的取樣質(zhì)量。從仿真計(jì)算和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證2個(gè)方面對(duì)絕緣油中溶解乙炔氣體傳質(zhì)過(guò)程進(jìn)行研究。首先分析無(wú)強(qiáng)制對(duì)流情況下氣體的傳質(zhì)過(guò)程，并測(cè)量氣體從故障源到取樣口的時(shí)間；然后分析在強(qiáng)制對(duì)流情況下氣體的傳質(zhì)過(guò)程并測(cè)量了傳質(zhì)時(shí)間，在此基礎(chǔ)上討論氣體傳質(zhì)時(shí)間縮短的原因；最后探究不同強(qiáng)制對(duì)流動(dòng)作周期對(duì)傳質(zhì)過(guò)程影響的程度。研究成果能夠?yàn)楦邏禾坠茉诰€監(jiān)測(cè)裝置的研發(fā)提供參考。

關(guān)鍵詞：高壓套管；油中溶解氣體分析；乙炔；傳質(zhì)；強(qiáng)制對(duì)流

DOI：10.15938/j.emc.2024.04.004

中圖分類(lèi)號(hào)：TM930.1

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1007-449X（2024）04-0031-10

收稿日期： 2023-04-27

基金項(xiàng)目：中國(guó)科學(xué)院青年創(chuàng)新促進(jìn)會(huì)項(xiàng)目（2021135）；中國(guó)科學(xué)院電工研究所科研基金（E155440201）

作者簡(jiǎn)介：陳圖南（1993—），男，博士研究生，研究方向?yàn)殡娏υO(shè)備故障診斷與應(yīng)用光學(xué)交叉；

李 康（1985—），男，博士，副研究員，研究方向?yàn)殡娏υO(shè)備故障診斷與應(yīng)用光學(xué)交叉；

邱宗甲（1983—），男，博士，助理工程師，研究方向?yàn)殡娏υO(shè)備故障診斷與應(yīng)用光學(xué)交叉；

韓 冬（1975—），女，博士，副研究員，研究方向?yàn)殡娏υO(shè)備故障診斷與應(yīng)用光學(xué)交叉;

張國(guó)強(qiáng)（1964—），男，博士，研究員，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)殡娏υO(shè)備故障診斷與應(yīng)用光學(xué)交叉。

通信作者：張國(guó)強(qiáng)

Influence of compulsory convection on acetylene gas mass transfer process in insulation oil

CHEN Tunan1，2， LI Kang1， QIU Zongjia1， HAN Dong1，2， ZHANG Guoqiang1，2

（1.Institute of Electrical Engineering， Chinese Academy of Sciences， Beijing 100190， China;

2.University of Chinese Academy of Sciences， Beijing 100049， China）

Abstract：

In order to optimize the sampling procedure of dissolved gas analysis （DGA）， and to improve the universality and accuracy of DGA results， a compulsory convection method was proposed to accelerate the mass transfer process of decomposition gas dissolved in insulating oil. Firstly， the mass transfer process without compulsory convection was studied. And the time gas travels from failure source to sampling port was measured. Secondly， the mass transfer process with compulsory convection was studied and corresponding travel time was measured. Plus， the difference between those two travel times was discussed. Thirdly， the difference was studied among the mass transfer processes of different compulsory convection motion periods. The research findings may serve as a reference for the development of online monitoring equipment for bushing.

Keywords：high voltage bushing; dissolved gas analysis; acetylene; mass transfer; compulsory convection

0 引 言

高壓套管是電力變壓器的重要組成部分，在高壓套管的實(shí)際加工、安裝過(guò)程中，設(shè)計(jì)不當(dāng)、加工精度不高、接觸不良均會(huì)導(dǎo)致高壓套管產(chǎn)生缺陷。此外部件的老化、環(huán)境的影響也會(huì)致使高壓套管產(chǎn)生缺陷。上述缺陷使得高壓套管在運(yùn)行過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生過(guò)熱、放電、受潮等故障，進(jìn)而影響高壓套管的絕緣性能。高壓套管發(fā)生故障不僅會(huì)導(dǎo)致套管自身?yè)p壞，還有可能波及變壓器本身，更進(jìn)一步地造成高壓輸電系統(tǒng)中斷，使社會(huì)蒙受巨大的經(jīng)濟(jì)損失。高壓套管故障是造成變壓器非計(jì)劃停運(yùn)的主要原因之一，具有故障突發(fā)率高、故障影響時(shí)間長(zhǎng)的特點(diǎn)［1］。隨著電力系統(tǒng)的發(fā)展與電網(wǎng)規(guī)模的擴(kuò)張，高壓套管在電力系統(tǒng)中的重要性愈發(fā)凸顯，對(duì)高壓套管的絕緣狀態(tài)檢測(cè)逐漸成為電力系統(tǒng)運(yùn)行領(lǐng)域中備受關(guān)注的一個(gè)熱點(diǎn)問(wèn)題。準(zhǔn)確評(píng)估高壓套管的絕緣狀態(tài)、及時(shí)采取適當(dāng)?shù)倪\(yùn)行維護(hù)策略，對(duì)電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義，值得深入進(jìn)行研究。

油中溶解氣體分析（dissolved gas analysis，DGA）是對(duì)采用絕緣油為絕緣介質(zhì)的高壓套管絕緣狀態(tài)進(jìn)行檢測(cè)最常見(jiàn)方法?，F(xiàn)有文獻(xiàn)表明，絕緣油故障時(shí)會(huì)產(chǎn)生一系列分解氣體［2］，一般認(rèn)為H2、CO、CH4、C2H2、C2H4、C2H6這6種氣體是絕緣油典型故障分解氣體。其中，當(dāng)絕緣油中發(fā)生局部放電時(shí)，會(huì)產(chǎn)生少量C2H2氣體。隨著放電程度的加深，故障進(jìn)行到火花放電以及電弧放電時(shí)，C2H2含量會(huì)逐漸上升，并成為主要故障分解氣體成分［3］。因此，C2H2本身的含量通常也會(huì)被認(rèn)為是判斷變壓器故障的重要指標(biāo)之一［4］。

取樣是進(jìn)行DGA的前提，現(xiàn)有研究表明C2H2在絕緣油中的擴(kuò)散系數(shù)約為10-10 m2/s量級(jí)［5］。若故障分解氣體僅依靠自由擴(kuò)散到達(dá)取樣口處通常需要數(shù)小時(shí)。所以需要借助其他手段促進(jìn)油中溶解氣體的傳質(zhì)過(guò)程，加速油中溶解氣體的均勻分布，進(jìn)而縮短在線監(jiān)測(cè)裝置的響應(yīng)時(shí)間，提升DGA的取樣質(zhì)量。通常而言，油浸式變壓器主設(shè)備中各部分的溫差較大，具有較大橫截面的油流通道，且部分變壓器配備有強(qiáng)迫油循環(huán)冷卻系統(tǒng)。因此，變壓器中的絕緣油往往具有較強(qiáng)的流動(dòng)性［6-7］。當(dāng)變壓器內(nèi)部發(fā)生故障時(shí)，故障分解氣體能夠隨流動(dòng)的絕緣油擴(kuò)散至變壓器內(nèi)各處，結(jié)合一臺(tái)變壓器往往具備多個(gè)取樣口，故對(duì)變壓器進(jìn)行DGA時(shí)，取得的油樣具有很強(qiáng)的代表性。

相較于油浸式變壓器主設(shè)備，油浸式套管的體量較小，絕緣油橫截面積小。因此，油浸式套管中絕緣油通常處于流動(dòng)性較弱的狀態(tài)。此外，油浸式套管往往只有一個(gè)取樣口，限制了取樣位置，這進(jìn)一步降低了取得的油樣的代表性。當(dāng)故障發(fā)生時(shí)，故障分解氣體并不會(huì)均勻分布在絕緣油中，而是會(huì)集中在故障區(qū)域，并以緩慢的速度向四周擴(kuò)散，導(dǎo)致取樣口取得的油樣中溶解氣體的含量往往與發(fā)生故障的位置處油中溶解氣體含量相差較大。因此，在對(duì)油浸式套管進(jìn)行DGA時(shí)取樣質(zhì)量往往偏低，這極大地降低了油浸式套管在線監(jiān)測(cè)裝置的實(shí)用價(jià)值。綜上，采用外部手段促進(jìn)高壓套管內(nèi)油中溶解氣體的均勻分布能夠促使取樣口處的絕緣油與其他各處的絕緣油狀態(tài)趨于一致，從而有效改善DGA中的取樣質(zhì)量，提高在線監(jiān)測(cè)裝置性能，具備重大的實(shí)際意義。

本文中提出一種對(duì)高壓套管中的絕緣油施加強(qiáng)制對(duì)流以改善DGA取樣質(zhì)量的方法，并論證該方法的可行性及有效性。首先對(duì)強(qiáng)制對(duì)流引起高壓套管內(nèi)部絕緣油產(chǎn)生流動(dòng)可能導(dǎo)致的后果進(jìn)行分析，并計(jì)算不影響高壓套管本身性能前提下的強(qiáng)制對(duì)流流率限制；然后對(duì)油中溶解氣體在高壓套管中的傳質(zhì)過(guò)程進(jìn)行研究，并通過(guò)仿真計(jì)算強(qiáng)制對(duì)流對(duì)該傳質(zhì)過(guò)程的影響；最后建立高壓套管模型及實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，結(jié)合氣相色譜儀，通過(guò)分析取樣口處油中溶解氣體的濃度，就強(qiáng)制對(duì)流對(duì)油中溶解氣體傳質(zhì)過(guò)程的影響進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。本文研究成果能夠?yàn)閼?yīng)用于高壓套管的在線監(jiān)測(cè)裝置取樣提供參考。

此外，依據(jù)實(shí)際參數(shù)建立電機(jī)三維溫度場(chǎng)求解模型的基礎(chǔ)上，為簡(jiǎn)化分析，需做如下假設(shè)：1）定子鐵心、各級(jí)絕緣、繞組、槽楔之間能緊密貼合；2）定子繞組的集膚效應(yīng)忽略不計(jì)；3）忽略溫度變化對(duì)發(fā)電機(jī)材料屬性的影響。

2 有限元仿真

2.1 仿真設(shè)置

本文以河北省電力機(jī)械裝備健康維護(hù)與失效預(yù)防重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室LR-5型永磁同步發(fā)電機(jī)作為分析對(duì)象，發(fā)電機(jī)的基本參數(shù)如表1所示。

基于表1參數(shù)建立永磁同步發(fā)電機(jī)仿真模型如圖4所示。將A相繞組分為健康繞組和故障繞組兩部分來(lái)模擬匝間短路故障，調(diào)整兩部分繞組的匝數(shù)控制故障程度。此外，匝間短路故障需要耦合對(duì)應(yīng)的故障控制外電路，如圖5所示。為保障實(shí)驗(yàn)機(jī)組安全運(yùn)行，設(shè)置接觸電阻為2 Ω。本文仿真和實(shí)驗(yàn)包括4種工況，如表2所示。

基于Ansys workbench平臺(tái)進(jìn)行發(fā)電機(jī)磁-熱-固耦合計(jì)算，首先在電磁場(chǎng)模塊中計(jì)算發(fā)電機(jī)匝間短路故障前后的鐵心損耗、繞組銅耗和永磁體渦流損耗，然后將上述損耗作為熱源導(dǎo)入瞬態(tài)熱分析模塊，為發(fā)電機(jī)設(shè)置恰當(dāng)?shù)纳嵯禂?shù)即可進(jìn)行溫度場(chǎng)仿真計(jì)算，最后將機(jī)殼、定子、繞組、絕緣和槽楔的溫度分布作為熱載荷導(dǎo)入結(jié)構(gòu)場(chǎng)，在機(jī)殼底部螺栓孔施加固定約束進(jìn)行力學(xué)響應(yīng)計(jì)算。磁-熱-固模塊之間的耦合關(guān)系如圖6所示。

2.2 電磁場(chǎng)結(jié)果分析

發(fā)電機(jī)不同工況下的氣隙磁密空間分布如圖7所示?？梢钥闯霭l(fā)生匝間短路故障時(shí)，受繞組有效匝數(shù)減少和故障繞組脈振磁場(chǎng)的雙重影響，氣隙磁密幅值降低，故障繞組位置處降幅較為顯著，磁密整體呈現(xiàn)為“壓縮”狀態(tài)，隨著故障程度加劇，“壓縮”幅度增加，如圖7所示。

與發(fā)電機(jī)正常運(yùn)行工況不同的是，發(fā)生匝間短路故障時(shí)，發(fā)電機(jī)的部分繞組將成為故障繞組，隨著短路故障加劇，故障回路中附加環(huán)流的幅值增加，故障繞組電流的幅值也隨之遞增，如圖8所示。

發(fā)電機(jī)短路故障前后各類(lèi)損耗如表3所示。隨著短路故障加劇，鐵心損耗與永磁體損耗表現(xiàn)為減少趨勢(shì)，這是由于短路故障后磁密幅值有所減小。然而，隨著短路故障加劇，發(fā)電機(jī)繞組銅耗顯著增加，原因是短路故障繞組內(nèi)部存在附加環(huán)流if，此外，由于繞組銅耗在各類(lèi)損耗中占據(jù)主導(dǎo)位置，短路故障后總損耗仍然表現(xiàn)為增加趨勢(shì)。上述結(jié)論與前文的理論分析結(jié)果趨勢(shì)一致。

2.3 溫度場(chǎng)結(jié)果分析

將電磁場(chǎng)中計(jì)算得到的各類(lèi)損耗作為電機(jī)熱源導(dǎo)入溫度場(chǎng)模塊，與實(shí)驗(yàn)保持一致，設(shè)置環(huán)境參考為溫度為22 ℃，運(yùn)行時(shí)長(zhǎng)為100分鐘，并施加前文所述的邊界參數(shù)，即可得到發(fā)電機(jī)的溫度分布。

正常工況下發(fā)電機(jī)的各類(lèi)損耗分布較為均勻，溫度場(chǎng)的分布差異主要受機(jī)殼形狀影響，機(jī)殼左右對(duì)稱(chēng)，發(fā)電機(jī)左右兩側(cè)的散熱條件相同，溫度也呈現(xiàn)對(duì)稱(chēng)分布如圖9所示。不同的是，機(jī)殼底部的支座和散熱翅能輔助散熱，機(jī)殼頂部受接線盒影響，散熱條件較差，因此正常工況下發(fā)電機(jī)上下兩部分的溫度存在差異。受此影響，定子鐵心、繞組、等效絕緣及槽楔的溫度最大值位于靠近接線盒位置，溫度最小值則靠近底部位置，如圖9（b）～圖9（d）所示。此外，由于本文未考慮占比較小的機(jī)械損耗，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)軸僅受永磁體和轉(zhuǎn)子鐵心傳導(dǎo)的熱量影響，所以發(fā)電機(jī)溫度最小值位于轉(zhuǎn)軸末端，如圖9（a）所示。

繞組銅耗在發(fā)電機(jī)熱源中占主導(dǎo)地位，繞組部分的溫度也相對(duì)較高，考慮到繞組絕緣屬于發(fā)電機(jī)中的高溫部件和易損傷部件，本文針對(duì)不同短路程度下的繞組絕緣溫度進(jìn)行詳細(xì)分析，具體溫度分布如圖10所示。正常情況下，發(fā)電機(jī)熱載荷沿周向分布較為均勻，由于接線盒位置繞組絕緣的散熱條件相對(duì)較差，所以繞組絕緣溫度最大值位于靠近接線盒的繞組端部，如圖10（a）所示。發(fā)生匝間短路故障后，故障繞組受內(nèi)部附加環(huán)流的影響損耗增加，與周?chē)恼＠@組相比，形成了一個(gè)局部熱點(diǎn)，隨著短路程度加劇，繞組絕緣溫度整體將會(huì)增加，故障繞組絕緣的溫度增幅最為明顯。如圖10（b）～圖10（d）所示，相比于正常工況下繞組絕緣溫度最大值，短路2%工況下增加了約6.87 ℃，短路4%工況下增加了約14.62 ℃，短路6%工況下增加了約22.61 ℃。

此外，從圖10中可以看出繞組絕緣溫度最大值位于絕緣端部，這是因?yàn)楸疚姆治龅挠来虐l(fā)電機(jī)采用自然空冷方式，直線段繞組絕緣可以利用熱傳導(dǎo)將熱量經(jīng)定子鐵心傳遞至機(jī)殼，再利用機(jī)殼與空氣間的熱對(duì)流實(shí)現(xiàn)有效散熱，所以直線段繞組絕緣散熱條件相對(duì)較好。不同的是，繞組絕緣端部?jī)H依靠伸出部分繞組與空氣間的熱對(duì)流實(shí)現(xiàn)散熱，且繞組端部經(jīng)綁扎、浸漆等工藝處理后，與空氣的有效接觸面積較小，散熱條件相對(duì)較差，因此，對(duì)于同一根繞組絕緣，其端部的溫度高于直線段部分。

2.4 繞組絕緣力學(xué)響應(yīng)結(jié)果分析

繞組絕緣在內(nèi)外非均勻分布熱載荷作用下的力學(xué)響應(yīng)如圖11～圖14和表4所示，包括繞組絕緣的變形、應(yīng)變、應(yīng)力。四種工況下，繞組絕緣的溫度峰值位于端部，類(lèi)似的是，繞組絕緣的力學(xué)響應(yīng)峰值也在此端部位置，如圖11～圖14所示。具體來(lái)說(shuō)，絕緣的最大變形、應(yīng)變、應(yīng)力位置均處于絕緣的鼻端位置。不同的是，絕緣的最大變形位置位于鼻端外側(cè)表面，如圖11（a）、圖12（a）、圖13（a）、圖14（a）所示，而最大應(yīng)變和應(yīng)力位置位于鼻端內(nèi)側(cè)表面，如圖11（b）、圖11（c）、圖12（b）、圖12（c）、圖13（b）、圖13（c）、圖14（b）、圖14（c）所示。繞組絕緣的變形、應(yīng)變、應(yīng)力峰值均隨著短路程度的增加而增加，如表4所示。

繞組鼻端處絕緣在發(fā)電機(jī)長(zhǎng)期運(yùn)行過(guò)程中易因高溫而受損。針對(duì)絕緣受熱損傷的薄弱位置，可在永磁同步發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)制造時(shí)改進(jìn)冷卻散熱結(jié)構(gòu)，或在鼻端絕緣局部涂覆耐熱涂層，從而在不影響繞組散熱的前提下提高絕緣的性能和可靠性。

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置

永磁發(fā)電機(jī)匝間短路故障模擬實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，如圖15所示，發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子部分被軸承座固定在基座上，定子部分經(jīng)機(jī)殼固定在底板上，發(fā)電機(jī)與驅(qū)動(dòng)電機(jī)通過(guò)聯(lián)軸器連接。發(fā)電機(jī)A相繞組中引出若干短路抽頭至接線盒，短接對(duì)應(yīng)的短路抽頭，即可實(shí)現(xiàn)A相繞組匝間短路程度分別為2%（A1-A2）、4%（A1-A3）、6%（A1-A4）的故障模擬，如圖16所示。為保護(hù)實(shí)驗(yàn)機(jī)組，與仿真相同設(shè)置接觸電阻為2 Ω，如圖15所示。此外，實(shí)驗(yàn)與仿真有相同的工況設(shè)置，如表2所示。

實(shí)驗(yàn)中使用K型熱電偶溫度傳感器測(cè)量繞組絕緣溫度，其測(cè)量溫度范圍為-20～250 ℃，分辨率為0.01 ℃，結(jié)構(gòu)為扁線，厚度為1.15 mm，熱電偶布置如圖17所示。LR-5永磁同步發(fā)電機(jī)共有45個(gè)槽，以故障繞組為起始位置，每隔兩個(gè)繞組布置一組熱電偶溫度傳感器，共15組傳感器，如圖17所示。每組有兩個(gè)傳感器，分別位于繞組絕緣的端部位置（命名為A1～A15）和直線段位置（命名為B1～B15）。

3.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

實(shí)驗(yàn)下的繞組故障電流如圖18所示，故障繞組電流隨著短路程度的增加而增加，這與仿真結(jié)果圖18所示的故障繞組電流有相同的變化趨勢(shì)。

本文在實(shí)驗(yàn)中測(cè)量了各工況下發(fā)電機(jī)運(yùn)行100 min時(shí)繞組絕緣的溫度值，包括端部和直線段兩個(gè)位置。為驗(yàn)證溫度場(chǎng)仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，取傳感器所在位置的仿真溫度值與實(shí)驗(yàn)溫度值進(jìn)行對(duì)比，如圖19、圖20和表5所示?？梢钥闯?，發(fā)生匝間短路故障時(shí)，1～15組傳感器中第1組傳感器（測(cè)量故障繞組）所測(cè)溫度值出現(xiàn)激增，并且越靠近第1組傳感器，溫升幅度越大。對(duì)于同一組傳感器，端部位置傳感器的溫升幅度也大于直線段位置傳感器。總的來(lái)說(shuō)，沿著繞組周向方向，離故障繞組越近，繞組絕緣的溫升幅度越大，沿著繞組軸向方向，繞組絕緣端部位置的溫升幅度高于直線段位置。此外，不同工況下故障繞組端部絕緣和直線段絕緣的溫度值如表5所示，可以看出，仿真溫度值和實(shí)驗(yàn)溫度值吻合較好，具有一致的變化規(guī)律，并且誤差在可允許范圍內(nèi)。

4 結(jié) 論

本文對(duì)永磁同步發(fā)電機(jī)匝間短路故障下的繞組絕緣溫升特性進(jìn)行了理論分析、有限元仿真和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，主要結(jié)論如下：

1）相比正常工況，匝間短路故障下氣隙磁通密度的幅值有所下降，具體表現(xiàn)為“壓縮”狀態(tài)。匝間短路故障會(huì)導(dǎo)致鐵心損耗和永磁體損耗降低，然而繞組銅耗會(huì)顯著增加。

2）隨著故障程度的加劇，繞組絕緣溫度將明顯增加。發(fā)電機(jī)正常運(yùn)行時(shí)，最高溫度位于靠近接線盒位置繞組的絕緣端部，發(fā)電機(jī)發(fā)生匝間短路故障后，最高溫度位于故障繞組的絕緣端部。

3）在外部磁熱源和內(nèi)部電熱源的作用下，繞組絕緣的鼻端位置為易受熱破壞的危險(xiǎn)位置點(diǎn)。

本文研究得到的結(jié)論為永磁同步發(fā)電機(jī)繞組絕緣熱損傷和絕緣保護(hù)提供了重要參考，同時(shí)為繞組絕緣關(guān)鍵薄弱位置的逆向設(shè)計(jì)優(yōu)化和制造工藝改進(jìn)提供了新思路。

參 考 文 獻(xiàn)：

［1］ 中國(guó)風(fēng)電產(chǎn)業(yè)發(fā)展報(bào)告（2023）［J］. 電氣時(shí)代， 2023，（5）： 16.

Report on thedevelopment of Chinas wind power industry （2023） ［J］. Electric Age， 2023，（5）： 16.

［2］ 姚鋼， 楊浩猛， 周荔丹， 等. 大容量海上風(fēng)電機(jī)組發(fā)展現(xiàn)狀及關(guān)鍵技術(shù)［J］. 電力系統(tǒng)自動(dòng)化， 2021， 45（21）：35.

YAO Gang， YANG Haomeng， ZHOU Lidan， et al. Development status and key technologies of large-capacity offshore wind turbines ［J］. Automation of Electric Power Systems， 2021， 45（21）： 35.

［3］ MALLIOU C， KARLIS A D， DANIKAS M G， et al. A short review on the offshore wind turbine generator windings insulation and the effect of water droplets and salinity ［J］. IEEE Transactions on Industry Applications， 2016， 52（6）： 4611.

［4］ LIU X， WANG J， ZHANG R， et al. Electrical tree characteristics under AC and repetitive pulse voltages in wind turbine generator composite insulation ［J］. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation， 2020， 27（3）：1008.

［5］ LETAL J， SATMOKO B， MANIK N， et al. Stator end-winding vibration in two-pole machines： avoiding generator failure ［J］. IEEE Industry Applications Magazine， 2020， 26（6）： 30.

［6］ SURYA G N， KHAN Z J， BALLAL M S， et al. A simplified frequency-domain detection of stator turn fault in squirrel-cage induction motors using an observer coil technique ［J］. IEEE Transactions on Industrial Electronics， 2017， 64（2）： 1496.

［7］ 高晨， 趙勇， 汪德良，等. 海上風(fēng)電機(jī)組電氣設(shè)備狀態(tài)檢修技術(shù)研究現(xiàn)狀與展望［J］. 電工技術(shù)學(xué)報(bào)， 2022， 37（S1）： 31.

GAO Chen， ZHAO Yong， WANG Deliang， et al. Research status and prospect of condition based maintenance technology for offshore wind turbine electrical equipment ［J］. Transactions of China Electrotechnical Society， 2022， 37（S1）： 31.

［8］ 李垣江， 張周磊， 李夢(mèng)含， 等. 采用深度學(xué)習(xí)的永磁同步電機(jī)匝間短路故障診斷方法［J］. 電機(jī)與控制學(xué)報(bào)， 2020， 24（9）：173.

LI Yuanjiang， ZHANG Zhoulei， LI Menghan， et al. Fault diagnosis of inter-turn short circuit of permanent magnet synchronous motor based on deep learning［J］. Electric Machines and Control， 2020， 24（9）：173.

［9］ CIRA F， ARKAN M， GUMUSB， et al. Analysis of stator inter-turn short-circuit fault signatures for inverter-fed permanent magnet synchronous motors［C］//IECON 2016-42nd Annual Conference of the IEEE Industrial Electronics Society，? October 24-26， 2016， Florence， Italy. 2016： 1453-1457.

［10］ 戈寶軍， 張銘芮， 肖士勇，等. 定子繞組匝間短路對(duì)無(wú)刷雙饋電機(jī)電磁特性的影響［J］. 電機(jī)與控制學(xué)報(bào)， 2022， 26（3）： 87.

GE Baojun， ZHANG Mingrui， XIAO Shiyong， et al. Influence of stator winding inter-turn short circuit on electromagnetic characteristics of brushless doubly-fed machine［J］. Electric Machines and Control， 2022， 26（3）： 87.

［11］ 郭玉敬， 吉雅雯， 車(chē)三宏，等. 帶阻尼繞組的凸極式永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)短路瞬態(tài)特性研究［J］. 大電機(jī)技術(shù)， 2023，（1）： 13.

GUO Yujing， JI Yawen， CHE Sanhong， et al. Study on short circuit transient characteristics of salient pole permanent magnet wind generator with damping winding［J］. Large Electric Machine and Hydraulic Turbine， 2023，（1）： 13.

［12］ 陳昊， 張楠， 高彩霞， 等. 永磁同步電機(jī)匝間短路故障短路線圈定位方法［J］.電機(jī)與控制學(xué)報(bào)， 2023， 27（3）： 124.

CHEN Hao， ZHANG Nan， GAO Caixia， et al. Fault coil location approach of permanent magnet synchronous motor with interturn short circuit fault［J］. Electric Machines and Control， 2023， 27（3）： 124.

［13］ 劉志勇， 孫俊， 高海波， 等. 永磁同步電機(jī)匝間短路對(duì)電機(jī)性能影響研究［J］. 武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào)（交通科學(xué)與工程版）， 2019， 43（3）：471.

LIU Zhiyong， SUN Jun， GAO Haibo， et al. Research on influence of permanent macnet synchronous motor inter-turn short circuit on motor performance［J］. Journal of Wuhan University of Technology （Transportation Science & Engineering）， 2019， 43（3）：471.

［14］ 蔣夢(mèng)瑤， 馬宏忠， 陳湞斐， 等.同步調(diào)相機(jī)定子繞組匝間短路故障診斷［J］.電機(jī)與控制學(xué)報(bào)， 2021， 25（7）：75.

JIANG Mengyao， MA Hongzhong， CHEN Zhenfei， et al. Fault diagnosis of stator inter-turn short-circuit in synchronous condensers［J］. Electric Machines and Control， 2021， 25（7）：75.

［15］ 馬宏忠， 蔣夢(mèng)瑤， 李呈營(yíng)， 等. 一種新型同步調(diào)相機(jī)定子繞組匝間短路故障診斷方法［J］. 電機(jī)與控制學(xué)報(bào)， 2021， 25（9）： 35.

MA Hongzhong， JIANG Mengyao， LI Chengying， et al. New fault diagnosis method for stator winding interturn short circuit in synchronous condensers［J］. Electric Machines and Control， 2021， 25（9）： 35.

［16］ 唐貴基， 何玉靈， 萬(wàn)書(shū)亭，等. 氣隙靜態(tài)偏心與定子短路復(fù)合故障對(duì)發(fā)電機(jī)定子振動(dòng)特性的影響［J］. 振動(dòng)工程學(xué)報(bào)， 2014， 27（1）：118.

TANG Guiji， HE Yuling， WAN Shuting， et al. Effect of static eccentricity & stator short circuit composite faults on stator vibration characteristics of generator［J］. Journal of Vibration Engineering， 2014， 27（1）：118.

［17］ 何玉靈， 張文， 張鈺陽(yáng)， 等. 發(fā)電機(jī)定子匝間短路對(duì)繞組電磁力的影響［J］. 電工技術(shù)學(xué)報(bào)， 2020， 35（13）：2879.

HE Yuling， ZHANG Wen， ZHANG Yuyang， et al. Effect of stator inter-turn short circuit on winding electromagnetic forces in generators［J］. Transactions of China Electrotechnical Society， 2020， 35（13）：2879.

［18］ HEY L， XU M X， ZHANG W， et al. Impact of stator interturn short circuit position on end winding vibration in synchronous generators［J］. IEEE Transactions on Energy Conversion， 2021， 36（2）：713.

［19］ ALEWINE K， CHEN W. A review of electrical winding failures in wind turbine generators［J］. IEEE Electrical Insulation Magazine， 2012， 28（4）： 8.

［20］ ZHAO J， GUAN X， LI C， et al. Comprehensive evaluation of inter-turn short circuit faults in PMSM used for electric vehicles ［J］. IEEE Transactions on Intelligent Transportation Systems， 2021， 22（1）： 611.

［21］ 魏云冰， 劉天， 史覺(jué)瑋， 等. 基于ANSOFT雙饋異步風(fēng)力發(fā)電機(jī)定子匝間短路故障性能分析［J］. 電測(cè)與儀表， 2014， 51（13）：60.

WEI Yunbing， LIU Tian， SHI Juewei， et al. Performance analysis of double-fed induction wind generator stator inter-turn short circuit fault based on Ansoft［J］. Electrical Measurement & Instrumentation， 2014， 51（13）：60.

［22］ 劉慧開(kāi)， 楊立， 孫豐瑞. 異步電動(dòng)機(jī)定子繞組槽內(nèi)匝間短路早期故障的表面溫升［J］. 電工技術(shù)學(xué)報(bào)， 2007，22（3）： 54.

LIU Huikai， YANG Li， SUN Fengrui. Study of surface temperature rise of induction motor with stator winding inter-turn short circuit fault in slot［J］. Transactions of China Electrotechnical Society， 2007，22（3）： 54.

［23］ 王艷武， 楊立， 孫豐瑞. 異步電動(dòng)機(jī)定子繞組匝間短路三維溫度場(chǎng)計(jì)算與分析［J］. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)， 2009， 29（24）：84.

WANG Yanwu， YANG Li， SUN Fengrui. Simulation and analysis of 3D temperature field for stator winding short-circuit in asynchronous motor［J］.Proceedings of the CSEE，2009，29（24）：84.

［24］ 汪波， 黃珺， 查陳誠(chéng)，等. 多三相分?jǐn)?shù)槽集中式繞組容錯(cuò)電機(jī)匝間短路故障溫度場(chǎng)分析［J］. 電工技術(shù)學(xué)報(bào)， 2023， 38 （19）： 5109.

WANG Bo， HUANG Jun， ZHA Chencheng， et al. Thermal analysis of multiple 3-phase fractional slot concentrated winding fault tolerant machine with turn fault［J］. Transactions of China Electrotechnical Society， 2023， 38 （19）： 5109.

［25］ 何玉靈， 張文， 王爍， 等. 定子匝間短路位置對(duì)汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子鐵心溫升特性的影響［J］.電機(jī)與控制學(xué)報(bào)，2022，26（10）：12.

HE Yuling， ZHANG Wen， WANG Shuo， et al. Impact of stator interturn short circuit position on rotor core temperature rising characteristics in turbo-generators ［J］. Electric Machines and Control， 2022， 26（10）： 12.

［26］ 孔漢. 永磁同步電機(jī)故障對(duì)電機(jī)綜合物理場(chǎng)的影響機(jī)理研究［D］. 西安：西北工業(yè)大學(xué)， 2016.

［27］ 謝穎， 胡圣明， 陳鵬， 等. 永磁同步電機(jī)匝間短路故障溫度場(chǎng)分析［J］.電工技術(shù)學(xué)報(bào)， 2022， 37（2）：326.

XIE Ying， HU Shengming， CHEN Peng， et al. Thermal field analysis on inter-turn short circuit fault of permanent magnet synchronous motor［J］. Transactions of China Electrotechnical Society， 2022， 37（2）：326.

［28］ HANG J， ZHANG J， CHENG M， et al. Online interturn fault diagnosis of permanent magnet synchronous machine using zero-sequence components［J］. IEEE Transactions on Power Electronics， 2015， 30（12）：6732.

［29］ BERTOTTI G. General properties of power losses in soft ferromagnetic materials［J］. IEEE Transactions on Magnetics， 1988， 24（1）： 624.

［30］ 錢(qián)鵬亮. 永磁容錯(cuò)電機(jī)匝間短路故障下的快速溫度場(chǎng)分析［D］. 蘇州：江蘇大學(xué)， 2022.

（編輯：劉素菊）