开绕组电机论文（精选7篇）
开绕组电机论文 篇1
0 引言
高压大功率变换器以其优越的性能和良好的节能效果,在工业生产、交通运输等领域得到了迅速的推广和应用[1-4]。 近年来,开关器件的耐压等级严重制约着高压变频技术的发展。 为了在现有开关器件耐压等级基础上得到更高的输出电压,有学者提出一种基于开绕组电机的双逆变器供电拓扑。 该拓扑将异步电动机定子绕组打开,绕组两端由2 台逆变器同时供电[5-6]。
根据母线结构的不同,双逆变器供电拓扑可分为共母线结构和独立母线结构[6]。 相较于共母线结构,独立母线结构多出一套整流设备,成本较高,控制更为复杂,但是由于其整流部分相互隔离,可以有效解决双逆变器拓扑固有的零序环流问题[6-10]从而避免了共母线结构中抑制或消除零序环流时造成电压利用率降低的问题。
相较于单端供电系统,双逆变器供电系统输出电压高,可以提供更多的相电压电平数,而且不存在传统串联开关器件方式提高输出电压所带来的均压问题,与单逆变器系统相比电机端等效开关频率加倍[6-13]。 如果两端都采用三电平逆变器,则可使用耐压等级4.5 k V的开关器件实现逆变器额定输出电压6 k V,输出最高可达到17 电平;直流母线电压 ± 2.5 k V,电压突跳幅值Udc/ 2 ≤ 2.5 k V,与3 k V电压等级的三电平变频器相同。 双逆变器拓扑的另一个重要特点是容错性能好[14-15],如果其中一个开关器件或逆变器出现故障,系统仍然可以在降低一半输出功率的情况下稳定运行。
双逆变器拓扑的容错控制方法应该能够同时适用于双逆变器供电状态和单逆变器供电状态。 但是双逆变器SVPWM算法多采用整体控制[7- 13],这类方法以电机端合成后的空间电压矢量作为对象进行调制,在切除一台逆变器时无法使用,而且由于首发矢量及其冗余矢量相对应的两逆变器输出电压矢量可能并不是对称正、负小矢量,因此两端采用中点箝位(NPC)三电平逆变器时将很难实现中点电位平衡控制。 本文针对独立母线结构的双NPC三电平逆变器拓扑, 提出一种五电平SVPWM容错调制方法。 该方法基于参考电压矢量解耦的思想,满足容错控制要求;在对算法进行简化的同时精确控制中点电位平衡,优化输出谐波;最后搭建了双三电平逆变器调速系统实验平台进行验证,仿真与实验结果验证了所提方法的有效性。
1 空间电压矢量解耦及容错控制
双NPC三电平逆变器拓扑结构如图1 所示。电机相电压定义为:
其中,ux1、ux2(x = a,b,c) 分别为逆变器1、 逆变器2输出的三相端电压;uoo′为共模电压。 该拓扑的空间电压矢量图与常规五电平拓扑相同。
图2 所示为双三电平逆变器容错控制系统主回路示意图。 其中,K1、K2为接触器;QF1—QF4为断路器。 逆变器常见故障一般有:1开关器件短路;2单相桥臂短路;3开关器件断路;4触发脉冲丢失[17]。以逆变器2 为例,当逆变器2 出现1、2 2 种故障时会产生很大的短路电流,系统会在瞬间保护停机。在停机状态将接触器K2闭合,QF3和QF4打开,就可以在单逆变器状态下继续运行。 当逆变器出现3、4 2 种故障时,检测到故障信号的瞬间首先封锁逆变器2 的触发脉冲,此时电流通过各反并联二极管续流,逆变器和直流母线可以等效为一个中性点;随后闭合接触器K2,系统切换为单逆变器供电模式;最后断开断路器QF3和QF4。
根据容错控制的要求,算法需要同时适用于双逆变器供电和单逆变器供电状态,为此本文采用空间矢量解耦的思想[16],将参考电压矢量分解为2 个等效矢量,分别由逆变器1 和逆变器2 单独产生。这样当系统切换到单边工作状态时,仍然能够作为三电平逆变器,输出一半的额定功率。
空间电压矢量解耦原理如图3 所示,图中p、o、n分别对应三电平逆变器每相1、0、-1 输出电平。Uref( |Uref|∠α)为给定参考电压矢量。 该矢量可以分解为大小相同、方向相反的2 个等效电压矢量Uref1( |Uref/ 2 |∠α) 和Uref2( |Uref/ 2 |∠ (180° + α)), 其中Uref= Uref1- Uref2,Uref1由逆变器1 中的矢量A、B、H合成,Uref2由逆变器2 中的矢量D′、E′、N′合成。 设参考矢量Uref对应的三相参考电压为Ux(x = a,b,c),则解耦后的2 个矢量Uref1、Uref2的三相相电压分别为Ux/ 2 和- Ux/ 2。
空间矢量解耦法的优点在于当系统切换为单逆变器模式时,原本五电平的SVPWM算法自动退化为三电平,保持系统不停产运行。 值得注意的是,处于容错运行状态时,电机电压下降为原来的一半,只能实现系统全载半速运行。 如果需要维持设备正常运转,必须提高工作部分的直流侧电压,并改变给定值,但是这需要在选型时提高设备容量,增加设备成本。 为配合空间电压矢量解耦的方法,方便数字实现,本文提出了一种简化的三电平SVPWM算法,直接利用上述解耦后的三相相电压计算切换时刻。
2 三电平SVPWM简化算法
SVPWM算法最终需要得到一个开关周期内各矢量的切换时刻(各开关管的开通与关断时刻),并由此来获得各功率器件的触发脉冲信号。 如果根据各变量之间的关系,推导出相应的公式,使用三相给定相电压Ua、Ub、Uc,直流侧电压Udc和开关周期T来表示每个开关周期内各开关管的开通与关断时刻的比较值,就能够根据三相给定相电压,直接计算出相应的开关时刻。
如图4 所示,设tx1(x = a,b,c) 为控制x相桥臂第1 个开关管(VT11) 开通与关断时刻的比较值,tx(x = a,b,c) 为控制x相桥臂第2 个开关管(VT12) 开通与关断时刻的比较值。 每相桥臂的第3、4 个开关管(VT13、 VT14) 分别与第1 、2 个开关管互补开通关断,因此不需要单独控制其通断,只需将第1、2 个开关管的给定触发脉冲取反后分别控制第3、4 个开关管即可。
根据推导,切换时刻tx1和tx2的通式为:
其中,Ua、Ub和Uc分别为三相给定相电压;Ua′、Ub′和Uc′分别为Ua、Ub和Uc经过参考电压分解法[18]分解后得到的新的三相电压;U′mid为Ua′、Ub′和Uc′的中间值;Ts为开关周期;Udc为直流侧电压;Umax为Ua、Ub和Uc中的最大值;U|max|为Ua、Ub和Uc取绝对值后的最大值。
将第1 节得到的解耦后的三相相电压分别代入式(7),即可快速计算出各开关管通断时刻的比较值,将该值与三角载波比较即可得到2 台逆变器各开关管的触发脉冲信号。 该算法的优势在于避免了扇区判断和查表,减少代码量,缩短运行时间。
3 中点电位平衡及最优空间矢量位置
对于NPC三电平拓扑固有的中点电位平衡问题,文献[19]根据一个开关周期内中点电荷守恒原则计算出参与作用的正、负小矢量的各自作用时间,使每个开关周期内的中点电位波动为零。 实际上这种平衡方法中,当负载电流过零点或在零点附近时,平衡控制因子f会因为超出约束条件而被强制为1 或- 1,这样七段式的SVPWM输出会退化为六段式或五段式,使输出波形的谐波特性变差。 本文对该方法进行改进,根据最优空间矢量位置理论来修正平衡控制因子以获得最佳的谐波性能。
图5(a)给出了变换器输出磁通的轨迹。 变换器工作的开关特性使得其实际输出是一种准圆形轨迹。 图5(b)为放大后一个开关周期中的磁通轨迹,U1、U2、U3为3 个合成矢量。 可以看出,空间矢量磁通轨迹和理想磁通轨迹之间的区域面积(图中阴影部分)越小,准圆磁通轨迹越接近理想磁通轨迹。 于是优化问题就转化为一种找到使得该区域面积最小的f值的问题。
每个开关周期中的准圆形轨迹和理想圆形轨迹之间的偏差可以通过对2 个轨迹之间的区域面积进行积分来得到,该偏差会随着平衡因子f的变化而变化,一个基波周期内总偏差可表示为f的函数[20]:
其中,n (n = 1,2, … ,g) 为第n个开关周期;g =π/ (2ωTs) =π/ (2Δθ);e为两轨迹之间的偏差。
其中,P* 和P分别表示理想圆形磁通和逆变器实际输出的磁通;ρ = exp(j2π/ 3);ux*和ux(x = a,b,c) 分别表示理想给定相电压和逆变器实际输出相电压ω = 2πf1,f1为基波频率;θi(i = 1,2,… ,N)为1 / 4 的基波周期内开关时刻对应的角度。
由于基波周期远远大于开关周期Ts, 因此, 在每个开关周期内可近似认为:
其中,θi和 θi + 7分别为该开关周期起点和终点对应的角度。
联立式(8)—(13)可得:
每个开关周期内都存在一个f值使得E(f)取值最小,图6 是m = 0.7 时一个基波周期内E(f)取最小值时的f值曲线。
由图6 可以看出,f的最佳值在0 附近轻微波动,因此,在保证中点电位平衡的情况下,尽可能地减小f值以获得更好的谐波性能。 f值的选取如表1所示。
4 仿真及实验
为验证本文所提容错算法的正确性和有效性,进行了仿真和实验验证。 实验参数为:直流侧电压为400 V;直流侧电容C1= C2= C3= C4= 2 200 μF;开绕组异步电机的额定功率为5 k W; 额定转速为n = 1 420 r / min;极对数np= 2;定子电阻Rs= 1.91 Ω;转子电阻Rr= 1.45 Ω; 定子自感Ls= 0.249 39 H; 转子自感Lr= 0.249 39 H ; 定子和转子之间的互感Lm=0.235 07 H;用直流电动机来模拟负载,负载转矩TL=7.5 N·m;输出电压频率为50 Hz;采样频率为5 k Hz;采用FPGA和TI公司的TMS320F28335 DSP为核心构成控制电路。 开绕组异步电机采用矢量控制方式。 仿真模型和实验参数一致。
图7 为双三电平逆变器供电电路带阻感负载时的相电压及相电流波形,其中负载每相电阻R =100 Ω,负载电感L = 7 m H,调制系数m = 0.866。 由图可见,相电压为17 电平阶梯波,与二极管箝位五电平逆变器相同。 因此与单端供电拓扑相比,双逆变器供电拓扑输出电压的电平数更多,可获得更高的输出电压。
图8(a)和图8(b)分别为转速和转矩波形,为验证该系统的容错控制,在t=1 s时刻将其中一个逆变器从系统中切除。 在t = 0.8 s时刻左右电机转速稳定,达到给定转速n = 1 420 r / min,此时电机电磁转矩等于负载转矩。 在t=1 s时刻,由于容错调制算法的特点,此时的转速给定转变为原来给定的一半由于转速不能瞬时跳变,所以实际转速大于给定转速,电机会处于发电状态,将机械能转化为电能使转速降低以跟随给定。 从图8(c)和图8(d)可以发现,逆变器切除时刻,电机定子电流出现反向跳变而电压没有,说明功率传输方向发生改变。 在t=2 s时刻左右,电磁转矩等于负载转矩,电机转速达到稳定,为给定转速的一半,即n = 710 r / min。
图8(e)为两逆变器直流侧上下两电容电压之差的波形,可以发现,暂态过程中两电容电压之差(可表示中点电位波动)大于稳态过程,整个过程中中点电位在 ± 2 V内波动,满足中点电位平衡要求。图8(f)为被切除的逆变器直流侧两电容电压之差的波形,在t=1 s时刻将该逆变器切除时,该逆变器直流侧中点处没有电流流入和流出,中点电位不会波动。
图9(a)和图9(b)分别为逆变器切除前后电机稳定运行时的相电压与相电流波形,与仿真基本一致。 图9(c)为其中一台逆变器在中点电位平衡加控制和不加控制时其直流侧两电容电压波形,中点电位不加控制时,两电容电压偏移很快,恢复控制后,中点电位很快平衡。
5 结论
独立母线结构的双三电平逆变器供电拓扑具有良好的容错性能,适用于大功率高可靠性应用场合。 针对其容错特性,本文所提算法具有如下优点:
a. 采用空间电压矢量解耦法,将电机端参考电压矢量分解为2 个独立的电压矢量,分别由2 台逆变器单独产生,由此系统在故障状态时调制算法由五电平自动退化为三电平,满足系统容错要求,不需要切换备用算法;
b. 在空间电压矢量解耦的基础上,利用所提出的三电平简化算法,直接通过解耦后的三相给定电压与开关周期计算出各逆变器相应的切换时刻,省略扇区判断与查表过程,减少运行时间与代码量,缩短程序运行时间;
c. 利用最优空间矢量位置理论对平衡控制因子进行优化,在控制中点电位平衡的同时获得最佳的输出波形。
电机绕组中小修实战经验浅析 篇2
方法一局部拆换线圈法
首先应查到故障线圈的准确故障点, 利用低压电源将电机绕组加热至120～150, 使绕组局部软化然后趁热拆除槽楔和故障线圈。在双层绕组中, 故障点如发生在线圈的下层边, 此时必须将故障线圈一个节距内的无故障线圈上层边从槽中翻出, 必要时予以拆除。
采用局部拆换线圈法, 实施检修工艺第一步:拆除故障线圈一个节距内的铁心槽槽楔。工艺难点:线圈与槽楔被聚酯漆固化成整体, 虽然采取加热的办法降低绝缘漆的固化强度, 但还是不易打出槽楔。实施经验:先用低压交流电源加热线圈, 然后在槽楔和铁心表面涂刷甲苯或二甲苯, 并用棉布盖严, 闷10分钟左右, 最后利用电修专用工具退出槽楔, 若退出仍有困难就把上述过程再重复实施几次, 退槽楔就容易了。注意操作过程勿使导线漆膜受伤。
槽楔退出后, 实施检修工艺第二步:起出翻槽线圈。工艺方法:在欲起出线圈的槽口和绕组端部重新涂刷甲苯, 用棉布盖严闷10分钟左右, 再用竹板刀将槽口内折合的槽绝缘撬开, 然后由槽顶开始依次序一根一根将导线起出槽外。经验技巧:操作中, 勿使导线交叉, 也不要硬拉, 若起出确有困难时再涂一次二甲苯, 闷10分钟左右后再起线圈, 导线起出后要逐根清除导线表面多余残漆, 同时要保证导线本身的漆膜以免匝间短路, 否则会影响后面嵌线工序的顺利实施。
起出故障线圈节距内的无故障线圈绕组后, 着手实施检修工艺第三步:拆除故障线圈, 置换上新线圈。工艺经验:嵌线之前清理槽内残屑, 并用一至两层0.2毫米厚的聚脂薄膜加强槽绝缘和层间绝缘。
新线圈嵌放后, 实施检修工艺第四步:翻槽后的无故障线圈重新嵌入槽内上层, 并叠压在新线圈上, 打入槽楔并浸漆烘干固化成型。具体实施要求可参照传统工艺方法。
采用玻璃丝包扁铜线等绕制的低压或高压硬线圈通常在槽中都是按双层嵌放的, 如果线圈故障点在槽中下层, 为了起出故障线圈, 仍要把该线圈一个节距内无故障线圈的上层边起出来, 虽然操作比较困难, 而且操作经验差反而也会弄坏无故障的线圈, 但是如果按照上述的经验方法, 再适当加以改进, 也一样能够完成中小修操作 (如图1所示) 。具体实施过程要求如下:先采用低压电源通电加热绕组使绝缘软化, 电源电流值取额定值的90%到100%即可。如果故障点在槽中上层, 只要拆除上层边, 同样要用甲苯刷在槽楔上, 棉布盖严保持10分钟左右, 用扁铲剔出槽楔。对于低压扁铜线硬绕组, 剔出槽楔后用竹板刀将槽内上层绝缘纸分开, 把故障线圈的线匝从槽中一根根起出来, 仔细检查每根线匝绝缘, 查明故障点, 对于露铜的线匝需将旧玻璃丝绝缘清理干净, 再用0.05×25毫米聚脂薄膜带半叠缠绕一层代替导线绝缘。如果导线已残断, 则需要用同规格导线进行焊补, 焊料用“料303”银焊, 在包扎绝缘后要测量直流电阻值, 并进行匝间绝缘强度试验, 电气试验合格后再按原线圈次序将线匝一一嵌入槽内。
若是高压硬线圈上层边匝间短路故障, 应将上层线圈边整体经加热软化抬出糟外, 然后将故障点附近的对地绝缘削出坡口, 查出故障点 (如图2所示) , 再将线匝削出坡口, 将击穿部分旧绝缘去除, 用“三合一”粉云母带半迭包扎一层。如有导线灼断, 则需用同规格导线
补焊锉平, 包扎线匝绝缘, 经匝间短路和直流电阻试验合格后, 着手包绕对地绝缘。主绝缘材料可选用富胶粉云母带包扎, 最外层用“三合一”粉云母带包扎一层, 然后再半迭一层玻璃丝布带包扎, 使总绝缘厚度等于原线圈厚度。涂“H—4”胶一次, 嵌入槽后打入槽楔。
若是硬线圈线匝对铁心击穿故障, 这时可将被击穿槽绝缘部分补垫新槽绝缘, 将线匝击穿点补包匝间绝缘, 使它与铁心隔开, 再将线圈嵌人槽内即可。处理下层边时, 需要起出无故障的上层边, 再将故障线圈起出, 按上述方法进行修补。
方法二穿线修复法
局部拆换线圈法比绕组大修时要省工省料, 但对于处理线圈下层边故障时要起出一个节距内无故障线圈边, 工艺较复杂, 施工难度较大, 尤其对于浸无溶剂漆的线圈, 粘结较牢, 易弄坏这些无故障线圈。采用穿线修复法就不需拆除完好线圈, 仅把故障线圈抽出, 再把新导线穿入, 能较好地避免上述缺点。
对于低压电机软绕组, 需将绕组加热, 软化绝缘, 然后将故障线圈上层边的槽楔剔出, 并将故障线圈剪断, 然后将下层边的导线逐根抽出。注意勿损伤相邻的线圈。然后用白布带或细长毛刷刷净槽内残余绝缘, 用一层聚脂薄膜青壳纸复合绝缘或DMD复合绝缘纸, 卷成圆筒插入槽内作为槽绝缘。穿线前, 在绝缘套内插假导线 (用直径与线圈导线相似的铜线作为假导线) 。为了便于穿线, 新导线宜选取耐温, 绝缘较薄的电磁线代用, 其长度应比旧线圈总长度稍长些, 然后进行穿线工作, 如果穿入的导线是双根并绕, 可使用一根粗的代用以增加导线的硬度, 这样便于穿槽, 如果必须用双根并绕, 可在导线端头套入细塑料管, 这样容易穿线, 每抽出一根假线, 随即穿入一根新导线, 以防槽内导线发生移动, 造成以后导线不易穿入。上层线匝可以直接由槽口嵌入比较方便。全部线匝穿入后, 整理端部线圈并打入槽楔, 测量直流电阻和绝缘电阻。合格后可进行空载试验, 全部合格后再进行绝缘处理。
低压成型硬线圈, 通常采用双层绕组, 用扁铜线制作的。每槽匝数较少。当故障线圈是下层边时, 采取此法有比较高的价值。首先通过低压电源将线圈加热至130左右, 软化绝缘然后将故障线圈两端切断, 趁热将故障线圈导线从槽内逐根抽出。清理槽内残余绝缘。并将耐温较薄的新绝缘垫放在槽内。穿入的扁铜线外涂滑石粉。当穿入槽内线匝为总匝的一半时, 用塞棒或理线板将插入槽内导线理直压平, 不要有交叉和挤伤绝缘的现象。为把全部导线插入槽内, 要做假导线, 规格相同, 抽一条换一条, 直到全部穿入槽中为止。上层边仍由槽口嵌入。全部嵌完后, 经电气试验, 合格后打入槽楔, 浸漆烘干处理。
2002年10月有一台型号为Y400—8, 160KW、380V的低压异步电动机, 上海××电机厂制造, 在安装调试中发生接地故障, 穿芯后检查发现一只线圈发黑, 由于是新电机, 生产厂及施工和使用单位协商后决定由我们进行小修处理。我带领作业组经过权衡决定采用穿线法作业, 由于电机槽满率高, 提高了我们的作业难度。线圈是双玻璃丝包扁铜线一共9匝, 施工作业时我们每穿一匝都用兆欧表检测匝间绝缘, 到后面的3～4匝时由于空间小, 穿线难度增大, 到第9匝时, 第8和9匝之间导线的绝缘被穿破导通, 经过反复几次问题没解决, 最后我作业组决定抽出后4匝, 然后穿入假线, 使真线端部套入光滑细塑料管, 经过假线导引, 顺利完成了穿线作业。线圈经检修工艺处理后电试合格, 电机在现场重新安装好经调试正常, 保证了生产正常进行。
方法三甩线圈修复法
由于生产中没有电机备件, 或由于生产的连续性不允许更换, 或者电机绝缘老化严重, 不能局部修理, 希望运转一段时间后进行更换或大修, 这时便可采用甩线圈修复法, 来作为现场电机故障处理的一种应急措施。由于不平衡的甩掉一个或几个故障线圈不用, 会使三相电流不平衡, 易产生环流, 导致电机发热, 另两侧电磁拉力不平衡, 严重时会产生较大的振动和噪声。为此, 要首先分析电机负载大小, 并判断电机甩线圈后实际容量与负载能否再匹配, 来决定是否能采用此法进行故障处理。甩线圈后要求使电机最大电流的一相, 电流值不大于额定值。故此法应慎重采用。
曾经有一台型号为JSQ1512—10, 520KW的三相异步电动机在生产现场出现故障, 我方派出检修技术人员到现场实施故障检修。该电机额定电压3KV, 额定电流130A, 定子槽数90槽, 定子绕组两路并联。现场转子穿芯后检查发现两个线圈在槽内下层边对地击穿, 由于大生产的急迫性, 一时不能大修。我们在掌握电机实际负载率情况后, 经过充分地调研论证, 决定采取甩线圈处理的办法, 将两只故障线圈甩掉, 通过中小修工艺处理, 重新安装运行后测定三相电流最大差值为10A, 电机发热在允许范围内, 没有明显异常振动现象, 噪声水平正常, 能保证生产正常进行。
柴油发电机励磁绕组的改进 篇3
经过对施工环境、发电机使用情况的调查和对故障的分析研究，满载运行时间过长、负载功率因素低、三次以上的高次谐波严重、三相负载严重不平衡、频繁起动较大功率的异步电动机、发电机及负载短路、保安装置失灵或不完善以及高温高湿环境连续作业等是造成发电机温升过高、从而最终导致励磁绕组被烧毁的主要原因。
1 改进措施
拆除烧损的励磁绕组，按原线径匝数采用高强度聚脂漆包线重新下线，绕组浸漆(常用1032三聚氰胺醇酸树脂漆或1012耐油清漆适用于E级或B级绝缘)，经用500伏兆欧表测量，绝缘电阻达100MΩ以上。参考各类发电机励磁系统，结合具体情况分析原励磁系统设计上的缺陷和不足，我们重新设计了励磁恒压系统。采用单相半波可控整流，整流电压最大值为103V，导通角≤180°。
根据设计计算采用3CT50/500V可控硅代替原3 C T 1 0/5 0 0 V的可控硅，经试运转及电路测量、元件调整，各项指标均符合要求，达到了改进目的。励磁电流为26A，励磁电压为64V，当外负载变化时，瞬态电压调整率≤±25%，瞬态频率调整率≤±8%，电压稳定时间≤1.5s，频率稳定时间≤6s，稳态电压调整率≤±5%，稳态频率调整率≤±6%，电压频率波动率≤±0.6%，接近新品指标。
2 使用控制措施
1)严格控制发电机温升(以气温40℃为基准)不超过50℃。运行中经常以触摸感觉、温度计检测的方式，当发现轴承外圈温度超过95℃、润滑脂有稀释流出现象，或轴承有沙沙磨擦声时，均应立即停车查明原因，排除故障后方可运行。
2)保持调速器良好，稳定发电机转速在1 500r/min，使周波达50Hz，运行中发现周波有变化，应及时调整柴油机油门稳定周波，并检查调速器是否运行正常。
3)发电机二级保养时斟情更换润滑脂，润滑脂数量应为轴承空隙的1/2～2/3左右。应按使用说明书规定仔细检查轴承，如果滚珠或轴承内、外圈等处出现蓝紫色时，说明轴承受热退火，应注意使用或更换。更换轴承时，轴承内外孔和轴及机体配合应符合规定的过盈量，太松时应在轴承内外圈挂锡，精磨后装配;过紧时应用00号砂纸细心打磨后装配，既防止轴承配合过松打滑、磨擦生热，又防止过紧时减小轴承游隙，增大磨损，增加温升。
4)发电机使用时应尽量使用电设备合理分配，三相功率平衡(其中整流励磁的A相已消耗电力2kW)，三相不平衡不应超过20%。尽量使用三相电焊机，使用两相对焊机时应停用其它设备，并间歇对焊。工作中密切注视机体温度，如果温升过高，应立即停机降温。
5)发电机在高温、高湿环境下作业应采取降温和除湿措施，如采用吹风机改善通风条件、间歇运行，使之冷却，控制机体温度不超过90℃，或减轻负载不超过发电机容量的85%，作好发电机顶部密封，防止雨淋。
6)原则上禁止发电机过载使用，特殊情况过载使用时，如使用发电机进行钢筋对焊时，应间歇作业，并严格控制发电机温升，一旦温升过高，应立即停机采用吹风机冷却，待降温后再投入使用。负载电动机最大容量不应超过发电机容量的40%，间断起动电动机间隔时间不应低于1min，尽量避免频繁起动。
7)发电机运行中应密切观察励磁电流，若超过额定值时应减轻负载。若调整无效应停机检查励磁绕组是否因绝缘下降(发电机冷态低于2MΩ，热稳定状态低于0.5MΩ)而严重漏电或短路接地，不可强制运行以免造成机器损坏。
8)发电机若长期不用，使用前应将定子采用稳态短路电流法对绕组进行烘干驱潮，当绝缘大于2MΩ以后方可使用。
3 效果
重新设计、安装了新的励磁恒压系统，并实施了一系列措施，严格执行操作规程，加强设备管、用、养、修工作，经过一段时间检验，设备状态良好，消除了类似故障。我们又陆续对其他几台有故障的75kW～250kW柴油发电机励磁系统进行设计改装,并在全集团公司进行推广，改造、安装新装置，改善了技术性能和各项经济指标,充分发挥了设备的使用性能，提高了设备完好率、利用率，保证了施工生产的顺利进行，取得了较好的经济效益。
摘要：本文介绍了柴油发电机组励磁系统出现的故障及原因,设计了新的励磁装置,并制定了使用控制措施,通过实践检验,排除了类似故障,从而保证了工程施工的安全、质量、进度和效益,取得了较好的经济效益。
开绕组电机论文 篇4
1 定子绕组受潮
以2台6 k V(功率2 700 k W)一次风机电机绕组的受潮进行分析,电机到货后先库存。2008年3月9日一次风机电机安装完成,经常规电气试验采用2 500 MΩ兆欧表测得定子绕组的绝缘电阻值数据如表1所示(其中R15〞表示绕组在15 s时的绝缘电阻值、R60〞表示绕组在60 s时的绝缘电阻值,吸收比为R60〞/R15〞的比值)。
从表1可以看出,电机每相绕组间绝缘电阻值相差很大,而一次风机U电机C相绕组绝缘电阻值偏低,一次风机W电机B相绕组绝缘电阻吸收比1.143(规范标准比值1.2)不符合要求[6,7]。而后立即投入电机自身的1.2 k W加热器装置对绕组加热至12日,测得一次风机M电机C相绕组RC15〞=6 MΩ、RC60〞=10 MΩ,一次风机W电机B相绕组RB15〞=500 MΩ、RB60〞=700 MΩ。17日采用1 k W碘钨灯对一次风机U电机绕组空间加热24 h,测得C相绕组绝缘电阻RC15〞=5 MΩ、RC60〞=6 MΩ。
通过电机自身加热器及外施碘钨灯对绕组的加热处理未能改变受潮状态,20日起对一次风机U电机绕组采用铜耗加热法处理至25日,电机绝缘电阻值与膛内温度变化试验数据如表2所示(其中“-”表示数据未测量)。
从表2可以看出,电机绕组绝缘电阻随温度变化明显,随电机膛内冷却温度的下降绕组绝缘电阻返回到铜耗加热法处理前值。而后进一步采用铜耗加热法再对一次风机U电机绕组连续加温,电机膛内温度控制在100℃以内、持续时间36 h,当电机膛内温度下降到50℃后测得绕组绝缘数据:RA15〞=2200 MΩ、RA60〞=3700 MΩ;RB15〞=2200 MΩ、RB60〞=4400 MΩ;RC15〞=1200 MΩ、RC60〞=1500 MΩ;并用BGG型直流高压发生器对一次风机U电机绕组进行直流耐压试验数据如表3所示。
一次风机W电机也采用铜耗加热法对绕组加热处理,测得电机绕组绝缘数据:RA15〞=1500MΩ、RA60〞=4000 MΩ;RB15〞=1200 MΩ、RB60〞=3000 MΩ;RC15〞=1200MΩ、RC60〞=3500MΩ。随后也用BGG型直流高压发生器对一次风机W电机绕组直流耐压试验,A相绕组泄漏电流I3 k V=2.0μA、I6k V=4.2μA、I9k V=6.8μA,当试验电压加至9k V时BGG型直流高压发生器过电流保护动作;再对电机绕组绝缘测试:RA=5MΩ;RB15〞=1300 MΩ、RB60〞=3500 MΩ;RC15〞=1300 MΩ、RC60〞=3500MΩ,判断W电机的A相绕组击穿。
根据上述电机绕组绝缘电阻及直流耐压试验的数据,充分表明电机绕组受潮严重。电机采用电加热器或碘钨灯加热处理绝缘电阻是下降,主要是它加的热量是通过绝缘材料由外向内传递,可使得绝缘材料内水份受热膨胀连续的交联在一起;同时电机膛内原始水份受热后的部分蒸发会使膛内湿度略增,所以绝缘电阻会下降。当采用铜耗加热法处理时由通入定子的电流使其绕组产生空间旋转磁场对处于堵转状态的转子作切割运动,在转子的铁芯中感应出的涡流经过磁阻在铁芯中产生热量;同时定子绕组的电阻也将产生铜耗并在持续升高的温度下迫使绝缘材料内纤维状线条水份能有效汽化,并排出绝缘材料内层空间,所以绝缘电阻值会明显上升。至于严重受潮的电机,当电机停止铜耗加热处理后在导体温度下降过程中,绝缘材料内剩余的汽化水份或未被蒸发的原水份再次重新形成极细的纤维状线条,使得绕组绝缘电阻值有下降现象。
绝缘电阻可以判断内部绝缘材料是否受潮,或外绝缘表面是否有缺陷,是反映电机绕组绝缘的基本条件;耐压试验能有效判断绝缘材料的缺陷。从一次风机U电机耐压试验看,电机三相绕组的耐压试验数据与其在安装后的绝缘电阻值相对应;在直流耐压试验时随着试验电压值上升且在电压持续作用下,泄漏电流表指针晃动的次数增多,说明受潮区域介质有击穿但未造成绕组绝缘材料整体性的击穿。而一次风机W电机在安装后三相绕组的绝缘电阻值整体较低,且绝缘电阻的吸收比也小于一次风机U电机,绝缘材料发生击穿的概率要大于一次风机U电机;也说明严重受潮的电机在耐压试验过程中会随时发生对绕组绝缘材料整体的击穿。
由于电机已严重受潮,工程现场没有条件对电机进行再处理,经返厂解体检查:2台电机定子绕组对地绝缘电阻分别为RU=1 MΩ、RW=5 MΩ;并对电机定子退出机座、绕组进烘除潮后,绕组对地绝缘电阻分别为RU=50 MΩ、RW=200 MΩ,并重新按浸漆工艺守则浸VIP(真空压力)对2台电机定子绕组的绝缘处理后,再次测得绕组对地绝缘电阻RU=1.32 GΩ、RW=2.41 GΩ。
根据上述受潮电机处理过程分析,一般先对电机绕组加热器加热除潮,此方法对于已受潮严重的电机在加热后膛内潮气很难排出膛外;而后采用碘钨灯烘烤,潮气可以通过碘钨灯放置开口处排出膛外;最后采用铜耗加热法或热风干燥法除潮,其对电机绕组加热可以有效的将大部分潮气排出膛外。电气试验数据符合要求后立即接入额定电压工作电源投运电机,电机运行时再产生足够热量继续将绕组加热使内部潮气充分散发,通过电机自身风扇有效将电机膛内潮气排出膛外;在电机停机断电后则应立即投入电加热器以保持电机膛内干燥并避免被外界潮气侵入,确保绕组绝缘电阻值稳定。同时应定期测量电机电加热器电阻值,检查是否有烧坏的现象。需指出的是,对于严重受潮的高压电机,为争取工程建设的进度应直接返厂对电机进行修复。
2 定子绕组高压引出线绝缘层老化
以6k V(功率250k W)开式水泵电机为例进行分析,绕组绝缘等级为F级按B级温升考核,电机6k V电源柜在试运中出现AC两相高压熔丝熔断后保护动作跳闸。在检查电机上部空气冷却器时发现紧贴着定子机座棱角处一相绕组高压引线的绝缘层开裂,距绕组线圈侧约20cm且绝缘层变黑,在与机座棱角区域有明显放电痕迹;其他绕组高压引线绝缘层也均有不同深度的裂纹,且在与定子机座相接触部位的高压引线绝缘层表面红色防晕漆已变成黑色;判断电机绕组高压引线的绝缘层开裂使定子绕组对地短路,造成电机接地故障而跳6k V电源馈线柜。
通过对开式水泵及其他同型号电机绕组的高压引线部分检查,发现高压引线在安装工艺、绝缘材料等方面有问题。从安装工艺方面,电机绕组高压引线在定子膛内没有固定的电气隔离或防振摩擦措施;高压引线断裂部位正处在定子机座棱角部,在电机转子振动的作用下与机座棱角发生摩擦,加剧引线绝缘层材料的损坏。再从电机高压引线绝缘材料方面,在定子机座本体为接地的情况下,与机座棱角相碰处高压引线的绝缘最为薄弱,从而此处的电力线分布集中;同时持续在潮湿环境下运行加快绕组高压引线绝缘材料的老化,最终使电机绕组发生接地短路。
根据施工现场条件,对电机绕组的高压引线段先采用绝缘胶带包扎二层、再用粉云母带包扎三层、最后用玻璃丝带包扎三层增加其绝缘强度,特别在棱角相碰处需增加绝缘胶带包扎层数,杜绝电机绕组高压引线段在膛内直接固定在定子金属筋上;而后用普通胶木线夹固定在电机定子金属筋上,使定子绕组高压引线通过普通胶木线夹与定子机座间有效的空间隔离。对于同类型电机的高压引线部分,也采用相同方法加以处理而及时消除了隐患,使电机安全的运行。
所以对于高压小功率电机在膛内的绕组高压引线段,在现存条件下可通过增加绝缘材料(如环氧树脂板、绝缘胶带)来实现空间的电气隔离,特别是在潮湿环境下工作的高压电机更应具备;以提高电机高压引线段的绝缘强度,并减缓电机在潮湿环境工作时对绕组绝缘层材料产生的老化作用。
3 结语
综合上述分析,对到货的成品电机,应严格按厂家提供的电机资料说明书等要求存放,并定期对电机进行检查和保养;在电机的安装过程中,应依据厂家、设计资料及安装、调试规程等编制的作业指导书认真安装,发现问题立即分析处理。在工程建设现场发生的高压电机绝缘故障,通过对建设进度的调整、有效地协调处理及组织对修复电机的运输等工作,确保了机组的按时并网发电。
摘要：针对某新建电厂6kV卧式电动机定子绕组受潮、高压引线绝缘层老化导致电机接地等问题,对处理过程进行了分析,得出电机定子绕组受潮后反映绝缘指标的数值变化与现场的处理方法,以及高压引出线在定子膛内的加固措施,为高压电机出现类似绝缘故障的处理提供了参考。
关键词：高压电机,绕组受潮,绝缘层老化
参考文献
[1]阎治安,崔新艺,苏少平.电机学[M].2版.西安:西安交通大学出版社,2006.
[2]电力工业部西北电力设计院.电力工程电气设备手册:电气一次部分[K].北京:中国电力出版社,1998.
[3]周浩,余虹云,余宇红,陈剑萍.高电压技术[M].杭州:浙江大学出版社,2007.
[4]李建明,朱康.高压电气设备试验方法[M].北京:中国电力出版社,2001.
[5]历文健.看图学电动机常见故障检修[M].北京:机械工业出版社,2003.
[6]DL/T596—1996电力设备预防性试验规程[S].
农用潜水泵电机绕组的优化分析 篇5
调研了解耐水电磁线以下方面: (1) 应用规格:市场上潜水电泵主要生产厂家采用的耐水电磁线的种类; (2) 综合比较:了解各种耐水电磁线的结构、性能、寿命、工艺性成本, 优缺点; (3) 生产厂家:了解生产厂家的各种耐水线销售所占比例及其应用厂家; (4) 三包维修:了解各种耐水线处理回收方面的情况; (5) 采购价格:了解生产厂家的耐水电磁线的价格情况。走访泰州泰丰泵业有限公司、江苏江扬电缆有限公司等国内知名电线厂家, 对耐水电磁线多方面进行综合比较, 从而评审确定湿式潜水电泵配套耐水电磁线的发展方向。
1 潜水电泵电磁线的应用规格
通过对国内主要潜水电泵生产厂家的调研, 目前国内潜水电泵市场主要采用的耐水电磁线有三大系列。
(1) 单层线:单层线即为铜芯聚烯烃绝缘耐水绕组线。
(2) 双层线:双层线一般即为铜芯聚乙烯绝缘尼龙护套耐水绕组线 (也有个别厂家把铜芯聚乙烯绝缘耐水绕组线叫双层线, 下面不做介绍) 。
(3) 三包线:即为漆包铜芯聚乙烯绝缘尼龙护套耐水绕组线。
2 各种耐水电磁线的结构、性能及特点
各种耐水电磁线的导体均为裸铜线, 裸铜线有无氧铜杆 (电解铜, 电阻小, 柔韧性好, 大部分采用) 和亮杆 (即低氧铜杆, 电阻大, 紫杂铜及回收铜, 柔韧性相对差一些, 很少采用) 两种, 前者比后者每吨要贵3000元以上。
2.1 单层线的结构、性能及特点
单层线结构:裸铜线+聚烯烃复合料层 (该材料有进口和国产两种, 进口的质量较好, 国产的优劣不等) , 聚烯烃复合料层兼绝缘和护套双重作用。
单层线特点:机械强度大、耐温70°C、外皮薄等, 此种线外径可做到比较小, 寿命能保证5年左右, 价格最便宜, 许多生产井泵和QS泵的厂家采用此种线, 使用量最大。
单层线缺点:因只有一层聚烯烃绝缘层, 其对绝缘材料的工艺要求较高, 而且因聚烯烃较硬, 所以裸铜线必须要进行热处理降低其硬度, 以保证绕组线的柔韧性。
工艺要求:生产此种线的厂家比较普遍, 但生产厂家必须工艺成熟, 有相当规模, 信誉度高, 否则其质量不能保证。市场调查反映质量好的单层线其绕线嵌线整形后检查总合格率在95%以上。
2.2 双层线的结构、性能及特点
双层线结构:裸铜线+聚乙烯+尼龙护套, 聚乙烯为绝缘层, 尼龙为加强护套, 有吸水性, 降温效果好。
双层线特点:具有机械强度好、耐温70°C、柔韧性能好、降温快、耐油的特点, 双层线是为了改善单层线的软硬度, 在第一层涂一层聚乙烯, 聚乙烯绝缘性能较好, 但质地较软, 强度较差, 因此在外层涂上一层尼龙护套为加强护套。双层线的绝缘性能、降温性能及柔韧性相对单层线要好, 生产单层线的厂家一般均生产该种线。
双层线缺点:双层线的外径比单层线稍大 (比三包线稍小) , 成本比单层线贵, 其寿命能保证5年左右。
生产双层线的厂家也比较普遍, 需求量比单层线少, 市场调查反映其绕线嵌线整形后检查总合格率同单层线基本相同。
2.3 三包线的结构、性能及特点
三包线结构:裸铜线+漆层+聚乙烯绝缘+尼龙护套, 漆层起固定铜离子, 防止其向外发散的作用, 聚乙烯为绝缘层, 尼龙为加强护套, 降温效果好。
三包线特点:具有机械强度好、耐温70°C (或稍高几度也能承受) 、柔韧性能好、降温快、耐油的特点。原因是尼龙有吸水性, 降温快, 只起加强护套作用而不起绝缘作用。三包线寿命最长, 一般达10年。
三包线缺点:生产工艺复杂, 对铜线表面的光滑平整度和清洁度要求高, 表面必须不含油, 否则涂漆时铜线表面很难避免产生个别漆粒和气杂, 制造时的不合格品率较高, 生产成本高。市场上供应的该类型线规格一般<φ1.6, ≥φ1.6的大直径三包线供应很少, 而且质量不稳定, 以11KW泵所用的φ1.8线为例, 双层线共嵌10台, 嵌线整形后检查全部合格, 而采用三包线不合格率达到30%。
三包线需求量是三种线中最小的, 市场上生产厂家也相对少一些, 原生产厂家有一部分现已停产该种线, 价格最贵。据统计三包线绕线嵌线整形后检查不合格率在4%左右。
3 耐水电磁线生产厂家的各种耐水线销售所占比例及其市场分析
耐水电磁线生产厂家的各种耐水线销售所占比例, 如表1
从表1可以看出, 单层线的市场销售量最大, 占比约70%;双层线市场销售量其次, 占比20%以上;三包线的市场销售量最小, 占比约10%。
4 各种耐水线三包维修
通过生产厂家介绍和咨询三包服务维修站及其相关人员, 了解到的情况如下:各种耐水电磁线烧坏时取出的难易度在不考虑漆层因素的情况下主要与其受热损坏时间长短有关和绝缘材料无关, 难易程度基本上差别不大。带漆层的三包线烧毁时取出容易一些, 其原因是三包线烧毁主要是过载时因存在局部气杂及漆粒的点击穿引起的, 为局部粘结, 热损坏时间越长, 粘结区域越大, 粘结程度越严重。而单层线和双层线烧毁主要是电流过大引起的整组线圈整体烧毁粘结在一起呈饼状, 烧毁时取出相对困难。
5 耐水线生产厂家及维修站对各种耐水线的认可度情况
上述所说的几家耐水线生产厂家认为其生产的电磁线质量有保证, 国内市场上的电泵一般推荐采用单层线就可以, 这样经济性和耐用性都比较好。维修站对上述三种线的认可度无太大差别, 三包线及双层线的认可度要高一些, 但不论何种线, 关键是生产厂家的制造质量。
6 各种耐水电磁线的性能、寿命、价格对比表, 如表2
7 湿式潜水泵电磁线的选配
7.1 耐水电磁线品种选用
三包线由于寿命长 (一般10年) , 散热降温效果好, 耐温性能好, 用户认可度高, φ1.5以下规格的线采用比较好。以使用量最大的φ1.12线为例, 每台泵采用三包线比单层线成本贵11元左右, 但考虑到产品定位以及用户对产品的习惯认识, 作为销售亮点, 还是应该首选三包线。此外≥φ1.6的大规格线采用三包线时成品不合格率太高 (30%) , 市场采购困难, 而且使用量很小, 建议不采用三包线。
双层线的绝缘性能、散热降温效果及软硬度比单层线好, 成本介于单层线及三包线之间, 寿命适中 (5年左右) , 电泵用户认可度也比较好, 采用该种线的电泵生产厂家也比较多。
建议不采用单层线, 该种线价格虽然最便宜, 但绝缘性能、散热降温效果及线的软硬度相对较差, 各个生产厂家的单层线质量差别比较大, 电泵用户认可度相对较差。电机的功率裕度小, 温升偏高, 而单层线的散热降温效果相对三包线及双层线要差一些。
7.2 耐水电磁线使用要求
选用耐水电磁线需通过现场调研选用2-3家生产厂家;采用耐水电磁线应按规定要求进厂检查合格, 检查的关键内容主要有铜芯直径, 电磁线外径, 直流电阻, 耐电压试验, 绝缘电阻等等, 另外铜丝材质要求为无氧铜杆;采用新种类的电磁线时除按规定要求进厂检查合格后, 应先试装一批电泵, 选择经销商到固定地方试用, 并及时反馈质量信息, 根据使用效果情况及用户反映再评审是否采用。
参考文献
[1]金学文.潜水电泵使用维护检验三则[J].农业使用与维修, 2012 (4) .
高压电机定子绕组的防晕结构研究 篇6
1.1槽部防晕原理
在生产中, 为防止嵌入线圈时损伤主绝缘, 线圈槽部宽度尺寸总比铁芯槽宽度小0.3mm以上, 因此, 高压电机定子绕组槽部外表面与铁芯槽壁之间总有0.3mm以上间隙。当电机额定电压在6kV及以上时, 气隙中最高场强高于空气中不均匀电场下的起晕场强8.1kV/mm而产生电晕, 形成电腐蚀, 损伤主绝缘。为防止电腐蚀, 绕组槽部需进行防晕处理。槽部防晕原理是使线圈槽部外表面和铁芯槽壁之间的气隙短路。
1.2端部防晕原理
防晕的原理是使槽口外线圈端部表面电位梯度尽量均匀。其方法是:①内屏法, 在线圈槽口绝缘内部适当部位插入电极, 以形成套管型结构, 通过电容分压原理来达到表面电位梯度均匀化。其缺点是工艺太复杂, 而且要考虑主绝缘层在线棒成型时的收缩或应力, 可能导致埋入的内屏电极起皱或开裂, 引起新的电场集中甚至极间短路, 使线棒成品率降低, 因此较少采用。②线性电阻调节法, 通过降低线圈端部的电场集中处的恒定表面电阻来达到电场均匀化。即在电场集中处涂电阻率不同的半导电漆, 其缺点是起晕电压不高, 而且不大稳定。③非线性电阻调节法以电阻具有非线性特性的碳化硅为基础制作防晕材料, 其电阻率能随电场强度的增加而自动降低, 因而能自动调节场强的分布, 使端部表面场强的分布比较均匀。目前国内外均广泛采用。
2高压电机绕组槽部防晕方案
线圈槽部表面低电阻防晕层, 目前有涂刷型和一次成型两种。①涂刷型是在线圈槽部表面涂刷低电阻漆作为防晕层。涂刷长度为伸出槽口超过铁芯压齿10～50mm。漆膜要均匀、连续、平滑、附着力要强。这种结构一般用在额定电压10.5kV及以下、额定容量100MW及以下的电机线圈上。②一次成形结构 是用低电阻防晕带包在主绝缘外, 与主绝缘一起热压成形, 低电阻防晕带系数 ρs=103～105Ωm。低电阻防晕带有全固化低电阻防晕带和半固化低电阻防晕带。全固化低电阻防晕带适用于少胶绝缘体系;半固化的低电阻防晕带适用多胶绝缘体系。低电阻防晕层厚度在0.3mm以内。这种槽部防晕结构一般用在额定电压高于10.5kV, 额定容量大于100MW的电机绕组上。
嵌入线圈时, 使线圈槽部表面与铁芯槽壁间间隙短路的材料和结构, 有下述几种:①槽底、层间垫低电阻垫条, 侧边间隙塞低电阻半导体板, 额定电压在10.5kV及以下, 额定容量在100 MW 以内的电机, 一般均用这种结构。②槽底、层间垫低电阻适形毡, 侧边间隙塞低电阻半导体板。③槽底、层间垫低电阻半导体垫条, 线棒槽部表面涂低电阻胶并包低电阻纸或布。④槽底、层间垫低电阻垫条, 一侧间隙塞低电阻波纹板。⑤槽底、层间垫低电阻垫条, 铁芯槽一侧侧面相距500mm左右扩槽, 嵌线圈时在扩槽处用低电阻斜楔楔紧。⑥槽底、层间垫低电阻垫条, 线棒大面一侧涂低电阻硅橡胶。⑦槽底、层间、楔下垫低电阻垫条一侧间隙垫低电阻半导体板, 另一侧间隙塞低电阻阻波纹板。
3线圈端部整体防晕方案
从防晕结构上看, 该方案最简单。它是用有适当ρ0和β的防晕材料将每个线圈的全部端部加以覆盖, 甚至与端头引线表面相连。全端部防晕层可以是一段或多段, 防晕层在线棒表面上相互连成连续的整体。ALSTOM公司在三峡发电机定子线棒上就采用了这种方案, 并且防晕层与线棒端头引线相连。
4线圈端部出槽口局部防晕方案
4.1涂刷型防晕结构
用含碳化硅的高电阻防晕漆, 涂刷或刷包在线圈低电阻防晕层末端延伸到线圈端部表面80～300mm长范围内。高、低电阻防晕层搭接长度25～30mm, 随额定电压的不同, 涂刷层数和每层的涂刷长度有所不同。防晕漆ρ0一般在108～110Ωm左右, 场强1～3kV/cm下的β一般在1.5左右。
4.2一次成形的防晕结构
线棒包完主绝缘及低电阻防晕层后, 在低电阻防晕层末端延伸到线棒端部表面上, 包绕150～300mm长的高电阻防晕带, 外面再包绕保护层, 然后同主绝缘一起固化成型。对高电阻防晕带的性能要求与高电阻防晕漆相同。线棒成型时, 线棒主绝缘中的胶可能与防晕带中的胶相互渗透, 从而破坏了原来的防晕层结构, 降低了防晕性能, 因此该结构防晕参数较难控制, 但这种结构的线棒在运行中的防晕性能相当稳定。
上述两种结构都可以是一段式或多段式, 各段的ρ0和β要求相互配合, 才能取得较好的防晕效果。一般靠近槽口的防晕段其ρ0较低, β较高, 而远离槽口的防晕段其ρ0较高, β较低。
5防晕结构的改进
5.1改进碳化硅粉料的稳定性
现阶段国内的SiC产品主要用作磨料和耐火材料, 生产中使用的是天然矿物原料, 组成波动大, 加之生产工艺比较粗放, 对SiC的电学性质不考核、不控制, 使碳化硅的电学性能很难稳定, 各个碳化硅生产厂家生产的碳化硅, 其电学性能有很大的差别, 即使同一厂家, 各个批次生产的产品其性能也有较大差别。这一情况给电机防晕用碳化硅粉料的正常使用带来许多困难。研制电阻率ρ0和非线性参数值处于特定数值范围的、稳定的电机防晕专用碳化硅粉料已迫在眉睫, 并且要制订相关质量标准和检测方法。
5.2提高防晕层防晕性能的稳定性
端部高电阻防晕层的碳化硅粉粒, 在高场强下会产生场致发光, 起晕电压试验时随着额定电压的提高, 出现的场致发光现象, 与电晕光的混淆甚至产生误判, 即以为线圈端部防晕结构没有达到要求。研究了防晕层在电压作用下出现非电晕的另类发光现象, 验证了其场致发光实质, 这种光来自防晕层内部, 而电晕光出现在线棒表面电场集中处的空气中, 因此覆盖在该防晕层外的含氧化铁的红瓷漆或其他外屏蔽材料可以把场致发光遮蔽起来, 但不会遮蔽电晕光。
6优化防晕结构
端部多段防晕结构中参数有:各段长度、防晕材料的电阻率ρ0和非线性参数β等;内屏法防晕结构中各参数有:埋入电极离导体距离、离槽口距离、电极长度、电极数目等。各参数都应采用计算机进行优化搭配, 使端部电场分布更均匀化, 使防晕结构末端的电位差低于空气的起晕电压, 以确定不同电压等级的最优防晕结构。经过参数优化后, 防晕结构的起晕电压和闪络电压可得到大幅度提高, 起晕电压均超过3.1Un。
7改进防晕结构的最新动态
7.1提高SiC涂料电阻特性的稳定性
系统研究影响SiC材料电阻特性的因素及机理后发现:①SiC微粉中的金属杂质离子和表面胶态SiO2含量、合成原料组成及合成温度对SiC微粉电阻特性有较大影响, 必须严格控制;②掺入β-SiC微粉可明显改善α-SiC微粉电阻特性, 是调控微粉电阻特性的有效手段;③漆基的品种和漆料比对涂层的稳定性有重要影响, 所用的漆应能添加较多的SiC微粉料, 料漆比应尽可能大并远离某一临界料漆比 (指料漆比增大时, 料中颗粒开始相互接触时的料漆比) 值, 才能使防晕涂层电阻特性变化趋于平稳, 降低SiC涂料性能的分散性。通过一系列调控技术, 现在已能制备电机防晕专用的、性能稳定的SiC涂料。
7.2提高防晕结构起晕电压的稳定性
防晕涂层外表附加外绝缘后, 往往会出现防晕层性能反而降低的现象。研究表明, 起晕电压降低是因为附加绝缘与防晕层兼容性较差, 附加绝缘通过渗透作用破坏了涂层中SiC微粉的原有分布形态。为此, 研制了由超细SiC微粉涂料制备隔离层, 把防晕涂层和附加绝缘层隔离开来, 在防胶的渗透和遮蔽场致发光方面取得了理想的效果。即使没有附加绝缘, 经过耐压试验后防晕结构本身的起晕电压也有显著降低的问题:在进行起晕电压试验时, 如果在观察到起晕后, 不立即降低电压, 则随观察时间延长, 放电迅速发展甚至贯穿防晕层;如果观察到起晕后立即降压, 则再次做起晕电压试验时, 起晕电压便大幅度下降。研究表明, 这种起晕电压不断降低的不稳定现象与沿面空气中的闪络无关, 并非闪络首先破坏了防晕层, 而是由于防晕层的表层首先发生了局部击穿破坏:在高电场强度下, 涂层中SiC颗粒间的接触点被击穿并形成局部低阻缺陷, 继而发展扩大导致整个涂层表层击穿破坏, 使起晕电压或闪络电压降低。因此提高防晕结构本身起晕电压稳定性的关键是降低施加于各个SiC颗粒间的电压。若采用粒径更细的SiC微粉再结合电阻特性调控技术, 则所制备的防晕涂层, 就能显著提高涂敷型防晕结构的表层击穿电压。
基于以上观点采取了相应的措施后, 顺利地解决了涂敷型防晕结构耐受电压能力和起晕电压稳定性较差的问题, 同时也否定了涂敷型防晕结构不适用于高压电机防晕的观点。
7.3简化防晕结构和工艺
以往由于以往防晕材料和防晕结构性能不稳定, 导致20～27kV级线圈防晕结构和工艺较为复杂, 因此有学者认为, 20～27kV级线圈防晕必须采用五级防晕结构。综合采用了上述两项创新成果, 并结合防晕结构优化技术后, 将一级和三级SiC防晕涂层的应用分别扩展到20～24kV级和27kV级线圈, 完全有可能取代目前国内外采用的五级防晕结构, 从而能有效地简化防晕结构和工艺, 使20～27kV级线圈端部起晕电压远高于部颁标准1.5 Un的要求, 甚至超过按 (2.75Un+6.5kV) 规定的耐压试验电压水平, 并且稳定性好, 分散性小。例如主绝缘厚度仅4mm (仅相当于15.75～18 kV 级绝缘厚度) 、一段处理的SiC防晕结构, 起晕电压均大于70 kV (相当于46kV级的部标起晕电压水平, 或相当于23kV级按 (2.75Un+6.5kV) 规定的耐压试验电压水平) , 耐压试验持续5分钟后的起晕电压仍不变。若主绝缘厚度达到27kV级规定的6.5mm (老规范约7～7.5mm) , 则起晕电压必定更高。
参考文献
[1]赵保卫, 柳成亮, 郗永明, 田定生, 孙国俊, 高春文, 吕宏钧.排粉机高压电机变频改造的实践与探讨[J].电力学报, 2005, (04) .
开绕组电机论文 篇7
关键词：开关磁阻电机,绕组,短路,短路电流,转矩
1 引言
开关磁阻电机(SRM)比其它电机具有更好的容错能力,但是开关磁阻电机的容错能力也是有限的。定子绕组匝间短路也是开关磁阻电机一种较常见的故障,轻微的匝间短路,并不会影响机组的正常运行,所以常被忽略,但如果故障继续发展,将会使定子电流显著增加,绕组温度升高,无功功率降低,电压波形畸变,机组振动并出现其它机械故障。本文对绕组短路故障的情况进行了一定程度的研究,包括理论研究、数值分析和实验测试。开关磁阻电机绕组短路主要分两类:一类是单极完全短路,另一类是单极部分绕组短路。
在其它的文献中对此故障修复的建议主要是关掉故障相[1,2],或者把极间的线圈分成若干块的线圈组合[3]。一部分故障情况是必须采取以上措施的,但并不适合所有的故障情况。本文将对电机故障情况下的连续运转进行研究。这些研究将有助于进一步提高开关磁阻电机调速系统的故障恢复性能。
典型的开关磁阻电动机调速系统由SR电机、功率变换器、控制器和位置检测4大部分组成。我们将在电压控制和电流控制下分别进行分析。图1为SRM结构原理图。
本文首先是采用倍频法检测绕组短路,然后分析绕组匝数对电机的影响,进行理论推导;其次是用二维有限元分析的方法来仿真;最后通过对实验结果的分析,证明了这种二维有限元的分析方法的可行性。
2 匝间短路测试方法
以往的测试方法,如电桥法、电感法、绝缘测试、电流谱分析法等,都不能真正可靠地指出电机的匝间故障是否存在以及程度如何。
本文介绍一种定子倍频测试法来检测绕组匝间短路故障。首先将频率加倍观察匝间短路发生前后电流与频率的对应关系为
定义倍频测试值为I/f,即电流在频率加倍后的变化量为
对于纯电感电路:I/f=-50%,即电流减少一半;对于纯电阻电路:I/f=-0%,即电流不变。
最初,无匝间短路发生的绕组,在仪器发出的高频电流下,ωL>>R,类似于“纯电感电路”;当匝间短路发展到最严重程度,L几乎完全失效,绕组类似于“纯电阻电路”。也就是说,匝间短路的发展趋势是使绕组从“纯电感电路”向“纯电阻电路”迈进,也就是I/f值从-50%向-0%的发展趋势,I/f值直接说明了电感的失效程度,因而可以作为匝间短路程度的判定依据。这种新的方法已为大量的实验所验证,较为可靠。
在一定的运行条件下,如果存在绕组匝间短路,由于励磁绕组的有效匝数减少,为满足气隙合成磁通条件,励磁电流必然增大。因此,绕组匝间短路虽引起电流增大,但无功却相对减少,这一故障征兆可以作为识别发生匝间短路故障的一个明显的特征。
3 绕组匝数特性及短路电流分析
3.1 绕组匝数对电机性能的影响
首先采用线性化模型进行分析。在线性模型下,因为径向相对的两个绕组串联为一相,每个绕组匝数为N,所以相绕组最大电感为
式中:Amax为最大磁导。
当电机结构确定时,最大磁导为一固定值,当开关磁阻电机在低转速下运行时不考虑其它因素的影响,相电流近似为一方波,其幅值与斩波限相同,电机输出转矩近似与相绕组匝数的平方成正比。
开关磁阻电机相绕组匝数的设计必须兼顾电机高速和低速性能两个方面,当确定了相电流斩波限和电机输出功率时,就可以进行匝数计算,首先确定最高转速时需要的最小电感。
式中:(θt-θl)为相电流上升区间转子转过的角度;它与电机结构和主开关的开通角有关;ωmax为电机最高转速;Imax可由电机输出功率估算得出。故在斩波模式与最高转速下需要的最小电感为
式中:为斩波模式下的最高转速;Imax为电流斩波限。
令Lmin=min(Lmin1,Lmin2),将Lmax=L/k代入式(4)则得到相绕组匝数的初步设计值。k与电机极弧系数有关,根据经验和仿真结果一般取k=1/6。
3.2 短路电流分析
开关磁阻电机绕组短路故障的二维有限元的分析方法的重点主要是以下3个参数:1)输出转矩;2)故障相的电流;3)短路线圈中的环流。
然而,只有在电机内部的过热温度达到一定的程度,参数环流才比较重要。假设相间是独立的,我们就可以对每一相进行独立的分析,各项参数标注如图2所示。其中,R1为非短路线圈电阻,R2为短路线圈电阻,R3为短路环流电阻,i1为相电流,i2为短路电流,i3为短路环流。
对于相电流i1不变的情况下,极间绕组部分短路的电路中,磁通量减少,主要有两个原因:1)能够产生磁通量的有效线圈减少了;2)短路线圈中的电流i3抑制了磁通量的增加,类似于变压器的短路副边。出于这两个原因的考虑,磁共能及输出转矩如下:
式中:θ为转子位置;Nact为未短路的线圈;Φk为未短路线圈的耦合通量。
由式(8)可以看出输出转矩减小。
在电流控制模式下,无论是否存在短路,平均相电流都要控制到正常电流。短路故障发生时,电机是有可能正常运行的,但是输出转矩会减小。增大故障相和正常相电流可以弥补转矩的减小。在轻载闭环转矩控制系统中,只要电流没有达到功率变换器的极限,调整就是自动的,即它不要求故障检测。对于故障系统,也可以改变故障相和正常相的导通角,来获得最大的输出转矩。
在电压控制模式下,情况不确定。
由式(9)可知相电流i,是外加相电压V和由非短路线圈产生的耦合磁通Φk的函数。
由于电压是固定的,相间短路造成磁通削弱,相电流必然比正常电流大。磁通减小,电流增大,实际的输出转矩可能比正常情况要大。
短路线圈中的电流i3的方程如下:
式中:Nsb为短路匝数;Φ为穿过短路线圈的磁通量。
如果是极间完全短路,穿过短路线圈的磁通量只有其它部分产生,所以短路电路的电流是很小的。如果是部分绕组短路,短路线圈将被附近的非短路线圈磁化,短路相的磁通量是比较大的。短路线圈数目越少,产生的磁通量越大。
由式(10)、式(11)得:
上述方程第1项的电流i1是短路线圈电流和短路电流之和。最后一项是短路电路的环流,用icirc表示。如果用r表示单匝绕组的电阻,λ表示R2与r的比,icirc可以写成
相电流i1产生磁通Φ,短路线圈电流i3阻碍磁通的增加,Rm为磁路中变化的磁阻,则:
在短路线圈数目和非短路线圈数目的一个合适的比例下,icirc有一个最大的比例系数
经过进一步的实验,得出2个结论:第1,如果短路电阻R2不为零,最坏的情况(最大的短路电流)为不止一相短路;第2,当A,R2为0,同时Nsh为1时,达到最坏的情况。根据观察以及式(13),得最大的环流为
式中,Φ(N-1)为N-1匝非短路线圈产生的磁通。
由于是经验求出的公式,所以对于短路电流,只能给出一个比较大的上限。
4 仿真和实验结果
4.1 仿真结果
利用有限元软件一—flux2d和电子电路仿真软件包——simplorer,我们对开关磁阻电机进行了仿真。
我们进行了各种情况的分析,图3为极间完全短路的仿真图,图3a为故障发生电流图;图3b为短路故障发生连续运行的转矩图;图3c为故障发生关掉故障相的转矩图。8/6结构电动机开始运行,30ms之后,一相中的一极短路。
从相电流曲线看,直到故障出现大约7ms后,才出现电流的变化。非故障相的电流减小而故障相电流增加,转速略微升高。这是因为电机在电流模式下存在滞环控制。
从转矩图看,转矩不会有明显影响。所以绕组短路的情况下连续运行是可能的。更重要的是,和图3c的单相完全关断运行的仿真图比较,短路相连续运行时的转矩波动会更小,而且噪声和机械性能更好。
4.2 极间完全短路实验结果
图4、图5分别是对相同的8/6结构的电机,一极完全短路,在输入电压为36 V,输入电流分别为4.5 A,3.7 A,转速为3 000 r/min时电压控制和电流控制的实验结果。
短路线圈的电流i3是由故障相的非故障部分以及非故障相的正交磁化产生的。这种磁化大部分来自一相,其它相的磁化比较小。我们可以用关断短路相来证明i3是正交磁化产生的,如果完全关断短路相,因为相间耦合是很小的,所以故障相的电流很小。
4.3 部分绕组短路实验结果
第2组实验是针对单极间部分线圈短路的情况下进行。本次实验仍然用的是8/6结构的电机。每相由2个绕组串联,每极上一个绕组,每个绕组8匝线圈。如图6所示,图6a、图6b分别为输入电压为36 V,输入电流14.5 A时电压控制下的正常和两匝线圈短路的电流波形。
实验结果表明,当系统只有很少匝数短路时,电机输出的功率与正常值很接近,发生故障相的电流增加不多,但是电流波形会产生较大的尖峰电流,且发生短路的部位电流会导致短路点局部过热,有可能烧坏短路点。
在短路电路中,短路相导通开始和导通结束部分,电流有一个大的峰值(毛刺)。产生这些毛刺是因为短路线圈阻碍了磁通的增加或者减少,也就是说阻碍了电流的变化。高速的时候用有效电压来限制电流的增加,电流变化率就是有效电压的函数,这就是为什么在相同的输出功率的情况下,1 000 r/min的输入功率比3 000 r/min的输入功率相对增大的原因。在两种情况下,在导通的末端,电流的毛刺比较大,这是由于产生了反向的感应电动势。
5 结论
当部分相绕组短路时,有两种选择:关闭故障相或者故障相继续运行。表面上,故障相的继续运行是没有意义的。但是,如果相绕组的一部分短路,效率损失很小。由于该相其余部分仍是有源的,所以可以有较高的输出转矩。此外,当故障相继续运行时,转矩脉动就小得多。最后,这种方式由于可以避免零转矩区域而有助于启动。另一方面,满载时,在电压模式工作状态下,为了限制电流在额定值以内,需要减小电压。最后,应充分考虑机械装置的安全性能。
因此,从整体看,除了在特定条件下输出不平衡或产生较大电流,故障相的连续运行有好的效果。
参考文献
[1]Stephens C M.Fault Detection an Management System for Fault-tolerant Switched Reluctance Motor Drives[J].IEEE Trans.Ind.Appl.,1991,27(6):1098-1102.
[2]Sharma V K,Murthy S S,Singh B.Analysis of Switched Reluctance Motor Drive Under Fault Conditions[C]//In Conf.Rec.IEEE-IAS Annu.Meeting,1998,1:553-562.
[3]Sawata T,Kjaer P C,Cossar C,et al.Fault-tolerant Opera- tion of Single-phase SR Generators[J].IEEE Trans.Ind. Appl.,1999,35(4):774-781.
[4]吴建华．开关磁阻电机设计与应用[M]．北京：机械工业出版社，1999．
[5]王宏华．开关型磁阻电动机调速控制技术[M]．北京：机械工业出版社，1995．
[6]李军雷，丁春芳．开关磁阻电机缺相情况下运行特性的研究[J]．微电机，2005，38(2)：19-21．
[7]冬雷，冯成博．开关磁阻电机相绕组匝数对性能影响的分析与设计[J]．微特电机，2000(2)：10-11．
[8]甘卫红．开关磁阻电动机的故障诊断与容错控制研究[D]．西北工业大学，2006：55-57．