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　　當汽輪發電機處于出線端兩相對中點短路穩態，在轉子以同步速旋轉和X；=X丨的情況下，定子相電流為時間基頻正弦函數。

　　應用對稱分量法，得定子電流的正序（P）、負序（N）和零序（）分量如下：如將定子電流視為集中分布于定子鐵心內圓上并沿電機軸向（Z向）流動的單向電流片，則片上各序電流的三相合成線密度可沿圓周坐標展為傅氏級數，其中正序電流合成電密的空間基波分量Zap（簡稱P波）、負序電流合成電密的空間基波分量及ZaN（簡稱N波）和零序電流合成電密的空間3次諧波正向波分量（簡稱/波）及反向波分量及Zaft（簡稱6波）的一般表達式為表空間諧波階次數：v=1代表空間基波（P、N），v=3代表空間3次諧波（/、b）；Kan和jan代表相護龍3+a2龍'量及的幅值和初相位角：戶波是順轉子轉向以同步速旋轉的正向行波，在轉子中不產生感應電流。和6波為逆轉向旋轉的反向行波，/波為順轉向并以1/3同步速度旋轉的正向行波，均在實心轉子中產生感應電流。

　　負序電流波在實心轉子中可能產生很強的電流，引起轉子局部過熱，嚴重時可導致電機損傷。從安全上考慮，對負序電流的大小須加限制，作為電機重要技術指標之一的負序能力/2即為此而設。至于零序電流，傳統電機理論認為，由于電機氣隙甚大，零序電流的空間3次（以及3的倍數次）諧波磁場甚弱，其在轉子回路產生的電流非常微小，可略而不計。此說值得商榷。筆者通過瞬變過程的網絡分析發現，在汽輪發電機發生兩相或單相對中點短路時，零序電流空間3次諧波磁通可在轉子鐵心產生顯著的電流。本文應用電磁場分析法對兩相對中點短路穩態在汽輪發電機實心轉子中由定子負序與零序電流所產生的電流進行對比分析，獲得與網絡分析同樣的結果。

　　2兩相對中點短路穩態時的轉子鐵心電流與氣隙磁場2.1計算模型與基本方程的解作為本命題的基礎性研究，本文采用通用的簡化模型進行分析，其基本假設為：假設電機無限長，定轉子電流僅有軸向（z向）分量，借以將電機電磁場簡化為二維平行平面場。

　　假定定子鐵心為超導磁體，其導磁率"￥、導電率a0；轉子鐵心的"const、aconst.整個電機為磁線性介質，適用疊加原理。

　　假設定轉子鐵心光滑無齒槽，轉子勵磁繞組開路（所得結果對軸是精確的）。定子電流為集中分布于定子鐵心內圓圓柱面上的單向（z向）電流片，其所含負序電流的線密度空間基波0V波）和零序電流的線密度正反向空間3次諧波/波與6波）為激勵源。

　　為進一步簡化分析，忽略定轉子鐵心的曲率而將其表面展平，可在直角坐標系分析，這樣得到場分析用的物理模型如所示。圖中①、②和③分域①不必考慮，僅須分析域②和域③。

　　中（x，j，z）是以A相軸線為坐標x的零線（x=0）的定子直角坐標系，（x'，>>，z）是以轉子d軸線為坐標x'的零線（x'0）的轉子直角坐標系。

　　物理模型定子線電密波相量KZav的初相位角隊v和角頻率A在轉子直角坐標系（x'，j，z）中的表達式：采用矢量磁位J作為描述函數，因系平行平面場，J只有軸向分量。在忽略位移電流的情況下，4在域②和域③分別滿足拉氏方程和擴散方程：利用正弦行波電磁場中與及za在坐標x（x及時間上變化規律的相似性，得將上式代入式（7）和（8），并利用下列邊界條件得中的透入深度。

　　將式（14）代入式（13），得Krv的近似式yv與轉子介質的m和s以及定子面電流線密度行波的類別（n，/6）有關。在m、s相同的情況下，yvsyjsyy，且均小于3/4，中的曲線1'、2'和3'分別代表算例電機的￥、*/和￥6，可見在鐵心飽和程度很高（m/m.<100）時，yN= 3/4，jRN尋jaN-Rn近似與反相位。

　　轉子感應電流的瞬時值lRv由下式確定：將式（6）中的叫和式（18）中的jRv代入上式，得出不同初始條件（/0）下的Irv的表達式r-Irnsin（2w/ =0或轉子中由定子零序電流感應的電流lR0等于lRf與lRb之和：由于Dyf與Dyb非常接近，近似取Dyf=D*=D*，可得1R0的最大值1R0max：對式（21）稍加分析可知，*max于時刻t=左6/W0（左=0，此相距t/3（等于空間3次諧波極距t3）。由于Dy很小，（土t/2-tDy/36）=*t/2，說明lR0max近似周期性地重復出現于軸及與之相距t/3處。

　　零序感應電流最大值lR0max與負序感應電流最將Ki由y=S積分至y= *，得轉子表面單位切向長度內的電流大值iRNmax=IrN的比值-為：-轉子阻尼零基電流比將式（2）和（4）的有關量代入上式，得將以上數據代入有關公式，并按；u/柬=30、50、500分別對‘、’、4和/R（0/1）進行計算，計算結果分別以曲線1、2、3和4示于。曲線4表明，在所論短路條件下，零序電流在實心轉子中感應的電流遠大于負序電流的感應電流。鑒于轉子飽和程度很高，宜取；/叫=50100，相應之（0/1）腿=2.092~2.002.這一結果與在同樣短路條件下應用網絡分析法所得到的（（1\和7淵3\分別是轉子，軸上由負序電流和零序電流感應的最大電流），可資相互佐證。

　　隨"的增大而減小，這是由于V的增大導致透入深度Av減小從而電阻抗隨之增大的必然結果。

　　子N波感應電流iRN（曲線1，鏈形線，系按py0=0繪制）、f波和b波的合成感應電流iR0（曲線2，虛線）以及轉子合成感應電流線3，實線）沿轉子切向（x'向）的分布圖。作圖時近似取AyN =0.可見計入零序電流在轉子的感應電流iR0后，在轉子的大部分區域，轉子的實際感應電流iR都顯著超過定子負序電流的感應電流iRN，尤其是在q軸（及相距t/3）附近，將上式與式（17）加以對比，得一重要關系此式表明，對于轉子以外場域，轉子體內的感應電流可用位于轉子表面的電流片等效，其面電流線密度恰好等于1rv，等效后的轉子可視為Z=*和c=0的超導磁體。

　　轉子有無感應電流對1=0從而對'2+=.+）無影響。若轉子為c=0和Z=￥的超導磁體，Bx2v（y=0+）（Hx2v（y=0+））仍保持不變，而Bx2v（y=8-）（Hx2v（y=8-））降為0，轉子表面磁感應強度只有法向分量，而且By2v（y=.）和By2v（y=d）都比"為有限值時大，作為一般規律，Z的增大導致氣隙切向磁感應強度減小和法向磁感應強度增大。作為佐證，利用例題數據和有關公式計算在轉子感應電流有（此時c0）無（此時c=0）和不同z/z0的情況下定轉子表面的磁感應強度值，并將計算結果以曲線形式分別示于（轉子表面的切向磁感應強度：曲線1和2分別代表轉子無感應電流即1和2分別代表轉子無感應電流（a= 0）時的3、4和5分別代表轉子有感應電流（a0）時的子鐵心均為超導磁體，轉子鐵心無感應電流）時的比值稱為耦合系數，并以符號表示之：曲線；曲線3、4、和5與分別代表轉子有感應電流即時的52沖I）、2/（-）和魂斤）與"以0的關系曲線）和。可見，隨；u/rt的增加，切向Bb衾磁感應強度減小，而法向磁感應強度增加。

　　的大小對此比值有很大影響。各波氣隙磁通的大小從而在轉子感應電流的大小主要決定于定子負序電流和零序電流本身的大小，本例，零序電流遠大于負序電流（總0/=2.5），其轉子感應電流大于后者原是理所當然的。

　　3結論（1）汽輪發電機定、轉子（鐵心）基波回路間合系數與3次諧波回路間的耦合系數相差非常有‘氣隙阻斷空間3次諧波磁通’說不能成立。

　　（3）在兩相對中點短路穩態，零序電流遠大于負序電流，其在轉子鐵心中感應的電流亦遠大于負序電流的感應電流。因此，在確定穩態負序能力/2時，還應考慮零序電流的作用。

　　致謝謹向給予關心與支持的孔力研究員表示衷心的感謝。