电机过电流保护

电机过电流保护（精选4篇）

电机过电流保护 篇1

西安地铁二号线开通运营以来, 地铁车辆牵引系统多次报“牵引电机过电流 (MMOCD) ”故障。虽然牵引系统设计有电机过电流自动保护, 出现故障可自动复位, 但故障的频繁发生不但影响乘客乘坐地铁的舒适性, 而且会对牵引电机定子绕组的绝缘性能以及牵引逆变器内各电子元件的使用寿命产生很大影响。

1 牵引电机控制原理

1.1 逆变器控制原理

西安地铁二号线车辆的牵引控制设计为无速度传感器矢量控制, 即通过测量异步电动机定子电流矢量[1], 根据磁场定向原理分别对其励磁电流和转矩电流进行计算控制, 从而控制异步电动机的转矩。

牵引控制设计采用PWM脉宽调制控制, 为充分利用IGBT器件性能, 共选用3种调制控制模式, 分别是双极调制模式、同步脉冲模式和单脉冲模式 (见图1) , 分3个阶段进行控制:

(1) 第1阶段 (双极调制模式) :此模式中, PWM调制波与三角形载波不同步, 调制波振幅小于等于载波振幅, 输出电流/电压波形如图2 (A) 所示;

(2) 第2阶段 (同步脉冲模式) :此模式中, PWM调制波和三角形载波同步, 同时调制波振幅大于载波振幅, 输出电压/电流波形如下图2 (B) 所示;

(3) 第3阶段 (单脉冲模式) :如图2 (C) 所示, 输出电压波形与基本波形对应, 为180°通电波形, 此模式中, 输出电压最大 (100%) 。

1.2 逆变器控制过程

地铁车辆从开始运行到停止一般分为3个阶段, 逆变器要完成对牵引电机的5种控制模式[2], 其对应的运行模式和控制模式如图3所示。

模式Ⅰ:开始阶段固定扭矩控制。司控器手柄放置在牵引位, IGBT门极运行开始命令, 产生滑动频率, 牵引电机启动, 随着电机的加速, 逆变器开始通过保持逆变器输出电压 (V) 和逆变器频率 (f) 的比率启动固定控制模式。

模式Ⅱ:在减弱区控制范围内正常功率控制。当选择上述调制模式转到单脉冲模式时, 逆变器把牵引电机的电压加到最大值, 发生了从固定扭矩特性到固定电压特征的转变, 然后磁通量强度随着列车速度的增加而减小, 产生的扭矩也随着减小。这种模式下, 电机扭矩减小与速度成反比。

模式Ⅲ:惯性运行。司控器手柄回零, 车辆靠惯性运行, 在此期间, 发送给逆变器的门脉冲停止。

模式IV:再生制动范围内的固定频率控制。司控器调到制动位置, 再生制动运行过程中, 滑动频率被控制为负值 (在功率控制期间与滑动控制比较) , 异步电机用作为发电机以产生制动扭矩。

模式Ⅴ:在再生制动范围内固定扭矩控制。在脉宽控制器脉冲模式下, 执行固定电压/频率比率 (V/f) 控制, 逆变器控制输出固定的再生制动力。在再生制动末段, 逆变器停止工作, 此时为了补偿再生制动力的减小, 空气制动被启用。

1.3 故障检测原理

牵引逆变器分别设置有3个电流传感器来实时检测其三相电流的输出[3], 当列车在牵引或电制动状态, 任何一个电流传感器检测到电流大于1 700 A后, 系统将判断为MMOCD故障, 此时系统立刻关闭逆变器门极及线路接触器LB, 并记录故障发生前后一段时间各元件的状态。

2 过电流故障原因分析

2.1 故障现象

通过安排故障列车在试车线反复进行多工况下的试验[4], 发现速度在35 km/h左右时, 在模式Ⅲ惯性运行阶段, 操作主控手柄回零时, 易发生牵引电机过电流故障, 发生故障时牵引系统各监测参数变化的示波图如图4所示, MMOCD保护动作发生时的电流波形如图5所示。

2.2 故障原因调查

2.2.1 故障模拟调查

针对此问题, 进行了相关试验, 试验使用了系统模拟器, 其原理是将车辆牵引设备模块、电机及主电路模块各项参数输入到微机中, 模拟各设备在各种工况下的动作。微机与逆变器装置的逻辑控制单元连接, 从而监控并测试逻辑控制单元的硬、软件功能。在进行反复的模拟试验后, 回零时的电机过电流保护动作再现。

通过分析牵引逆变器控制的3个阶段PWM调制控制细节发现, 在电机转子频率到达60 Hz时, 将主控手柄回零, 逆变器图形执行关闭过程中, 励磁电流检测值和调制率2个参数突然急剧减小, 同时逻辑装置检测到MMOCD故障触发。由此可推测故障点的调制率急剧减小是造成设备检测到MMOCD故障触发的主要原因, 而此故障点正处于牵引控制的第2阶段, 即同步调制阶段。

2.2.2 同步调制过程分析

细化第2阶段同步调制控制过程, 可分为同步过调制和同步3P调制2个阶段。牵引控制由异步调制向同步过调制过渡是以同步9脉冲增加调制率的, 转换点对应的调制率数值Vc=76.0%;牵引控制由同步过调制向同步3P调制的转换点调制率数值为Vc=89.0%, 如图6所示。

当车辆速度在35 km/h左右时, 操作主控手柄回零, 牵引控制从同步过调制向同步3P的过渡, 随着频率提升, 牵引控制本来应该进入同步3P调制阶段的, 但由于此时调制率突然急剧降低到90%以下, 导致牵引控制同步过调制向同步3P过渡失败, 牵引控制突然由同步过调制转变成异步调制 (见图7、图8) , 从而引发电机过电流故障。

2.3 调查结果分析

调查分析结果确认, 在牵引控制的第2阶段同步调制控制中, 同步过调制向同步3P调制过渡时, 调制率突然急剧降低导致电机发生MMOCD故障。而调制率的变化究其原因是受调制脉冲控制的, 故对调制脉冲进行细化分析, 发现在调制模式过渡期间, 调制脉冲输出存在连续性差的问题 (见图9) , 脉冲的欠缺导致电机电流出现异常情况, 从而引发电机MMOCD故障发生。

3 整改措施

要避免MMOCD故障的发生, 就需要修改软件修正同步过调制向同步3P过渡时调制脉冲的连续性, 实现同步→同步过调制→异步的准确转换, 从根本上避免过渡过程中调制率急剧降低的问题, 实现2个阶段过渡的平滑、准确转换[5]。

通过修改VVVF控制系统软件, 在同步3脉冲生成模块中删除不要的异步脉冲, 再次组织试验, 结果良好 (见图10) 。在列车速度为35 km/h时, 主控手柄回零后, 滤波电容器电气振幅变小, 电机电流瞬时突变也消失了, 表明此次整改有效。

4 结束语

西安地铁车辆运营2年多以来, 发生牵引电机过电流故障的逆变器达37台, 经过多次试验和探讨分析, 提出了有效的预防措施, 取得了显著效果, 保障了地铁车辆的运营安全, 提高了乘坐的舒适性。

参考文献

[1]西安市地下铁道有限责任公司.西安地铁二号线车辆合同文件[G].西安:西安市地下铁道有限责任公司, 2008.

[2]秦孝峰.地铁车辆异步电机矢量控制系统研究[J].机车电传动, 2011 (6) :54-57.

[3]禹建伟, 张兴宝.西安地铁2号线车辆牵引逆变器保护探讨[J].城市轨道交通研究, 2013 (3) :116-120.

[4]陈明国, 许晓勤, 李军钱, 等.电机过电流的原因分析[J].机车电传动, 2011 (5) :55-56.

[5]刘钢.重读ZQ650-1牵引电机技术条件[J].机车电传动, 1985 (3) :23-25.□

电机过电流保护 篇2

在电动机起动器中的电动机过载保护继电器或起动器适合提供电动机和电路导线的过载保护。作为UD的断路器需对电路导线和起动器本身提供短路保护。过电流继电器和断路器之间的配合按IEC 60947-4-1中B.4或IEC 60947-4-2附录C试验确定, 不论是1型还是2型组合的确定, 都要保证电动机起动电流的选择性。具有过载和故障电流保护功能的断路器可用于此目的, 见图4。但仅有瞬时脱扣功能的断路器也需要和瞬动断路器ICB (符合IEC 60947-2附录D) 一样应特别指明适用于此目的, 见图5。

注:符合IEC 60898-1的断路器具有规定的过载特性, 按瞬时脱扣水平分档有规定的误差范围。因此在过载区域的选择性可参考B、C、D型特性。一般D型适用, 因为可避过电动机冲击电流。B型—瞬时动作范围 (3～5) In;C型—瞬时动作范围 (5～10) In;D型—瞬时动作范围 (10～20) In。

5.2熔断器 (符合IEC 60947-1) 作为上级电器 (UD)

IEC/TR 61818提供了低压熔断路的详细应用指南。

IEC/TR 61459提供了熔断器与接触器或电动机起动器之间配合的详细应用指南。

5.2.1熔断器和断路器——符合IEC 60269-1的熔断器 (UD) 与断路器 (DD) 之间的选择性

配电装置一般以断路器或熔断器为主, 但除用电端外, 往往在特别高的预期电流时出现熔断器作断路器后备保护的特殊情况。

5.2.1.1熔断器和断路器——在过载区域内选择性

在过载区域内的选择性由比较时间-电流特性曲线确定, 见图6。

(过载区域内的动作时间对熔断器t≥0.1s)

5.2.1.2熔断器和断路器——在故障电流区域的选择性

在故障电流区域内的选择性由I2t特性曲线确定。

选择性极限电流为断路器的允通I2t超过熔断器弧前I2t处的值, 见图7。

5.2.2熔断器和熔断器——符合IEC 60269-1的熔断器之间 (UD和DD) 的选择性

5.2.2.1熔断器 (UD) 和熔断器 (DD) ——在过载区域内的选择性

过载区域内的选择性由比较时间-电流特性确定, 见图8。

5.2.2.2熔断器 (UD) 和熔断器 (DD) ——在故障电流区域内的选择性

故障电流区域内的选择性由I2t特性确定。选择性极限电流为下级熔断器FU/DD的全动作I2t超过上级熔断器FU/UD弧前I2t处的值。实际建议容许一个动作范围, 即DD I2t小于或等于80%UD弧前I2t。

在故障电流 (短路) 区域内熔断器的I2t为恒定 (为选择性目的) , 因此可从制造商提供的平面图得出。弧前I2t与 (此区域内) 电压和电流无关。但是电弧I2t与系统电压有关, 因此有效全动作时间在中性线接地 (TN) 情况下FU/DD的全动作I2t取系统的相对中性点电压。

5.2.2.3熔断器 (UD) 和熔断器 (DD) ——额定电流比率

符合IEC 60269-2同型号 (例如g G) 额定电流16 A以上的熔断器如果FU/UD与FU/DD额定电流之比为1.6:1或更大些时就有选择性。

5.2.3熔断器和控制与保护电器——熔断器 (符合IEC 60269-1) (UD) 和控制与保护电器 (符合IEC 60947-6-2) (DD) 之间的选择性

通常符合IEC 60947-2的控制与保护电器是终端电器, 即电动机控制器, 因为它既有内置过电流脱扣器, 又有短路分断能力, 为选择性目的, 它可以用像断路器的同样方法处理 (见5.2.1) 。

5.2.4熔断器和电动机过载保护继电器——熔断器 (符合IEC 60269-1) (UD) 和电动机过载保护继电器 (符合IEC 60947-4-2) (DD) 之间的选择性

在电动机起动器内的过载保护继电器可作为电动机和电路导线的过载保护, 作为UD的熔断器需要对电路导线和起动器本身提供短路保护, 过载继电器和熔断器之间的选择性按IEC 60947-4-1中B.4 (起动器和SCPD之间的交接电流协调) 或IEC 60947-4-2中附录C (过载保护电器与SCPD之间的选择性) 试验确定。符合IEC 60269-1的gG级熔断器可用于此目的。但是因为只需故障电流 (短路) 保护, 需要为此目的专门指定熔断器。符合IEC 60947-2的gM、gD和aM型熔断器是小尺寸熔断器, 可用于电动电路。gM和gD型在过载区域内有延时, a M型只在故障电流区域内动作, 在每一种情况都要有承受电动机冲击电流的能力。

在符合IEC 60947-4-2的半导体电动机起动器的情况下, 当规定是2型配合的时候, 需要符合IEC 60269-4的半导体熔断器。

按IEC 60947-4-1中B.4的协调确定, 不论是1型还是2型均要保证规定的电动机电流以下的选择性。

6 剩余电流动作保护装置 (RCD)

6.1 前言

专用产品要求在IEC 61008-1、IEC 61009-1和IEC 60947-2附录B和附录M中给出。这些标准是和包括在《技术报告IEC62350:正确使用RCD指导》的指令一致。

RCD的剩余电流保护功能类似接地电流保护。

术语“剩余电流”一般指装置检测到的相线和中线 (单相电路) 之间的任何电流差;余额电流或剩余电流就是接地电流。在三相电路中, 装置检测主极中电流矢量和的任何合成电流。在这两种情况中, 这些条件发生在电流从RCD负载侧经过大地途径返回到电源的情况。

注:RCD也能看作一个漏电保护装置。

剩余电流保护功能可与过载和 (或) 短路保护组合在同一装置中, 或在系统中独立使用。

在TN-S系统或IT系统中, 绝缘故障可能产生大电流, 此故障电流也可能被RCD和过电流保护装置检测到, 在此情况下需考虑所有装置包括后备保护装置的特性。

一个RCD有额定电流 (In) (主回路) 和剩余动作电流 (IΔn) , IΔn可以是固定的或可调节的, 瞬时或延时的。

6.2 剩余电流动作保护装置之间的选择性

需考虑二种剩余电流情况:

(1) 对地漏电电流:定义为在没有电路故障时流到大地的电流, 其电流值可能是几个毫安;

(2) 对地故障电流:定义为在电路故障情况下流到大地的电流, 即带电导体与大地之间的绝缘被破坏。

6.2.1 对地漏电情况下RCD之间的选择性

瞬动的 (无延时的) RCD串联时, 选择性极为有限, 因为任何超过RCD/UD的IΔn的漏电电流将引起两个RCD动作, 因此RCD/UD需延时 (例如S型) , 以达到选择性, 见图9。实际上RCD/UD的IΔn与RCD/DD的IΔn之比至少应为3:1;RCD/UD的延时应大于电路中任何一个DD的全部动作时间。

一般非延时RCD用作电路终端电器。

IΔn为30 m A以下的RCD (有时指高灵敏的RCD) 常用作电击保护 (主保护) , 在此情况只需非延时型。当RCD的IΔn整定值、延时整定值有一个可调范围时, 对30 m AIΔn整定值时不履行延时, 自动转为瞬时动作。

S型RCD是一种专用的延时型RCD, 标以符号。

它们按IEC 61008-1、IEC 61009-1和IEC 60974-2附录B和附录M有明确的特性规定, 按这些标准可对非延时RCD的选择性进行设计。其特性见图9。

6.2.2 对地故障电流情况下RCD之间的选择性

一般对地故障电流比对地漏电电流大得多, 如几十安、几百安甚至几千安。串联RCD之间的选择性按对地漏电电流同样方法得到, 但是要考虑在大电流中与上级SCPD的配合。在所有情况中选择性以RCD延时梯级为基础。

在RCD带内置过电流保护的情况, 功能协调自动进行 (在额定短路能力以下) , 不需上级SCPD。

因为串联RCD的选择性有限, 不得不设置多重的时间梯级。区域联锁可能是优选方案。

7 区域选择性联锁

7.1 引言

区域选择性联锁是一种控制断路器的方法。它能在极短的延时时间内提供选择性保护, 与配电系统的分级数量和故障位置无关, 在每台受影响的断路器上需设置ZSI模块, 置于断路器内部或单独设置均可。可提供相应故障、接地故障或二者兼有的联锁。

7.2 动作原理

如果ZSI用于多个分级的系统中, 每一个受短路电流作用的断路器 (即故障的上级) 直接询问下级断路器查清在下级电路是否存在短路电流。延时整定值tZSI整定在保证下级断路器 (直接在故障上方) 有时间分断故障。ZSI的优点是可增加分级数, 因为时基选择性会在系统电源端断路器造成较长的不希望的延时。

7.3 举例说明

ZSI的动作原理用下例可作最好的说明, 见图10。

例A:在区域3短路

断路器Q1、Q2、Q3、Q4、Q5、Q7承受短路, Q7根据ZSI信号锁住Q5, 也锁住Q1、Q2和Q3, 因此它们在tZSI=50 ms时不脱扣。因为Q7没有接收到从下级断路器来的联锁信号, Q7本身担负尽快分断短路电流的责任。

进一步讲, 万一断路器有问题 (即Q7不尽快动作) , Q5可作为后备保护, 在经过短延时整定值tSD=150 ms后脱扣。

例B:在区域2短路

断路器Q1、Q2、Q3和Q5承受短路, Q7不承受短路电流。因此Q5不可能收到从Q7来的联锁信号, 但能提供联锁信号至Q1、Q2、Q3。此信号告诉Q5, 它是最靠近短路上级的断路器, Q5经tZSI=50 ms脱扣而不是150 ms, 时间减少10 0ms。

例C:在区域1短路

仅Q1、Q2、Q3承受短路, 它们没有收到下级任何一台断路器的联锁信号, 因此Q1、Q2、Q3在tZSI=50 ms后脱扣, 时间省去250 ms。

8 过电流保护继电器 (OCR) ——与单个激励量计量继电器 (与时间有关或无关)

OCR装置的要求在IEC 60255系列标准中规定。

用一个电源向OCR和电流互感器监视系统的电路供电。

继电器的输出作为非自动开关电器的电气脱扣系统的输入, 例如使非自动断路器的分励脱扣器动作。断路器的ICW额定值必须等于或大于装置点的预期电流值, 其相应额定时间与OCR整定值一致, OCR的过载特性调整到与断路器特性相配合。

OCR和开关电器配合能作为另一种用途的带内置保护继电器的断路器。一般OCR用于中压 (MV) 和低压 (LV) 主开关柜的电源输入端, 见图11。

系统设计师可选择用一个OCR提供电力系统所需的保护、选择性、传感和通信。

OCR制造商提供详细的使用说明书, 并提供用于测量系统的电流互感器及它们在系统中应处位置的建议。

串联OCR之间及OCR和另一OCPD之间的选择性可用图解装置的时间-电流特性得到, 采用和断路器同样的方式, 见4.1。

注:在确定与另一像4.1所描述的装置的选择性时, 与OCR配合的断路器的全部动作时间必须考虑到OCR脱扣时间特性的增加。

电机过电流保护 篇3

同步发电机经过电容补偿的线路或空载长距离线路输电,当参数配合不当时,可能发生自励磁,产生脉振转矩,引起机械谐振、大轴扭振,使机组发热、振动加剧,损伤设备。

20世纪70年代,美国Mohave电厂发生次同步扭振导致大轴损坏,为解决次同步振荡(SSO)问题,对输电线路上电容串补的运行方式进行了调整,同时装设了轴系扭振保护(TSR)。为应对可能出现的相似问题,Navajo电厂除了配置TSR之外,还装设了静态阻塞滤波器(SBF)。文献[1,2,3,4,5]对以上内容进行了广泛的研究。

内蒙古大唐托克托电厂(以下简称托电电厂)装机容量为8×600 MW,经托源四回线输送至浑源变电站,再经源安双回线、源霸双回线向京津唐电网送电。在浑源变电站的线路上安装了8套固定电容串补。经过分析,托电电厂存在次同步谐振风险,为此装设了SBF,并为机组安装了TSR。文献[6,7,8,9,10]对串补输送方案、轴系扭振参数测试、SBF中心频率偏移的影响、TSR保护应用、SBF引起自励磁等进行了分析和讨论。

2008年4月,在测试SBF投入的过程中,托电电厂发电机组出现了明显的异步自激,且电流呈发散趋势,但并没有引起大轴扭振,TSR保护没有动作。为抑制异步自激,经过设计调整,在SBF的电感支路上串联小电阻,同时装设了次同步自励磁过电流保护。2010年11月,调整后的SBF正式投运,现场测试表明异步自激得到抑制。

托电电厂安装异步自激保护设备,如何设计保护逻辑并确定保护定值,尚无可以直接借鉴的资料。本文试分析定子绕组次同步电流在汽轮发电机实心转子上产生的损耗,并从损耗引起发热的角度讨论次同步自励磁过电流保护。

1 SBF参数不当引起SSO

1.1 SBF电路

SBF安装在主变高压侧中性点处,电路如图1所示。

2号发电机主要参数为:Sn=670 MV·A,cosφn=0.9,Un=22 kV;Xd=1.8 p.u.,Xq=1.8 p.u.,X′d=0.22 p.u.,X′q=0.38 p.u.,X″d=0.19 p.u.,X″q=0.19 p.u.,Xσ=0.11p.u.。2号发电机SBF原设计参数为:XL0=24.053Ω(品质因数Q=100);XL1=3.365Ω(品质因数Q=150),XC1=2.040Ω;XL2=55.85Ω(品质因数Q=150),XC2=14.435Ω;模态1频率为38.93 Hz;模态2频率为25.42 Hz。2号发电机3个模态的轴系固有频率为13.05 Hz、24.94 Hz、29.48 Hz。主变参数为:U1n/U2n=500 kV/22 kV,Sn=750 MV·A,Uk=13.5%。托源四回线、源安双回线、源霸双回线的固定串补补偿度分别为:45%、40%、35%。

1.2 RTDS仿真实例

以第1.1节中的数据构建一个包含发电机、主变、SBF、输电线路等电路模型的RTDS仿真系统,在给定的参数下,发电机组并没有出现异步自激振荡。但如果改变机组的暂态或次暂态电抗参数,则可能出现异步自激,如图2所示的发电机机端三相电流(TA二次值,TA变比为25 kA/5 A)。

上述仿真在发电机并网额定运行时进行。发电机并网额定运行1.5 s时投入SBF,产生明显的异步自激,且有发散趋势;5.8 s时SBF退出运行。频谱分析发现,异步自激时存在27 Hz、39 Hz附近的频率分量。

1.3 现场测量到的SSO

为抑制异步自激,经过设计调整,在SBF的电感支路上串联小电阻。2010年11月,现场进行了SBF投入退出、各条线路上串补的投入退出、发电机空载、带负荷运行等多种运行工况的试验,测试表明,异步自激得到明显阻尼。图3是投入源安1线串补时引起的一次扰动,由PCS-987S异步自激保护装置记录下的波形(TA二次值),其中,下标m1表示模态1,下标m2表示模态2。

上述实测中,电流中分解出的次同步模态电流,模态1的频率为30.77 Hz,模态2的频率为39.22 Hz,2个模态的电流最大幅值都不是很大,且分别在0.2 s、0.1 s左右之后开始衰减。

2 次同步电枢电流感应的实心转子涡流损耗

2.1 次同步电枢电流产生的旋转磁场

单独观察各个次同步电枢电流产生的磁场,设电枢绕组中流过模态1(频率为fm1)的三相稳态次同步电流,则其正序、负序电流产生旋转磁场,与转子有相对运动,在转子上分别形成转差频率fΔm1,1=fn-fm1和fΔm1,2=fn+fm1的涡流。由于大型发电机中性点均采用高阻抗接地方式,且主变低压侧为△接线,零序电流很小,不必考虑零序分量的影响。

大型汽轮发电机定子绕组多采用短距分布槽绕组,参考文献[11]中对电枢绕组磁势的分析,模态1的正序、负序电流产生的空间基波磁势Fm1,1和Fm1,2如式(1)所示:

其中,kdp1为基波磁势的绕组系数;W1为每相绕组串联匝数;p为极对数;α为气隙圆周方向的空间距离(电角度);Im1,1和Im1,2分别为模态1正序、负序电流的有效值。

为简化分析,将实际的发电机看成一个理想的发电机:忽略齿槽的影响,定子、转子内壁光滑;忽略磁场空间谐波,认为电枢绕组流过单一频率的电流时,在空间只产生基波磁场;不考虑漏磁,磁场路径只经过主磁路中的定子轭、定子齿、气隙、转子齿、转子轭;不考虑饱和,铁芯内的导磁率是常数。此外,认为汽轮发电机(隐极机)的气隙是均匀的,d轴与q轴方向上主磁路的磁阻相同。

由上面的假设可得,空间基波磁势Fm1,1和Fm1,2在气隙中产生的基波磁密Bm1,1和Bm1,2为:

其中,μ0为空气磁导率,δeq为等效气隙,Hm1,1和Hm1,2分别为模态1的正、负序电流产生的旋转磁场强度。主磁路中,经过铁芯部分的等效磁路长度为lFe,铁芯的相对磁导率为μr,则:

按上述假设,δeq为常数,δ0为主磁路中的气隙长度。由式(1)—(3)可知,基波磁密的幅值与对应的电流有效值成正比关系:

其中,Bm,m1,1和Bm,m1,2分别为Bm1,1和Bm1,2的幅值。

2.2 次同步磁场感应的实心转子涡流损耗

大型汽轮发电机转子为实心转子。在实心转子上观察到次同步模态1电流正序分量(负序分量与之类似)产生的基波磁密Bm1,1与转子有相对运动,在实心转子上产生涡流损耗,可参照文献[12]关于齿谐波磁场在光滑磁极表面上引起的涡流损耗的分析。忽略涡流对Bm1,1的削弱作用,并考虑转子轴向长度很长,只计及轴向电流。转子表面在圆周方向上展成平面,求解出转子铁芯上2维(径向和切向)电磁场的近似解,求出轴向涡流,进而得到单位表面积上的损耗,类比文献[12]的式(5-33),有:

其中,τ为极距;ρ为铁芯电阻率。

整个转子表面的涡流损耗为:

其中,le为转子轴向等效计算长度。

可见,对于某一频率的涡流,其损耗与频率的1.5次方成正比,与磁场幅值的平方成正比(结合前文分析,与对应的电流序分量的有效值的平方成正比),这是下文第3节折算等效工频负序电流的依据。

得到式(5)有一个前提条件:,即转差频率,其中,ω为转差角频率,Dr为转子外径。

托电电厂的发电机,转子外径Dr=1.214 m,取钢的磁导率和电阻率[14]:μr=2 000,μ0=0.4π×10-6H/m,ρ=0.1×10-6Ω·m,代入上述前提条件得:

对于10～45 Hz的次同步频率,在转子上转差频率范围是5～95 Hz,上述前提条件是满足的。

如果是有限长实心转子,考虑端部影响和切向电流,参考文献[13]的式(1-149),涡流损耗为:

其中,pA、pD、βL为与结构尺寸相关的常数,Bδ为转子表面磁密的幅值。因为假设条件不同,式(6)和式(7)只是常数系数不完全一致,可以佐证前文的结论:对于某一频率的涡流,其损耗与频率的1.5次方成正比,与磁场幅值的平方成正比。

3 次同步过电流的定时限、反时限保护

3.1 保护实现方案

发电机不对称运行时,有负序电流流过定子绕组,将在转子上产生2倍频的感应电流,导致转子过热。为防止损伤转子,大型汽轮发电机均装设负序电流过负荷保护。由于次同步电枢电流同样会在转子上产生一定转差频率的涡流,可以将次同步电枢电流的正序、负序分量等效折算成工频负序电流,借用原工频负序电流过负荷保护,实现次同步过电流的定时限、反时限保护,保护判据形式不变、定值不变。定时限判据:。反时限判据:。其中,Krel为可靠系数,Kr为返回系数;tset为定时限保护延时;A为发电机承受负序电流能力的常数;Ieq为由保护装置测量到的各模态次同步电流折算的等效工频负序电流,I2∞为发电机长期允许流过的负序电流值,Iset为定时限电流定值,In为发电机额定电流值,这些电流值均为TA二次值。

具体实现步骤为:三相电流经过多组带通滤波得到各个次同步模态电流;测量各模态频率fmi(设有2个模态,i=1,2);计算各模态电流的正序和负序有效值Imi,1、Imi,2;按式(8)计算对应的等效工频负序分量Ieq,mi,1和Ieq,mi,2;按式(9)计算出总的等效值Ieq;将上述量代入保护判据即可。

其中,fn为实测的工频信号的频率。

3.2 对负序过流保护的影响

发电机组装设保护时,一般不需要考虑同时产生次同步过电流和工频负序过电流的情况,然而这2种异常工况都将在转子上产生涡流损耗,只是涡流的频率及损耗的大小会有差异。

通常采用全周傅氏滤波算法计算三相电流的工频负序分量。如果定子绕组有次同步分量流过,则会因为算法的原因计算出一个虚假的工频负序分量。设三相流过次同步电流:

其中,θA、θB、θC为三相次同步电流的初相位。

以工频fn对应的数据窗(Tn=1/fn)截取上述信号进行全周傅氏计算,再求出负序分量(推导过程略),用矢量表示,得:

可见,计算出的虚假工频负序分量与次同步电流的幅值、相位以及频率相关。计算后三相电流信号的矢量会以2个频率(差频fΔ与合成频率fΣ)相混叠的形式,一个正转,一个反转,如图4所示。

假设式(10)的三相电流对称,则计算的虚假工频负序分量有效值为:

为消除次同步电流对原有工频负序电流保护的影响,可在求解工频负序电流之前增加一级窄带带通滤波器,滤除次同步电流。

4 次同步过电流的发散保护

次同步电流的定时限、反时限保护只是针对较为稳定的异步自激现象,实际有可能出现次同步电流逐渐增大的情况,为此应设计发散保护。其基本的方法是:观测次同步电流幅值序列的变化特征,幅值增加,则计时器/计数器累加,否则递减,累计到一定延时定值后,保护动作(前提是定时限或反时限保护已启动)。电力系统发生扰动(短路、断路、重合闸、甩负荷等)时,会使发电机电流检测信号中出现次同步频段的量,但其衰减很快,一般在0.2～0.5 s内可衰减完毕。发散保护计时定值需躲过该衰减时间。

5 次同步过电流保护方案的局限性

前文分析的次同步电枢电流在实心转子上产生涡流损耗的定量关系时作了大量的假设。对于开槽的转子,可以将齿侧和槽底部分的作用归结为齿顶长度的一定增加[13],从而等效成光滑转子,关系不变,只是常系数发生变化。然而,实际的汽轮发电机转子结构很复杂,通风孔、月牙槽对磁场及涡流的路径产生影响;铝材料或磁性材料的槽楔与转子端部护环构成阻尼回路,阻尼回路会有涡流,对磁场的影响更复杂;此外,转子涡流还会对磁场产生削弱作用。磁场饱和将使磁路中的等效气隙增加,削弱磁场。因此,要准确地定量计算次同步电枢电流在转子上产生的损耗,需要采用电磁场有限元的计算方法。必要时,应对式(8)进行系数修正。

另外,次同步过电流保护不能准确反应振动和大轴扭振,因此,仍需装设振动保护、TSR等。

6 结语

托电电厂安装SBF抑制SSO,装设异步自激保护设备防止参数配合不当出现异步自激振荡。

本文简化分析了定子绕组次同步电流在汽轮发电机实心转子上产生涡流损耗的定量关系,将次同步电流折算成等效的工频负序电流,实现定时限、反时限的次同步过电流保护,设计了发散保护。该方法尚有一定的局限性。此外,分析指出:傅氏滤波算法计算三相电流的工频负序分量时,如果定子绕组有次同步分量流过,则会因为算法的原因计算出一个虚假的工频负序分量。

摘要：托克托电厂安装静态阻塞滤波器(SBF)抑制次同步振荡,由于参数配合不当,曾出现异步自激振荡,为此装设次同步自励磁过电流保护。由对定子绕组次同步电枢电流产生的转子涡流损耗的分析可知:涡流损耗与次同步电枢电流的正序、负序分量的有效值的平方成正比,与转差频率的1.5次方成正比。将次同步电流折算成等效的工频负序电流,实现定时限、反时限的次同步过电流保护,设计了判别次同步电流幅值逐渐增长的发散保护。此外,傅氏滤波算法计算三相工频电流的负序分量时,如果定子绕组有次同步电流分量流过,则会因为算法的原因计算出一个虚假的工频负序分量。最后分析了保护方案的局限性。

电机过电流保护 篇4

传统的定时限过电流保护功能, 是通过电流继电器和时间继电器的组合来实现的, 因此当负荷电流呈现很大幅度的脉冲形态时, 就“躲过”了脱扣判据的度量, 使得断路器不会动作, 但实际上幅度很大的重复脉冲在线路和电气设备上产生的热量, 可能足以使得线路和设备的绝缘损坏。由于当代电网的用电器构成很复杂, 电流波形也很复杂, 大量电能以其复杂的波形可能躲过了过电流保护的度量, 而引发电气安全问题。本文提出了一种基于蓄热模型的智能过电流保护特性设计方法, 该方法不论检测电流的大小是多少, 都计算它的发热量, 当总的热量蓄积到一定的阈值时, 断路器脱扣动作。该方法通过参数设定, 能够使得任何复杂的电流波形都受到脱扣判据的度量, 从而使得过电流保护更加安全可靠。

2 过电流保护的蓄热模型设计

一般智能断路器的限载特性如图1所示, 在复杂负载电流情况下的脱扣特性实现实际上很难预先确定, 热容器模型的基本思路是:设置一个热容器变量→在每个采样时刻更新蓄积热量 (+发热-散热) →检验蓄积热量是否达到应当脱扣的上限→脱扣/或者不脱扣, 仅关联电流变量的流程如下:

(1) 定时限热量计算 (限载动作区) 。

设工作电流I=σ*In, 处于限载动作区:1.05In<I<Ir1;限载工作区是定时限工作区, 脱扣延时为trx, 因此在积热模型中随电流大小具有不同的积热系数;设区间下限的积热系数为R0, I=σ*In时的积热系数为R1, 则:0.24* (1.05In) ^2*R0*trx=0.24* (σ*In) ^2*R1*trx, R1= (1.05^2/σ^2) *R0;设R0=1, 则R1=1.05^2/σ^2, ΔQ=0.24I^2*R1*Ts, Ts是采样周期, 则

总的热量为

限载动作区积蓄的热量为:, 脱扣热量阈值Q0=0.24* (1.05In) ^2*trx。

(2) 反时限热量计算。

处于长延时保护区。

Q=0.24* (I) ^2*R*t, 边界脱扣条件:Q1=0.24* (Ir1) ^2*R*tr1;假设积热系数R=1, 与限载工作区等效, 则

脱扣热量阈值Q1=0.24* (Ir1) ^2*R*tr1。

(3) 短延时热量计算。

Ir2<I<Ir3处于短延时保护区;时间为定时限tr2

假设积热系数R=1, 与限载工作区等效, 则

脱扣热量阈值Q2=0.24* (Ir2) ^2*tr2

(4) 脱扣热量阈值归一化:

(5) 电流脱扣计算流程 (见图2) 。

(6) 关联温度脱扣。

直接用温度变量按照电机绝缘等级设定脱扣温度, 具有明显的物理意义。然而, 由于温度传递的滞后特性, 应该考虑温度的增量值。控制原理和模拟仿真的结果都指示出, 关联温度变量的脱扣热量为:, 在脱扣值中引入温度的变化率, 可以防止马达内部温度过高, 但没有来得及向外传递的预先脱扣保护。

3 与传统设计的对比

与传统的过电流保护脱扣判据相比, 本文基于蓄热模型的智能过电流保护特性设计具有下列的优越性: (1) 任何复杂的电流波形都躲不过, 脱扣判据的度量, 过电流保护更可靠; (2) 通过设定脱扣热量阈值和不同电流区间的热量计算系数, 可以实现更为准确选择性; (3) 该方法的实现依赖于具有嵌入式微电脑的智能多用途低压断路器; (4) 该方法也可以应用到正在兴起的直流过电流保护装置中。

4 结论和展望

(1) 本文提出了一种基于蓄热模型的智能过电流保护特性设计思路, 研究了实现上述思路的相关问题;该设计方法在某型智能限载断路器上的成功应用, 验证了该设计方法的正确性和先进性, 该智能限载断路器的技术特征是, 在负载处于脉冲大电流工作状态时, 能够确保电力设施的安全。

(2) 由于用户侧用电器的复杂化, 导致电网电流波形的复杂复杂化, 对于各种电力设施的过电流保护设计提出了新的要求, 本文基于蓄热模型的智能过电流保护特性设计方法, 对于过电流保护特性的设计具有普遍的参考意义。

参考文献

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[2]何建文, 徐鸣谦.GSI智能脱扣器中的热量模拟算法[J].机床电器, 2004, 31 (5) .

[3]余存泰.智能塑壳断路器控制器电路的优化设计[J].低压电器, 2011, (1) .