海洋石油平台同步发电机升压改造方法研究

张国荣　林杨

摘 要： 目前部分海洋石油平台大型发电机组已无法满足生产电力需求，需要对发电机机组进行更换或改造。考虑到改造电机的线圈、整机绝缘结构、绕组线径以及温升等多方面的综合因素，根据发电机升压改造原理，通过对改造电机电磁参数和短路比的实际计算，将中海油渤中BZ26?3平台同步发电机的线圈和定子进行改造。对改造后的发电机进行了一系列实验测试，并将改造前后的发电机主要技术参数进行了对比。结果表明升压改造后的发电机各项指标均满足相应要求，且相序正确，证明了所提出升压改造方法的可行性与正确性。创新地通过电磁计算以及短路比计算获得实际电机参数，提出了通过改变定子绕组的方式对发电机进行升压改造的方法。

关键词： 同步发电机； 升压改造； 海洋石油平台； 实验测试

中图分类号： TN911?34； TM313 文献标识码： A 文章编号： 1004?373X（2014）12?0148?05

Abstract： In consideration of the multiple factors including the transform of the motor coil， insulation structure， winding wire diameter and temperature rise， a useful method is proposed. The coil and stator in synchronous generator on CNOOC BZ26?3 platform in Bohai Sea was transformed through the actual counting of the electromagnetic parameters and the short?circuit ratio according to the generator step?up principle. A series of experiments was conducted for the transformed generator. The main generator parameters before and after the transform were contrasted. The results indicate each index of the transformed generator meets the corresponding requirements， and the phase sequence is correct. The conclusion proves the correctness and feasibility of the proposed booster transform method. The innovation is， under the comprehensive consideration， that the actual motor parameters has been obtained through the electromagnetic calculation and short circuit ratio calculation， and the generator step?up transform method of changing the way of the stator winding is put forward.

Keywords： synchronous generator； boost transform； offshore oil platform； experimental testing

海上石油生产是一项高难度、高风险、高投入的高新技术产业[1]。随着海上油田运行时间的不断延长，电力需求的增长，很多大型发电机组已无法满足目前的生产需求，需要对发电机机组进行更换或升压改造[2]。为满足海洋石油BZ26?3平台的生产电力需求，本文对中海油渤中26?3平台发电机的绕组重新制作，将发电机从3 300 V升压至6 300 V，且保持功率等性能尽量不变。并对方案进行了数据计算验证和具体实施。

1 发电机升压改造原理

当额度功率一定时，发电机的定子电压、电流与绕组匝数成线性比例关系，如式（1）所示：

为了使定子电压升高1倍，每相串联的绕组匝数要增加1倍（线圈的节距不变）。若增压不为整倍数，则按照相应的倍数改动实际匝数与线圈节距，即使得有效匝数（即实际匝数与绕组系数的乘积）与电压成正比。

在海洋石油BZ26?3平台中使用的是同步发电机[3]，其相关参数如表1所示。

为了实现其升压改造，在铁芯尺寸不变的情况下，需要对线圈和整机绝缘结构、绕组线径、温升等方面综合考虑[4]。

表1 海洋石油BZ26?3平台所用同步发电机参数

（1） 其原来的3 300 V绝缘结构在升压后并不适用，在实际使用中很容易发生对地击穿。因此，需要重新制造线圈，使线圈以及整机的绝缘结构都符合6 300 V下的耐压要求，并对改造后的电机进行各项测试看是否合格。

（2） 其原来是F级绝缘，按照B级考核温升。升压改造后需要把绝缘等级提高到H级， 按照F级考核温升。绝缘材料的耐热等级提高25 K，但是设计温升的提高不会超过20 K，因此现在额定电流下的热负荷计算还是可以满足B级的考核温升。

（3） 由于电压等级的提高，匝间绝缘与对地绝缘要加厚。在铁芯尺寸不变的情况下，槽内绕组铜线的填充要降低。在原来槽内没有富裕尺寸的情况下就要适当地减小并联绕组的总截面，才能将新绕组嵌入。这样，在输出功率不变，即电流不变时，绕组线圈的电流密度与绕组的热负荷要增加，从而导致绕组线圈的发热相比改造前有所增加。为了限制发热不超过规定的绕组温升，就要限制发电机的输出功率。

2 升压改造参数计算

2.1 电磁计算

根据三相异步电动机设计原理和以往的维修经验[5]，在线圈温升一致，铁心尺寸不变时，6 000 V的电动机的功率一般要降低15%左右，此处采用降额12.63%进行计算。其升压改造后的相关参数可按式（2）计算[6]：

[S2=（1-12.63%）S1P2=（1-12.63%）P1I2=N1N2I1] （2）

根据 《中华人民共和国第一机械工业部 电工专业指导性技术文件 凸极同步电机电磁计算公式 电指（DZ）27?63》，改电压前后电机在额定电压下工作的有关电磁参数比较如表2所示。

由对比看出，改电压前后的各部分磁通密度与磁势的变化很小。因此，励磁电流的变化很小。考虑到绝缘的可靠性与线圈的温升，额定电流定的偏低，故直轴电枢反应磁势和短路电流为额定时，磁势降低13%。

2.2 短路比计算

短路比是表征发电机静态稳定度的一个重要参数[7]，用[Kc]表示，其定义是：发电机在空载额定电压、励磁电流下的三相稳态短路电流与额定电流之比，即：[Kc=IfoIN]。由于发电机短路特性是一条直线，故[Kc]也可表达为发电机空载额定电压时的励磁电流[Ifo]与三相稳态短路电流为额定值时的励磁电流[Ifk]之比，或发电机额定电压下的空载磁势[AWo]与短路电流为额定电流时的发电机磁势[AWk]之比[8]。如忽略磁饱和的影响，则短路比与发电机运行中三相突然短路稳定时所表现出的电抗（发电机直轴同步电抗）[Xd]互为倒数。表达式为：

短路比小，说明同步电抗大，相应短路时短路电流小，运行中负载变化时发电机的电压变化较大，且并联运行时发电机的稳定度较差，即：发电机的过载能力小。短路比大，则发电机过载能力大，负载电流引起的端电压变化较小，可提高发电机在系统运行中的静态稳定性。但会使发电机励磁电流增大，转子用铜量增大，使制造成本增加[9]。

本次所进行的发电机升压改造研究，考虑到绝缘的可靠性与发热因素，所设计的额定电流较低，因此短路比有一定的增加，而且所有电抗的标幺值在改压后也都有所降低。

由以上的比较总结得出，电压改到6 300 V后，若功率仍旧达到原来的4 150 kW（电流541.1 A），由于各项电抗（除了零序电抗以外）的变化都很小，可以忽略，则电抗的标幺值相应减小，短路比增加。而且，通过比较发现改电压前后的各部分磁通密度与磁势的变化很小，励磁电流的变化很小，同时额定电流下降，因此采用此升压改造方案不需要改变原电机的励磁系统及冷却系统。

3 新线圈制作

3.1 线圈拆卸及重新制作

由于增压不为整倍数，需要按照相应的倍数改动实际匝数与线圈节距，因此整个定子绕组都要重新制作[10]。具体匝数比按式（1）及绕组系数进行计算，得到定子绕组每相匝数为66匝，有效匝数为54.6匝，改造前后的匝数比为1.9。

为复核计算数据，首先需对原来的定子绕组进行拆卸， 去除原线圈的表面绝缘，如图1所示，在进一步对线圈表面进行清洁处理后，按照计算的线圈尺寸进行重新绕制，新制的绕组结构为每只线圈6匝，2路并联，每相串联匝数为66匝。

3.2 提高线圈绝缘

为提高线圈的匝间绝缘，线圈直线部分包绝缘使用自粘性单玻璃丝包聚酰亚胺?氟树脂复合薄膜绕包烧结线，绝缘厚度为0.40～0.50 mm，耐热等级为H级。

为提高线圈的主绝缘，线圈弯曲部分包绝缘使用5440?1桐马环氧粉云母带特带与5443?1聚酰亚胺薄膜复合粉云母带混包，绝缘为F级，以提高线圈对地绝缘的介电强度。

3.3 绝缘厚度与热负荷的选择

由于用户对于改造后的发电机出力要求可以适当降低，为了提高绕组绝缘的可靠性和使用寿命，并且考虑到使用国产材料，因此现在匝间绝缘与线圈对地绝缘的厚度还是比进口电机线圈绝缘厚度的适当加厚。而且，在额定电流下的热负荷计算仍可以满足B级的温升考核要求，从而为发电机的超负荷运行留有一定余地。

3.4 新线圈测试

重新制作后的线圈需要进行耐压测试，测试合格后方能嵌入定子。首先检查线圈是否受潮，通过测量线圈的绝缘电阻看吸收比（即极化指数）PI是否合格。由于PI=[R1minR15 S]，测试结果PI大于2，说明线圈未受潮，可以进行耐压测试。然后对线圈进行匝间绝缘耐压测试，通过PJ冲击脉冲仪测试，没有线圈击穿。进一步对线圈进行主绝缘耐压测试，通过直流高压发生器测试1 min，没有线圈击穿。因此改造后的线圈合格。

4 新定子绕组制作

4.1 线圈主绝缘模压

对线圈匝间绝缘和主绝缘绕包后，直线部分进行热模压固化成型处理。模压后检查线圈主绝缘的宽度尺寸与公差要求：计算宽度为17.10 mm 规定优等品公差为±0.20 mm，计算高度为32.00 mm规定优等品公差+0.20 mm/?0.50 mm。实际线圈结构尺寸参数如表4所示，经实测，线圈结构符合计算要求。

4.2 线圈嵌入定子

线圈模压后嵌入定子，节距为1?12，安装槽楔固定线圈后，通过对整个定子进行真空压力浸漆来对定子绕组进一步绝缘处理。

4.3 定子绕组改造完成后进行各项电气测试

首先进行直流电阻测试，真空浸漆后的热元件电阻与相电阻与浸漆前相比，误差小于2%，相对误差小于 0.142% ，符合要求。

然后测量各相对地的绝缘电阻，所有相绝缘电阻大于1 GΩ，且吸收比大于2，绝缘合格。

最后进行交流耐压测试，根据JB6204标准： [2 Un+1 000=13 600 V。]分别使定子绕组一相耐压，另外两相接地，使用工频耐压测试仪测试1 min，测试全部通过 ，从而定子绕组合格。对测试合格后的定子绕组进一步喷漆后即可下线，装入机壳，如图2所示。

5 实验测试结果

根据GB755?2008《旋转电机 定额和性能》以及GB/T 1029?2005 《三相同步电机试验方法》，对改造后的电机性能进行测试。

5.1 空载试验

空载试验旨在检查电机空载时的运行是否正确，并检查磁铁的状况。测量与空载运行有关的电气参数或其他参数。

5.1.1 额定电压及相序检测

测得三相电压分别为6 316 V，6 305 V，6 329 V相对误差0.38%，小于规定三相电压的误差2%，因此额定电压符合要求。并用相序仪检查相序正确。

5.1.2 空载曲线

空载曲线测试旨在在合适的工作点、在多个定子磁通量级别下测量电机空载运行的参数。如表5所示。

表5 电机空载工作点

5.1.3 短时高压测试

短时高压测试规定从剩磁电压做到额定电压的130%，实际测试按照8 190 V（1.3倍）运转5 min，无任何异常。

5.2 振动测量

转子振动将通过轴传递至轴承箱或者轴承座上，还会传递至端罩。若振动力较大，且轴承结构为弹性结构，则会产生较大振幅。轴承箱表面上测得的振动特征将指示相应的力以及应力程度[11]。根据针对不同机器类型的相关经验，相关标准中给出了振动限值。在水平、垂直和轴向方向上，测量轴承箱或轴承座处的振动。

根据GB10068?2008《轴中心高56mm及以上电机的机械振动 振动的测量、评定及限值》标准以及 GB50170?2006《电气装置安装工程 旋转电机施工及验收规范》，对于振动无特殊要求的电机振动烈度小于2.3 mm/s，振动幅值小于0.085 mm 。电机额定转速运行2 h后，测量发电机传动端轴承、非传动端轴承、机座的水平、垂直、轴向烈度、振幅，均满足规范要求。

5.3 轴承温度

电机运行 2 h后，各热元件电阻测量温度趋于稳定，增幅小于2 ℃/min。此时进油温度为40 ℃，驱动端轴承 Pt100测得温度为56 ℃，测温枪测量轴瓦外壳 41 ℃；非驱动端轴承 Pt100测得温度为56 ℃，测温枪测量轴瓦外壳44 ℃。 因为循环油系统容量较小，所以轴瓦温度稍高。

5.4 短路试验

因为该发电机的剩磁电压比较高，达到 236 V，这时的短路电流已经大大超过额定电流，因此无法进行短路试验。剩磁电压下短路电流为：

5.5 超速试验

由于临时运行时的速度可能高于额定速度，因此应对所有永磁同步电机进行过速测试。按照额定转速的1.2倍，即1 800 r/m 。电机超速运转2 min ，未见异常。

5.6 参数对比

同步发电机升压改造前后带载运行主要技术参数比较如表6和表7，这里分别测量记录了2组数据。

6 结 语

本文提出了通过改变定子绕组的方式对发电机进行升压改造的方法，以海洋石油BZ26?3平台为研究对象，将发电机电压从3 300 V升压至6 300 V。通过理论计算与分析对本文所使用的发电机升压改造方法的可行性做了论证，根据计算数据制作了相应的发电机，对改造后的发电机进行了空载测试、振动测试、轴承温度测试、短路试验与超速试验，并将改造前后的发电机主要技术参数进行了对比，实验结果表明升压改造后的发电机各项指标均满足相应要求，并保持了改造前的电气要求，证明了所提出升压改造方法的可行性与正确性。

表7 升压改造后电机运行主要技术参数

参考文献

[1] 王耘.海上石油平台电力系统暂时过电压的研究[D].天津：天津大学，2010.

[2] Eckholz K， Heinzig P， Ploetner C.大型发电机升压变压器的设计特点[J].电力建设，2004，25（8）：9?11.

[3] 吴积善. 海上石油平台同步发电机简介[J].电机与控制应用， 1986（4）：43.

[4] 姜军鹏.石油平台小型透平发电机并网仿真平台研究[D].天津：天津大学，2009.

[5] 李刚.中海油45万t/年合成氨装置异步发电机投励分析和改进[J].电机与控制应用，2006，33（11）：54?56.

[6] 张国民.海上石油平台电力系统自励磁研究[J].计算机仿真，2012，29（2）：305?309.

[7] 徐咏梅，丁明华.中小型同步发电机组励磁系统改造[J].电力自动化设备，2008，28（2）：119?121.

[8] 林澄波.同步发电机自并励励磁系统改造技术总结[J].电网技术，1997，21（12）：48?54.

[9] 庞红媛.海油平台电力系统暂态稳定分析计算[D].天津：天津大学，2010.

[10] 孙霖，刘全恩，张凤山，等.海上平台进口发电机转子匝间短路的诊断及其国产化[J].机电工程，2011，28（10）：1287?1290.

[11] 祝志朋.现代实用同步发电机调压特性和调速特性与并联运行负载分配[J].电气应用，2011（3）：75?81.

5 实验测试结果

根据GB755?2008《旋转电机 定额和性能》以及GB/T 1029?2005 《三相同步电机试验方法》，对改造后的电机性能进行测试。

5.1 空载试验

空载试验旨在检查电机空载时的运行是否正确，并检查磁铁的状况。测量与空载运行有关的电气参数或其他参数。

5.1.1 额定电压及相序检测

测得三相电压分别为6 316 V，6 305 V，6 329 V相对误差0.38%，小于规定三相电压的误差2%，因此额定电压符合要求。并用相序仪检查相序正确。

5.1.2 空载曲线

空载曲线测试旨在在合适的工作点、在多个定子磁通量级别下测量电机空载运行的参数。如表5所示。

表5 电机空载工作点

5.1.3 短时高压测试

短时高压测试规定从剩磁电压做到额定电压的130%，实际测试按照8 190 V（1.3倍）运转5 min，无任何异常。

5.2 振动测量

转子振动将通过轴传递至轴承箱或者轴承座上，还会传递至端罩。若振动力较大，且轴承结构为弹性结构，则会产生较大振幅。轴承箱表面上测得的振动特征将指示相应的力以及应力程度[11]。根据针对不同机器类型的相关经验，相关标准中给出了振动限值。在水平、垂直和轴向方向上，测量轴承箱或轴承座处的振动。

根据GB10068?2008《轴中心高56mm及以上电机的机械振动 振动的测量、评定及限值》标准以及 GB50170?2006《电气装置安装工程 旋转电机施工及验收规范》，对于振动无特殊要求的电机振动烈度小于2.3 mm/s，振动幅值小于0.085 mm 。电机额定转速运行2 h后，测量发电机传动端轴承、非传动端轴承、机座的水平、垂直、轴向烈度、振幅，均满足规范要求。

5.3 轴承温度

电机运行 2 h后，各热元件电阻测量温度趋于稳定，增幅小于2 ℃/min。此时进油温度为40 ℃，驱动端轴承 Pt100测得温度为56 ℃，测温枪测量轴瓦外壳 41 ℃；非驱动端轴承 Pt100测得温度为56 ℃，测温枪测量轴瓦外壳44 ℃。 因为循环油系统容量较小，所以轴瓦温度稍高。

5.4 短路试验

因为该发电机的剩磁电压比较高，达到 236 V，这时的短路电流已经大大超过额定电流，因此无法进行短路试验。剩磁电压下短路电流为：

5.5 超速试验

由于临时运行时的速度可能高于额定速度，因此应对所有永磁同步电机进行过速测试。按照额定转速的1.2倍，即1 800 r/m 。电机超速运转2 min ，未见异常。

5.6 参数对比

同步发电机升压改造前后带载运行主要技术参数比较如表6和表7，这里分别测量记录了2组数据。

6 结 语

本文提出了通过改变定子绕组的方式对发电机进行升压改造的方法，以海洋石油BZ26?3平台为研究对象，将发电机电压从3 300 V升压至6 300 V。通过理论计算与分析对本文所使用的发电机升压改造方法的可行性做了论证，根据计算数据制作了相应的发电机，对改造后的发电机进行了空载测试、振动测试、轴承温度测试、短路试验与超速试验，并将改造前后的发电机主要技术参数进行了对比，实验结果表明升压改造后的发电机各项指标均满足相应要求，并保持了改造前的电气要求，证明了所提出升压改造方法的可行性与正确性。

表7 升压改造后电机运行主要技术参数

参考文献

[1] 王耘.海上石油平台电力系统暂时过电压的研究[D].天津：天津大学，2010.

[2] Eckholz K， Heinzig P， Ploetner C.大型发电机升压变压器的设计特点[J].电力建设，2004，25（8）：9?11.

[3] 吴积善. 海上石油平台同步发电机简介[J].电机与控制应用， 1986（4）：43.

[4] 姜军鹏.石油平台小型透平发电机并网仿真平台研究[D].天津：天津大学，2009.

[5] 李刚.中海油45万t/年合成氨装置异步发电机投励分析和改进[J].电机与控制应用，2006，33（11）：54?56.

[6] 张国民.海上石油平台电力系统自励磁研究[J].计算机仿真，2012，29（2）：305?309.

[7] 徐咏梅，丁明华.中小型同步发电机组励磁系统改造[J].电力自动化设备，2008，28（2）：119?121.

[8] 林澄波.同步发电机自并励励磁系统改造技术总结[J].电网技术，1997，21（12）：48?54.

[9] 庞红媛.海油平台电力系统暂态稳定分析计算[D].天津：天津大学，2010.

[10] 孙霖，刘全恩，张凤山，等.海上平台进口发电机转子匝间短路的诊断及其国产化[J].机电工程，2011，28（10）：1287?1290.

[11] 祝志朋.现代实用同步发电机调压特性和调速特性与并联运行负载分配[J].电气应用，2011（3）：75?81.

5 实验测试结果

根据GB755?2008《旋转电机 定额和性能》以及GB/T 1029?2005 《三相同步电机试验方法》，对改造后的电机性能进行测试。

5.1 空载试验

空载试验旨在检查电机空载时的运行是否正确，并检查磁铁的状况。测量与空载运行有关的电气参数或其他参数。

5.1.1 额定电压及相序检测

测得三相电压分别为6 316 V，6 305 V，6 329 V相对误差0.38%，小于规定三相电压的误差2%，因此额定电压符合要求。并用相序仪检查相序正确。

5.1.2 空载曲线

空载曲线测试旨在在合适的工作点、在多个定子磁通量级别下测量电机空载运行的参数。如表5所示。

表5 电机空载工作点

5.1.3 短时高压测试

短时高压测试规定从剩磁电压做到额定电压的130%，实际测试按照8 190 V（1.3倍）运转5 min，无任何异常。

5.2 振动测量

转子振动将通过轴传递至轴承箱或者轴承座上，还会传递至端罩。若振动力较大，且轴承结构为弹性结构，则会产生较大振幅。轴承箱表面上测得的振动特征将指示相应的力以及应力程度[11]。根据针对不同机器类型的相关经验，相关标准中给出了振动限值。在水平、垂直和轴向方向上，测量轴承箱或轴承座处的振动。

根据GB10068?2008《轴中心高56mm及以上电机的机械振动 振动的测量、评定及限值》标准以及 GB50170?2006《电气装置安装工程 旋转电机施工及验收规范》，对于振动无特殊要求的电机振动烈度小于2.3 mm/s，振动幅值小于0.085 mm 。电机额定转速运行2 h后，测量发电机传动端轴承、非传动端轴承、机座的水平、垂直、轴向烈度、振幅，均满足规范要求。

5.3 轴承温度

电机运行 2 h后，各热元件电阻测量温度趋于稳定，增幅小于2 ℃/min。此时进油温度为40 ℃，驱动端轴承 Pt100测得温度为56 ℃，测温枪测量轴瓦外壳 41 ℃；非驱动端轴承 Pt100测得温度为56 ℃，测温枪测量轴瓦外壳44 ℃。 因为循环油系统容量较小，所以轴瓦温度稍高。

5.4 短路试验

因为该发电机的剩磁电压比较高，达到 236 V，这时的短路电流已经大大超过额定电流，因此无法进行短路试验。剩磁电压下短路电流为：

5.5 超速试验

由于临时运行时的速度可能高于额定速度，因此应对所有永磁同步电机进行过速测试。按照额定转速的1.2倍，即1 800 r/m 。电机超速运转2 min ，未见异常。

5.6 参数对比

同步发电机升压改造前后带载运行主要技术参数比较如表6和表7，这里分别测量记录了2组数据。

6 结 语

本文提出了通过改变定子绕组的方式对发电机进行升压改造的方法，以海洋石油BZ26?3平台为研究对象，将发电机电压从3 300 V升压至6 300 V。通过理论计算与分析对本文所使用的发电机升压改造方法的可行性做了论证，根据计算数据制作了相应的发电机，对改造后的发电机进行了空载测试、振动测试、轴承温度测试、短路试验与超速试验，并将改造前后的发电机主要技术参数进行了对比，实验结果表明升压改造后的发电机各项指标均满足相应要求，并保持了改造前的电气要求，证明了所提出升压改造方法的可行性与正确性。

表7 升压改造后电机运行主要技术参数

参考文献

[1] 王耘.海上石油平台电力系统暂时过电压的研究[D].天津：天津大学，2010.

[2] Eckholz K， Heinzig P， Ploetner C.大型发电机升压变压器的设计特点[J].电力建设，2004，25（8）：9?11.

[3] 吴积善. 海上石油平台同步发电机简介[J].电机与控制应用， 1986（4）：43.

[4] 姜军鹏.石油平台小型透平发电机并网仿真平台研究[D].天津：天津大学，2009.

[5] 李刚.中海油45万t/年合成氨装置异步发电机投励分析和改进[J].电机与控制应用，2006，33（11）：54?56.

[6] 张国民.海上石油平台电力系统自励磁研究[J].计算机仿真，2012，29（2）：305?309.

[7] 徐咏梅，丁明华.中小型同步发电机组励磁系统改造[J].电力自动化设备，2008，28（2）：119?121.

[8] 林澄波.同步发电机自并励励磁系统改造技术总结[J].电网技术，1997，21（12）：48?54.

[9] 庞红媛.海油平台电力系统暂态稳定分析计算[D].天津：天津大学，2010.

[10] 孙霖，刘全恩，张凤山，等.海上平台进口发电机转子匝间短路的诊断及其国产化[J].机电工程，2011，28（10）：1287?1290.

[11] 祝志朋.现代实用同步发电机调压特性和调速特性与并联运行负载分配[J].电气应用，2011（3）：75?81.