定子电流（通用6篇）
定子电流 篇1
0 引言
双馈风力发电是风力发电的一种重要类型,和其他发电形式相比,双馈风力发电系统的变频器容量只有其发电容量的25%~30%,并且能够独立控制发电机的有功、无功功率[1]。
谐波问题是并网型风力发电系统需要特别关注的问题,谐波对电力系统的运行有很大的负面影响,包括降低设备利用效率,产生振动和噪声,缩短设备的使用寿命等[2]。对双馈电机的谐波进行分析,一方面可以根据谐波源的特点采取一定措施减小谐波;另一方面系统出现问题的时候也可以根据谐波频谱来判断问题来源。
目前,关于双馈电机谐波分析方面的文献还比较少。基于对一台30 k W双馈电机和一台1.5 MW双馈电机的试验数据,本文分析和总结了双馈电机定子电流谐波的来源和特征,最后给出了1.5 MW电机满容量发电的谐波试验结果。
1 双馈电机数学模型[3,4]
定子采用发电机惯例,转子采用电动机惯例,将转子侧的电压和电流折算到定子侧,双馈电机稳态的数学模型可以用式(1)表示:
其中,U、I、r、Xσ分别表示电压矢量、电流矢量、电阻和漏抗;下标1表示定子侧物理量,下标2表示转子侧物理量;Im表示励磁电流矢量;s表示双馈电机的转差率;ω1表示定子磁场旋转角速度,ωr表示转子的旋转角速度;E1和E2表示励磁电压矢量。
根据式(1)可以画出双馈电机的基波等效电路如图1所示。
双馈电机并网后,定子电压等于电网电压,而转子电压由变频器提供,用来控制定子的有功功率和无功功率。定子电压和转子电压都将对定子电流的谐波产生影响。下一节将详细分析定子电流的谐波来源。
2 双馈电机定子电流谐波来源
定子电流的谐波可能来自双馈电机本身、转子侧变流器或者电网电压。图2归纳了双馈电机定子谐波电流的主要来源以及对应的谐波特点。
电机设计过程中,由于定子需要开槽,会引入齿槽谐波。此外,气隙饱和等因素所导致的气隙磁场非正弦分布也会引入谐波。
转子侧控制器也是定子电流谐波的一个重要来源。由于引入了电力电子器件,开关谐波是不可避免的,开关谐波的大小和次数与PWM调制方法有关。此外,控制波形出现的任何畸变都会以谐波的形式耦合到定子侧。定、转子电流的频率不同也给分析带来了一定的难度。
定子电流的谐波也可能由电网电压引起。不仅是电网电压谐波,电网电压不平衡可能会引起定子电流的谐波。
此外,测量装置会影响谐波的测量。测量装置的带宽、响应速度等参数都可能影响测量结果,进而影响谐波分析,在实际应用中应该引起重视。
3 定子电流谐波分析
上一节提到了双馈电机谐波的来源和基本特征,基于对1台30 k W和1台1.5 MW双馈电机的试验结果,本节将对双馈电机的各种谐波进行详细分析,下面给出2台电机的参数。
30 k W双馈电机:额定容量30 k W,额定线电压380 V,额定频率50 Hz,极对数3,定子电阻0.060 2p.u.,转子电阻0.158 3 p.u.,互感6.104 5 p.u.,定子漏感0.136 p.u.,转子漏感0.3125 p.u.。
1.5 MW双馈电机:额定容量1 560 k W,额定线电压690 V,额定频率50 Hz,极对数2,定子电阻0.007 5 p.u.,转子电阻0.006 6 p.u.,互感3.997 p.u.,定子漏感0.052 p.u.,转子漏感0.089 p.u.。
3.1 双馈电机本身的谐波
3.1.1 齿谐波
由于双馈电机定子开槽的原因,电机气隙的磁导变为不均匀,因此在气隙磁场上要叠加一个与定子齿数相对应的附加周期性磁场,这个附加磁场产生的谐波就是齿谐波[5,6]。齿谐波的谐波次数可以通过下面的表达式来计算。
其中,fslh表示齿谐波的次数;S表示电机定子的槽数。
从式(2)可以看出,双馈电机定子齿谐波的频谱成对出现,且间距为2 f1,当f1=50 Hz时,齿谐波的间距为100 Hz,这是齿谐波的典型特征。齿谐波和电机转速相关,转速越高,齿谐波的次数越高。
从频谱中判断齿谐波有2种方法,在定子槽数已知的情况下可以直接计算出齿谐波次数;在定子槽数未知的情况下,可以改变电机转速,多测几组频谱,找到间距为100 Hz并且随转速变化的一组谱线来反算出电机定子的槽数。
实验中30 k W电机随转速变化的频谱图如图3所示,可以明显看出有一组随转速变化且间距为100 Hz的频谱线,将图中齿谐波的频率代入式(2)中计算,可以得到电机定子的槽数为54。
3.1.2 气隙磁场中的高次谐波
除了基波以外,气隙磁场中还有一系列的高次空间谐波,如5、7、11次等,空间中的这些高次谐波切割定子线圈将会产生对应的定子谐波电流。此外,气隙磁场饱和也是产生高次谐波的重要原因。严格意义上,齿谐波属于气隙磁场中的高次谐波,但由于其频谱特征明显,故在3.1.1节单独列出。
气隙磁场中的高次谐波主要由电机设计来决定,从频谱上看,这些谐波电流的次数主要是5、7、11等奇数次谐波。为了测定电机中气隙磁场的高次谐波,可以通过在电机转子上通入理想的正弦励磁电压波形、定子串三相对称电阻的方法来测定。
3.2 转子侧控制器引入的谐波
3.2.1 转子侧谐波的一般分析方法
双馈电机定子磁场旋转角速度和转子的旋转角速度不同,所以定子电流和转子电流谐波次数并不相同,这给分析带来了一定的难度。按照反电势平衡的原理,定子电流矢量的旋转速度等于转子电流矢量旋转速度和电机转速之和,设定子电流矢量速度为ω1,转子电流矢量速度为ω2,则它们的关系可以用式(3)表示:
当n=6k+1,k=1,2,3,…时的谐波为正序谐波,此时谐波电流矢量的旋转方向和基波相同。最低次的正序谐波为7、13次等。
当n=6 k-1,k=1,2,3,…时的谐波为负序谐波,此时谐波电流矢量的旋转方向和基波相反。最低次的负序谐波为5、11次等。
当n=3k,k=1,3,5,…时的谐波为零序谐波。此时谐波电流矢量不旋转。典型的零序谐波为3、9次等。
将式(1)的最后一个方程代入式(3)可以得到正、负序定子谐波电流对应的转子电流谐波的频率为
从式(4)可以看出,定子正序和负序电流谐波对应转子谐波电流在频率6 kω1两边呈对称分布,转差率的绝对值越大,转子电流的频谱距离6kω1就越大。
图4给出了试验中1.5 MW电机的定子电流5、7次谐波及其对应的转子电流谐波频谱图。图4(a)中的转差率为0.3,图4(b)中的转差率为-0.2。可以看出,转子电流的频谱在6次谐波两边呈对称分布,图4(a)中两根转子谱线之间的间距为30 Hz,而图4(b)中两根转子谱线之间的间距为20 Hz。
根据式(4)可以得到定子最低次谐波对应的转子谐波频率值如表1所示。
3.2.2 开关谐波
由于转子电压由电力电子变换器提供,电力电子器件动作产生的开关谐波就会不可避免地耦合到定子和转子电流里面。开关谐波的分析对于滤波器的设计有很重要的意义。
3.2.2. 1 转速不等于同步转速时的开关谐波
当电机的转速不等于同步转速时,转子电流的频率不等于0。转子侧控制器将控制波形经过调制变成PWM波加到转子上。
文献[7]给出了通过正弦PWM调制(SPWM)后输出波形的频谱规律。试验中采用正弦空间矢量PWM调制(SVPWM)方法,调制后谐波频谱和SPWM调制基本一样。输出波形的频谱主要集中在开关频率fs及其倍频2 fs、3 fs等为中心的周围,其中以开关频率fs处的谐波幅值最大,其频率可以表示为
其中,fswh表示开关谐波的次数;N表示载波比;J=2,4,6,…;f2表示转子电流的频率。
将载波比的表达式N=fs/f2代入式(5)可得:
根据式(6)可得到谐波幅值最大的频率为fs±2 f2和fs±4 f2,和式(6)中的转子谐波频率对应的定子谐波频率为
图5和图6给出了1.5 MW双馈电机的开关谐波试验波形图。
图5中转子侧控制器的开关频率为2.4 k Hz,电机的转速为1800 r/min,转差率为-0.2,可以看出转子开关谐波幅值较大的谱线位于2.36、2.38、2.42和2.44 k Hz,对应的定子谐波的频率为2.32、2.38、2.42和2.48 k Hz。
图6中转子侧控制器的开关频率为3 k Hz,电机的转速为1 050 r/min,转差率为0.3,可以看出转子开关谐波幅值的较大的谱线位于2.94、2.97、3.03和3.06 k Hz,对应的定子谐波的频率为2.905、2.995、3.005和3.095 k Hz。
3.2.2. 2 转速等于同步转速时的开关谐波
当转速等于同步转速时,转子侧控制器输出的电压和电流都为直流,频率为0,按照基波等效电路,从转子侧看过去转子回路等效为一个电阻。但从谐波等效电路看,转子回路仍然存在较大的阻抗。转子电流的开关谐波的幅值在其开关频率处达到最大。
试验中,当定子发出有功功率为150 k W,无功功率为0,转子转速为1500 r/min,转差率为0,开关频率为3 k Hz时,转子线电压开关谐波最大值出现在3 k Hz,其幅值为1.084 V,对应的定子开关谐波电流的最大值为0.464 A。
虽然转子和定子电流中都存在开关谐波,但对于开关谐波而言,电机的阻抗很大,所以耦合到定子侧的谐波幅值并不大,比较容易滤除。
3.2.3 和控制波形有关的谐波
如果不考虑转子侧的开关谐波,稳态理想情况下,转子侧电流只含有转差频率的分量。但转子侧的控制波形由逆变器产生,由于控制策略的原因可能产生转子电压波形的畸变,耦合到定子侧就会形成定子电流谐波,这里称之为和控制波形有关的谐波。
由于转子侧控制器和双馈电机构成一个完整的控制回路,因此控制策略会对定子电流的谐波造成很大影响。以矢量控制为例,转子侧电流是转换到转子dq轴进行控制的,控制器参数、转速波动、角度偏差等因素都可能引起转子三相电压的变化,进而会引起定子电流的谐波,需要根据具体问题来具体分析。如文献[8]分析了转速波动对定子电流谐波的影响,指出转速的波动会引起定子电流的低次谐波。
3.3 电网电压引入的谐波
电网电压的谐波可以引起定子电流出现对应次数的谐波,文献[9]给出了电网电压谐波的相关规范。1.5 MW双馈电机的定子电压一般为690 V,需要通过变压器接入电网,因此变压器也是谐波电压的来源之一。
根据试验数据,当转子侧控制器不工作时,电网电压中主要含有5、7次谐波电压,5次电压为0.75 V,7次电压为2.37 V,转子侧控制器工作后,电网电压中的谐波会增加。但由于谐波电压的含量小,在分析定子电流谐波时可以忽略其影响。
此外,还要提到电网电压三相不平衡。不平衡电压会产生定子负序电压和电流矢量,负序电流矢量以角频率ω1反方向运动,相对于基波电流矢量的角频率就是2ω1,这样在电机转子dq轴电流、无功功率和转矩的表达式中就含有了2次谐波分量。若控制策略选择不当,转子电流谐波就会耦合到定子侧。
文献[10-11]分析了电网不平衡情况下的双馈电机模型,并提出了相应的控制策略来减小不平衡对电机定子电流的影响。
4 减小定子电流谐波的方法及试验
4.1 减小定子电流谐波的方法
通过分析可以归纳出减小双馈电机定子电流谐波的方法主要涉及4个方面的内容。
a.改善双馈电机磁路设计。电机气隙磁场非正弦分布带来的谐波可以通过改进电机磁极设计等方法来减小。大功率双馈电机的定子槽数较多,所以齿谐波的次数也比较高,比较容易滤除。
b.提高控制系统传感器性能。当传感器测量不准确时,会引起控制波形的变化,进而引起电流谐波,因此需要提高传感器性能,包括提高供电电源精度、增加屏蔽、校准零漂等。
c.选择合适的滤波器。由于开关谐波和齿谐波的次数比较高,因此可以通过简单的无源滤波器来滤除。滤波器可以加在双馈电机的转子侧,也可以加在定子侧。
d.采用电网电压不平衡控制算法。前面已经提到电网电压不平衡会引起定子电流谐波,因此可以选用不平衡控制策略来减小电流谐波。
4.2 1.5 MW双馈电机满容量试验谐波分析
当1.5 MW电机满容量运行时,电机定子的有功功率为1300 k W,无功功率为0,转速为1800 r/min,转差率为-0.2,电机输出的总功率为1 560 k W。试验装置中采用了4.1节所述方法来减小电流谐波。定子电流中各主要谐波的幅值如表2所示。电机定子电流is、转子电流ir和定子电压us的波形如图7所示。
由于定子电流中开关谐波和齿谐波的次数比较高,幅值很小,所以没有列出。从表2可以看出,定子电流谐波中5次谐波和7次谐波的幅值最大,这些谐波主要是由电机气隙磁场非正弦分布造成的。
从图7可以看出,定子电流和转子电流的波形基本上为正弦波,谐波含量小,通过计算可以得到定子电流的总谐波畸变率THD<3%。
5 结论
根据分析和研究可以得到下面几点结论:
a.双馈电机定子电流谐波的主要来源有电机本身、转子侧控制器和电网电压;
b.由于定子磁场旋转角速度和转子的旋转角速度不同,定子电流和转子电流谐波频谱不同,要根据电机转速和谐波自身特点进行分析;
c.根据双馈电机定子电流谐波的特点可以采用改善电机磁路设计、提高控制系统传感器性能、增加滤波器等措施来减小定子电流谐波;
d.根据1.5 MW电机满容量试验结果可知,双馈电机定子电流中的5、7次谐波含量较大,由于齿谐波和开关谐波的次数很高,并且加装了滤波器,因此耦合到定子电流中的谐波幅值很小。
摘要：介绍了双馈电机的数学模型,并在此基础上总结了双馈电机定子电流谐波的来源和基本特点;基于对一台30 kW和一台1.5 MW双馈电机的具体试验数据,结合理论分析得到了齿谐波、开关谐波、电网电压引入的谐波等各种电流谐波的频谱特征,总结了定、转子谐波电流之间的关系;根据各种谐波的特点提出了减小定子电流谐波的方法,并将这些方法应用在1.5 MW双馈风力发电样机系统中,给出了满容量发电时的电流谐波试验结果,验证了这些方法的实用性。
关键词：双馈电机,定子电流,谐波,风力发电,频谱特性
参考文献
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定子电流 篇2
1.1 发电机定子线圈吹水的必要性
发电机说明书及厂家技术服务说明书, 明确要求发电机在通水后不能进行直流耐压试验, 定冷水未吹干时进行直流耐压试验可能会损害引水管手包绝缘, 出现不必要的损害, 或导致试验数据不准确, 无法做出正确的判断。
1.2 达到试验条件的吹水衡量标准
根据发电机制造厂的要求, 须进行直流耐压试验必须将各部件的水彻底吹干, 吹干的衡量标准为在发电机所处温度下, 定子线圈内部的真空度达到同一温度下的饱和蒸气压力, 此等状况可认为将水吹干, 方可进行直流耐压试验。
2 水冷式发电机定子线圈吹水方法
2.1 发电机出厂前吹水方法
发电机在制造过程中, 定子线圈、绝缘引水管、汇水环安装完成后, 进行通水试验和密封性试验, 以检验各部件结合部有无渗漏情况, 之后的工序为发电机定子线圈的直流耐压试验。由于此时发电机在工位上, 现场有大型起吊设备, 并且具备起吊条件, 所以发电机制造厂家用大型吊具将发电机整体起吊成90度, 以便将各部位的积水完全排出, 最后用纯净的压缩空气吹干, 使其达到直流耐压试验要求。
2.2 生产现场发电机吹水方法
各发电厂没有大型的起吊设备, 发电机已安装到位根本不允许也不可能起吊, 因此无法使用制造厂家的吹水方法。根据各发电企业的预试规程, 此试验要作为发电机是否健康运行的一种重要判据, 明确要求每年根据现场实际条件借机进行发电机直流耐压试验, 因此各发电企业必须寻找一种满足现场条件、具有可操作性的吹水方法。
现对某电厂2010年两台600MW水内冷发电机直流耐压试验前吹水方法及注意事项做一简单概述。该厂采用压力与抽真空相结合的方法进行吹水。
(1) 将发电机顶部汽侧、励侧定冷水管全部拆除, 加堵板严密封堵。 (2) 制作专用吹水法兰管道。离门使用快速开关门。制作法兰管道使用与排污门相同粗细的不锈钢管, 法兰等其他部件全部使用不锈钢部件。清理制作好的管道, 确保铁屑等杂物彻底清除, 防止杂物进入发电机定冷管道。 (3) 将制作好的管道连接到励侧排污管道上, 另一侧通过可以承压的软管连接到压缩空气管道 (最好使用厂用仪用压缩空气, 厂用仪用压缩空气比较干燥、干净) 。给汽侧排污管道上加装一个快速开关门。 (4) 吹水时, 汽侧和励侧排污门全部置于全开位。用制作的法兰管道快速开关门控制吹水压力。 (5) 开始吹水时采用敞开式吹水, 即将汽侧排污门、励侧排污门、快速开关门 (1) 、快速开关门 (2) 全部置于全开位, 使用0.5MPa (或与发电机制造厂家协商使用多达压力) 的压缩空气进行吹水, 直至汽侧排污门出气无明显水分时, 停止此项操作。 (6) 将汽侧排污门、励侧排污门置于全开位, 快速开关门 (2) 置于全关位, 用快速开关门 (1) 向定冷水管充气, 压力达到0.5MPa时停止并关上快速开关门 (1) , 保持压力30分钟。最后将快速开关门 (2) 、快速开关门 (1) 同时打开。重复操作此步骤。 (7) 当承压吹水无明显水分时, 开始抽真空, 利用水在不同温度下的饱和蒸汽压不同将水抽出。必要时抽真空操作与承压吹水可以交替进行。 (8) 当真空度达到发电机本体温度下水的饱和蒸气压力时即认为定冷水已吹干, 达到直流耐压试验要求。
3 发电机直流耐压泄露电流超标检查方法
2011年某电厂在进行发电机直流耐压时发现B相泄露严重超标, A相泄露电流为18μA, C相泄露电流为16μA, 而B相耐压试验在电压达到44KV时, 泄露电流激增到520μA。随即停止试验, 对发电机出线瓷瓶及试验接线进行检查, 确认无误后再次试验。当电压达到38KV时, 泄露电流激增到500μA, 停止试验。随即安排检查各部手包绝缘, 打开出线罩入孔门检查出线手包绝缘, 拆除汽侧励侧各一组氢冷器进入发电机进行绝缘引水管手包绝缘检查, 未发现明显异常。通过这些检查基本排除了外部因素引起的泄露电流超标的可能性, 判断故障点应该在各部手包绝缘处。
通过外部检查, 未发现明显故障点, 决定采用分段加压法, 逐段查找故障点, 具体操作步骤如下: (1) 按照上述吹水方法进行吹水, 直至达到要求后, 征询发电机制造厂的意见后采用加压的方法进行缺陷查找。 (2) 用厚度为0.01mm—0.02mm的锡箔纸将发电机出线罩内B相出线端、中性点端引出线严密包裹, 在锡箔纸上接高压线, 定子线棒全部接地。 (3) 加压时, 5KV、10KV、15KV、20KV、22KV梯步加压, 最高电压不超过发电机出口电压。每一电压等级保持1分钟, 加压过程必须缓慢进行, 如果泄露电流突然增加应立即降低电压直至电流减小稳定, 待稳定后再次开始缓慢加压, 如果再次发生泄漏电流突增立即停止加压操作。 (4) 加压至3KV时, 直流泄露电流突增到100μA, 停止试验。 (5) 重新连接高压线, 只在出线端加压, 操作过程重复步骤3, 当电压加压至3KV时, 直流泄露电流突增到100μA, 停止试验。 (6) 之后对出线端采取分段法加压查找缺陷, 最后在发电机出线端伸缩节处加压3KV时, 电流突增, 其余部分试验正常。 (7) 中性点端采取上述方法进行查找, 加压至22KV, 泄露电流正常。
4 结论
经过上述操作后, 决定打开手包绝缘进行检查, 剥开出线端伸缩节处玻璃丝带后发现硅橡胶自粘带贯穿性断裂, 伸缩节绝缘盖板有对应的放电点, 手包绝缘结构与随机图纸所标工艺方法不符, 伸缩节外部按照实际工艺未见聚酰亚胺薄膜, 可以判定此次直流耐压试验B相泄露电流超标的原因在于厂家手包绝缘工艺问题。
摘要：本文浅析600MW水内冷发电机定子直流耐压前线圈内部定子冷却水管、绝缘引水管、汇水环内部积水吹干方法, 以及在直流耐压过程中泄露电流超标故障查找方法和注意事项。
定子电流 篇3
异步电机以其结构简单、价格低廉、坚固耐用等优点，在舰船动力装置中得到广泛应用。它是电力系统等重要生产过程的关键辅机设备，供电系统90%的电能是通过电动机消耗的，其运行状况对于电力系统的安全运行具有很大的影响。因此，对异步电机进行安全可靠的在线监测和故障诊断具有重要意义。感应电动机虽然只由定子、转子、气隙以及轴承等几个部分组成，结构比较简单，但实际工作中电动机是一个复杂的机电设备，具有复杂的机、电、磁等物理的甚至化学的演变过程。电动机故障诊断研究的就是如何对这些外在表现进行提取、检测和判定，并寻找这些参数变化和故障之间的对应关系。异步电动机的故障监测和诊断方法有多种，如感应电压检测法、轴向磁通检测法、定子电流频谱分析法[1,2,3,4]等。而定子电流频谱分析法具有不需对电机进行改造，只要增加一个成本低廉的电流传感器。因此，定子电流的频谱分析是最常用的，也是研究得最多的一种监测方法。
定子电流频谱分析诊断法的基本原理是：将感应电机的定子电流频谱作为判断异步电机状态的依据。当存在定子机械故障、转子断条，或静、动态偏心等故障时，气隙中会产生谐波磁通量，它在定子线圈中产生感应电流，通过调制电源频率，采集被调制电流信号，然后利用信号处理技术来检测电机的特征故障频率。本文针对异步电机故障特征频率的特点，阐述了定子电流信号的采集分析方法。
2、异步电机典型故障分析
2.1 转子导条断裂或松动等故障
电动机的转子故障主要是指转子断条、转子端环断裂以及转子中的高阻接头故障。故障原因既可能是电动机制造过程中出现质量隐患，如铸件质量低下、焊接不良以及转子强度不够等，也可能是电动机使用过程中出现的故障，譬如电动机的频繁启动和过载运行，使转子承受着高温和极大的应力。高温和应力的长期作用，使得转子导条和端环容易产生材料疲劳或造成高阻接头，在导条断裂后，断裂的导条会使相邻的导条流过更大的电流，从而使相邻导条承受更大的机械和热应力，导致这些导条加速断裂，促使转子故障范围和程度进一步扩大，严重时断裂的导条甚至会刮伤定子绕组，造成电动机的报废。
2.1.1 转子导条松动
如果转子铜条松动，会在转子铜条通过频率RBF处出现波峰，并带有两倍行频的边频带, 即使不知道转子铜条数, 如果看到一个高频波峰并带有两倍行频的边频带, 就可以判断该故障。
2.1.2 转子松动
有时转子能在轴上滑动，通常是间歇性的，并取决于其温度，同时它会引起很强的1倍振动及其谐波。载荷或线电压的突然变化都会导致这种情况。
2.1.3 转子铜条断裂
当转子出现断条故障时，定子电流中会出现频率为故障特征电流，其中频率为 (1-2s) 的电流为最基本的故障特征成分。转子铜条断裂会在1倍工频处产生极通过频率边频带以及它的谐波（2倍、3倍等）。表1为转子断条状态评估表。
如果第二和第三次滑差谐频相差在10%以内：转子劣化很可能是裂纹。如果滑差基频及其所有谐频衰减：转子劣化很可能是断条。图1为电机转子断条频谱。
如果有多于三个滑差谐波：滑差 (极通过) 在解调频谱中有多于三个谐频, 这很可能是某个高应力部件的转动有关的机械频率, 例如紧的皮带、磨损的齿轮、减速器、或轴涡动。多谐频也可能是铸铝转子气孔的原因。
2.2 定子绕组故障
由于电动机定、转子之间的磁耦合关系，当定子绕组出现故障时，在电动机转子绕组电流中会感应出相应的故障特征分量，该特征分量同样会因电动机定、转子间的磁耦合关系而映射到定子电流中，虽然这种定、转子间的反复映射会使故障特征信息减弱，但若能在定子电流中检测出代表定子绕组故障特征的典型频率成分，就有可能对电动机定子绕组的故障程度情况作出判断。
定子绕组匝间短路故障主要是同一相绕组相邻两匝或数匝线圈之间由于绝缘破坏而发生短路。电动机绝缘系统无论在机械强度、耐热性、对环境的抵抗能力以及耐久性等方面，都是电动机结构中最为薄弱的环节之一。由于各种原因引起的碰磨、老化、过热、受潮、污染和电晕等是造成匝间绝缘损坏的主要原因。当匝间短路的匝数较少时，对电动机运行的影响很小，故障特征表现不明显。异步电动机发生定子绕组匝间短路故障后，在其定子电流中将出现负序分量与边频分量。磁动势将在定子侧感应出频率为[1+（n±v） (1-s）]的电流分量。当n=1, v=1时，在定子侧感应、（3-2s）电流分量;当n=1, v=3时在定子侧感应（5-4s）、（1-2s）分量。这就是异步电动机发生定子绕组匝间短路故障后，定子电流边频分量的产生机理。图2为定子线圈匝间绝缘劣化。
2.2.1 定子机械故障
定子机械故障频率=定子槽数*RS±FL;双转速 (Hz) 间隔的双峰的中心频率满足M的整数倍。如果已知定子槽数，并且在高频频谱的RS±FL位置存在峰，那么可确定定子机械问题。
2.2.2 定子电气故障
定子劣化故障频率={定子槽数*RS±FL}±RS;
定子匝间短路故障利用定子电流频谱来分析相对于电机电路分析较困难，最好的匝间短路判断方法是测试电机的静态电气参数。
2.3 轴承故障诊断频谱
对于轴承故障, 大多数情况下运用振动监控来检测, 其不便之处在于须将测试仪器装到电动机上。R.R.Schoen等人提出运用定子电流特征频率法来检测轴承故障, 避开了这一问题。实际上, 轴承支撑转子, 轴承故障将引起气隙长度的变化, 如对滚动轴承来说, 气隙在半径方向发生变化, 其结果可看作沿两个方向运动的旋转偏心。轴承故障可通过定子电流特征频率反映出来, 电流特征频率与电源频率和振动特征频率有关, 振动特征频率又与轴承结构有关, 可通过相关参数计算出来, 从而找到振动与电流频谱之间的关系。轴承故障主要是由于负载过重、润滑不良、加工装配质量不佳、轴电流、异物进入等原因, 引起轴承磨损、表面剥落、腐蚀、碎裂、锈蚀、胶合等现象。轴承出现故障后, 将会引起电动机的异常振动。此外, 当电动机转子质量分布不均匀或与拖动负载装置轴心不对中时, 转子重心将产生偏移, 该重心偏移在转子旋转时会产生单边离心力以及不对称电磁拉力, 从而引起转子支撑力的变化, 这种变化将导致机械振动, 使轴承系统疲劳直至产生各种轴承故障。
轴承故障有一组独特的故障频率，据此可识别轴承问题。在电流频谱中这些故障频率峰值的存在指示轴承故障（内圈、外圈、滚动体或保持架），劣化的程度根据这些峰的幅值大小评估。
外圈故障频率：
内圈故障频率：
滚动体故障频率：
保持架故障频率：
其中，rm为电动机转频，n为滚动体数目，BD和PD为滚动体直径和轴承节径，φ为滚动体的接触角。
有了振动频率，可以根据CF=|1±mv|，m=1, 2, 3…计算出定子电流中相应的特征频率。其中1为供电频率，v为以上四式计算出的振动特征频率。
2.4 气隙偏心故障诊断方法
气隙偏心故障是指电动机制造或安装不良造成的定、转子间气隙不均匀，这种不均匀容易使转子旋转时产生单边磁拉力，造成电动机工作时产生振动和噪音，气隙偏心故障发展到一定程度时，有可能使转子与定子绕组之间发生碰磨，从而造成定子绕组的损坏。气隙偏心又分动态偏心和静态偏心两种形式。
2.4.1 静态偏心
静态偏心是定转子气隙不均衡的现象，一般由柔性基础，轴承松动，或滑动轴承气隙调整不当引起。在电流频谱中，它表现为条通过频率的工频边带。静态偏心产生的峰值频率=RB (转子条数) xRS (转速) ±n FL;N是奇数。
2.4.2 动态偏心
动态偏心是存在变化的定转子气隙的现象，一般由轴承座或端盖磨损引起。它可迅速损坏轴承和轴承座，最终导致转子摩擦定子。在电流频谱中它表现为条通过频率工频边带上的转速边带。图3为电机静态偏心故障，图4为电机动态偏心故障。动态偏心={RB (转子条数) xRS (转速) ±nFL}±mRS;n是奇数，m是任意整数。
2.4.3 复合偏心
当存在复合偏心时，会在定子绕组中感应出频率为1±r的特征频率成分，这与众所周知的结论相吻合。如果考虑到这些频率的电流进一步和气隙磁场作用产生转矩和转速的波动，可以导出1±mr (r为转子旋转频率，m为正整数) 故障特征频率成分的存在。
2.5 其他故障
2.5.1 连接松动
由于连接松动引起的相位问题也会产生很强的两倍行频（100Hz）的振动，同时伴有1/3的工频的边频带。
2.5.2 基础松动
在RMS解调频谱中，基础松动表现为电动机转速的半频。
3、总结
电动机定子电流是一个检测电动机故障的非常好的状态监测参数，在不影响电动机运行的条件下对电流和电压信号进行频谱分析可检测各种故障，包括：转子损坏，基础松动，静态和动态偏心，铁心损坏，匝间短路和轴承故障等。本文研究了舰用感应电机典型故障及电机故障诊断中定子电流频谱，将具体的典型故障与相应出现的电流频谱相对应。这样测试人员可以根据测得的定子电流频谱图准确地判断电机故障。
摘要：对舰用感应电机常见故障及电机故障诊断中常用的定子电流频谱分析法作了简单介绍, 分析了常见中小型舰用感应电机故障特征频率的分布范围, 以及不同的电机故障对频率分辨率的不同要求。
关键词：异步电动机,故障诊断,定子电流
参考文献
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[2]董建园, 段志善, 熊万里.异步电机定子绕组故障分析及其诊断方法.中国电机工程学报.1999.3, 19 (3) :27-30.
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定子电流 篇4
3#发电机在2012年预防性试验中发现存在缺陷,具体数据为:①定子绕组绝缘电阻:A相→B、C相及地为R15"/R60"=352/1020MΩ、B相→A、C相及地为R15"/R60"=357/1 010MΩ、C相→A、B相及地为R15"/R60"=351/960 MΩ;②定子绕组泄漏电流和直流耐压试验数据见表2。
从预防性试验数据看,3#发电机定子绝缘电阻合格,泄漏电流和直流耐压试验31.5 kV时A相泄漏电流39μA、B相泄漏电流约17μA、C相泄漏电流约18μA、可以看出A相的泄漏电流与其他两相比较超过1 00%,不符合《电力设备预防性试验规程》(DL/T 596—1996)和《电力设备交接和预防性试验规程》(Q/CDT 107 001—2005)中的规定。
2 3#发电机定子故障点查找
准备工作:①测量前要把所有发电机出口电压互感器拉出或拆掉电压互感器的一次保险、发电机出口CT二次绕组短路接地。定子线圈检温元件在接线端子处接地;②将所有绕组充分放电;③分相或分支测量时,并将非被试绕组、转子绕组连接至机壳接地;④试验结束将被测绕组回路对接地的机壳作电气连接5 min以上使其充分放电;⑤根据发电机的额定电压确定试验电压,并根据试验电压和发电机容量选择适合电压等级的电源设备、测量仪表和保护电阻。
由于3#发电机定子泄漏电流A相的泄漏电流与其他两相比较超过100%,但绝对值并不大,绝缘电阻近1 000 MΩ,故障点很可能不靠近铁芯或在槽外端部;针对这种情况,我们分析决定把A相的A1支路与A2支路分开,分别对A1支路和A2支路逐步加压试验,结果发现是A2支路存在故障。那有没有较为简单可行的方法先排除A2支路端部是否有问题呢?对于火电机组有“发电机手包绝缘表面电位外移试验及直流耐压试验处理方法”,但目前水轮发电机尚没有“电位外移法”测试标准,而且水轮发电机和汽轮发电机的绝缘结构和安装形式也不完全相同,所以水轮发电机直流耐电压试验过程中出现三相泄漏电流不平衡的问题时,工程技术人员难以直接找到解决问题的依据和测试标准。对于水电机组端部手包绝缘没有先例、国标及预防性试验规程也没有这项目,因为水电机组发电机定子有几百甚至上千个槽,并且端部手包绝缘及接线盒距离很窄、很难包锡薄纸包、工作量极大。结合我们以往在处理火电机组发电机定子泄漏电流不平衡的成功经验,可以考虑借鉴火电机组的处理方法先排除A2支路端部是否有问题。测量接线图如图1所示。
把A2支路的132个槽上下端部全部260多个定子线棒接线盒及相关端部过渡线都用锡薄纸包好。按上述测量接线图对A2支路逐步加压到15.75 kV直流电压,逐一测试200多个接线盒及相关端部过渡线的泄漏电流。试验结果发现A2支路的第56槽下部接线盒泄漏电流达71μA,其他接线盒及相关端部过渡线的泄漏电流都在1μA左右,比较平衡,说明故障点在第56槽下部接线盒。
4月中旬,检修班拆开第56槽线棒接线盒,更换好新接线盒,A2支路试验已没问题、定子A、B、C三相绝缘试验也没问题。
3 3#发电机定子接线盒更换后直流耐压试验
试验步骤:①测量前要把所有发电机出口电压互感器拉出或拆掉电压互感器的一次保险,发电机出口CT二次绕组短路接地,定子线圈检温元件在接线端子处接地;②将所有绕组充分放电;③试验前先空载分段加压至试验电压以检查试验设备绝缘是否良好、接线是否正确;④将直流电源输出加在被试相或分支绕组上,从零开始升压,试验电压按0.5 Un分阶段升高,每阶段停留1 min,并记录每段电压开始15 s和60 s时微安表的电流值;⑤试验过程中,如发现泄漏电流随时间急剧增长、有绝缘烧焦气味、冒烟或发生响声等异常现象时,应立即降低电压,断开电源,停止试验,将绕组接地放电后再进行检查。
3#发电机定子更换好新接线盒、绝缘电阻测试结果合格后,进行定子绕组泄漏电流和直流耐压试验,结果见表3。
因此,3#发电机定子更换好新接线盒后绕组泄漏电流和直流耐压试验测试结果合格。
4 3#发电机定子接线盒更换后交流耐压试验
4.1 进行3#发电机定子交流耐压试验
2012年4月17日进行3#发电机定子交流耐压试验,本次试验条件为:拆开发电机中性点软连接,分相进行试验;发电机各测温元件短接接地。
4.2 根据实际情况选择谐振
随着发电机容量的不断增大、发电机定子绕组的对地或相间电容量大大增加;由于发电机定子绕组的对地或相间电容量大,如果采用常规试验设备,设备笨重,短路容量大,一旦发电机定子绕组绝缘被击穿时故障点短路电流大,就会造成烧损铁芯,使发电机难以修复导致经济损失。因此,大型发电机交流耐压试验时需采用谐振耐压。可根据实际情况选择并联或串联谐振。串联谐振电路在发生被试品击穿时,立即脱谐,相当于立即串入了一个大的限流电抗器,随着击穿的发生,电流立即下降为正常试验电流的1/Q (Q为试验回路品质因数,一般Q=10～50),可确保击穿后定子铁芯绝对安全。
(1)并联谐振:是由试验变压器励磁电流与被试发电机电容电流激起的。并联电抗器:可使用定值电抗器组或可调电抗器,必要时也可二者组合使用。额定电压应高于试验电压Us(kV);电感量用下式估算:
式(1)中:F指试验电源频率,通常为50 Hz;Cx指被试绕组对地等效电容(F)。
电抗器额定电流应大于试品所需电流Is,其中Is可按下式估算:
试验变压器:高压侧额定电压Un高于Us,容量和高压侧额定电流In可用下式估算:
式(3)中:Q指试验回路的品质因数,Q=2πfL/R,对于空冷发电机Q值为5～20,对于水内冷发电机为5～10;R指回路的等值损耗电阻(Ω)。
调压器:容量与试验变压器匹配。
(2)串联谐振:是由被试发电机电容和试验变压器的漏抗激起的。
串联电抗器:耐压应高于试验电压Us (kV);电感量和额定电流估算同并联谐振。
试验变压器:额定电流In大于试品所需电流Is (估算公式);容量和高压侧额定电压Un可用下式估算:
调压器:容量与试验变压器匹配。
定子交流耐压试验接线原理如图2所示:
4.3 试验步骤
①测量前要把所有发电机出口电压互感器拉出或拆掉电压互感器的一次保险,发电机出口CT二次绕组短路接地,定子线圈检温元件在接线端子处接地;②将所有绕组充分放电;③接好线后,在空载条件下调整保护间隙,其放电电压为试验电压的110%～115%(如采用串联谐振需要另外的变压器调整保护间隙),试验前先空载分段加压至试验电压以检查试验设备绝缘是否良好、接线是否正确;④试验电压值从达到75%Us起,以每秒2%Us的速率升压,升至试验电压后维持1 min,记录各表计数据;⑤在试验过程中,如果发现电压表指针摆动很大,电流表指示急剧增加,有绝缘烧焦气味、冒烟、发生响声等异常现象时,应立即降低电压,断开电源,被试绕组接地放电后再进行检查。
试验时,环境温度:24.4℃;环境相对湿度:67%。
4.4 定子绕组耐压前绝缘电阻
A相→B、C相及地为R15"/R60"=206/663 MΩ、B相→A、C相及地为R15"/=R60"=203/612 MΩ、C相→A、B相及地为R15"/R60"=205/619 MΩ。
4.5 定子绕组交流耐压试验数据(见表3)
4.6 定子绕组耐压后绝缘电阻
A相→B、C相及地为R15"/R60"=215/670 MΩ、B相→A、C相及地为R15"/R60"=212/611 MΩ、C相→A、B相及地为R15"/R60"=211/626 MΩ。
因此,3#发电机定子更换好新接线盒后交流耐压试验数据未发现异常,符合相关规定值,试验结果合格。
5 3#发电机定子接线盒更换后短路、空载特性试验
5.1 发电机短路特性试验
5.1.1 试验步骤
①将励磁电源改为他励电源(用临时电缆将6 kV厂用电连接到励磁变高压侧);②在发电机出口接好短路排(或在主变高压侧接好短路排);③接好试验线路;④励磁调节器改为手动调节,并置于输出最小位置;⑤退出发电机过流保护,退出强励装置;⑥按运行规程启动发电机并维持额定转速,合上励磁开关和灭磁开关;⑦调节励磁调节器的输出电流,使发电机定子电流逐渐增加,并同时检查盘表的指示值是否正确,一直达到1.2倍额定定子电流值,录取定子电流、转子电流数据;⑧逐步减小励磁电流以减小定子电流,在定子电流分别为1.2、1.1、1、0.95、0.8、0.6、0.5、0.3、0.2倍额定电流下记录定子电流和励磁电流值。
5.1.2 短路特性试验数据(见表4),短路特性曲线(如图3所示)
5.2 发电机空载特性试验
5.2.1 试验步骤
①发电机出口开路或带主变时主变高压侧开路;②励磁调节器为手动调节,并置于输出最小位置;③投入发电机过流保护和差动保护,退出发电机过压保护;④按规程启动发电机并维持额定转速,合上励磁开关和灭磁开关;⑤单方向调节励磁调节器,使定子电压升高至最大试验电压(水轮发电机为1.3Un、汽轮发电机为1.2 Un、带发变组为1.05 Un),录取定子电压、转子电流数据;⑥单方向调节励磁调节器,使定子电压逐步降低,分别记录9～11组定子电压、转子电流数据,同时检查盘表;⑦跳开灭磁开关。
5.2.2 空载特性试验数据(见表5),空载特性曲线(如图4所示)
以上发电机短路、空载特性试验,结果符合《电力设备交接和预防性试验规程》(Q/CDT 107 001—2005)和《电气装置安装工程电气设备交接试验标准》(GB 50150—2006)中的规定值,结果合格。
至此我们顺利完成乐滩水电厂3#发电机定子直流泄漏电流不平衡分析查找,经过仔细查找,终于找到并处理好故障隐患点,解决了困扰电厂多年的隐患问题。
6 结语
综上所述,对于水轮发电机定子绕组绝缘电阻合格泄漏电流不平衡故障点查找,传统方法是直接对发电机定子绕组施加交流或直流、将高阻性接地降为低阻性接地并观察故障点放电、冒烟等现象来查找,但该方法也会导致故障扩大、处理起来更困难、修复成本更大、机组恢复时间更长等缺点。在乐滩电厂3#发电机定子故障点查找处理中,我们率先借鉴火电机组的处理方法来排查水电机组端部手包绝缘是否存在缺陷,结果我们很快找到A2支路的第56槽下部接线盒存在缺陷,不需要更换定子线棒,缩短了定子绕组故障点处理时间,降低了修复成本,3#机组以最快的时间恢复并网发电,创造了很大的社会及经济效益。
摘要：为了查找乐滩电厂150MW水轮发电机定子绕组泄漏电流不平衡故障点,针对水轮发电机组定子端部绝缘状况判断测试工作进行了探讨,首先对此缺陷的产生原因及处理过程进行了分析,为水轮发电机定子绕组直流泄漏三相不平衡的原因查找及处理提供了新的思路和方法。更换发电机线棒接线盒后,发电机所有试验项目均符合相关规程要求。
关键词：发电机,定子,泄漏电流,不平衡,故障,查找
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定子电流 篇5
变速恒频风力发电系统实现了最佳叶尖速比的控制及风能的最佳捕获, 近年来双馈变流技术及全功率变流技术获得了快速发展。双馈变流器仅提供感应电机转子侧的滑差功率, 其功率小、运行可靠;另一方面, 双馈电机定子直接连接于电网, 稳态条件下定子磁链观测矢量近似与电网电压垂直, 易于实现矢量控制, 但电网电压的瞬间跌落、闪变均会产生转子变流器的过压过流问题。
目前, 针对网压的稳态对称和不对称控制, 主要通过Crowbar电路或Chopper电路实现变流系统的保护, 但将导致转子励磁的失控。因此, 研究网压故障时转子变流器的励磁控制策略具有重要的理论意义和工程实用价值。
文献[1]研究了不对称跌落过程中双馈系统转子开路条件下的磁链暂态过渡过程, 但未给出转子馈电条件下的转子励磁电压与励磁电流的函数关系, 无法实现定转子电流的过渡过程控制;文献[2]分析了双馈感应发电机 (DFIG) 定子短路条件下采用Crowbar电路对转子实现保护后的定子电流特性;文献[3]对电网稳态不对称条件下的感应发电机转子励磁控制策略进行了研究, 但是未分析暂态过程的电机电磁特性, 也未进一步给出网压跌落暂态过程的控制策略;文献[4]对网压故障时的双馈机组机电暂态进行了建模;文献[5]针对感应电机, 提出了一种基于极坐标变换的饱和反馈低通滤波的定子磁链观测方法, 但未考虑定子电阻误差对累积误差的影响。
本文建立了DFIG在同步dq坐标系的暂态数学模型, 针对电网电压跌落后DFIG的暂态过程, 提出通过对双馈电机定转子电流的采样, 实现定、转子磁链的实时观测, 获取转子电流控制器前馈项, 在dq坐标系中通过定子直流暂态磁链的补偿和故障消除后的补偿电流线性化衰减, 实现低电压穿越 (LVRT) 过程中定子电流的正弦化控制。为实现上述控制目标, 本文提出了一种基于交直流多分量增益的并联比例谐振 (proportional resonant, PR) 控制策略, 以实现交直流混合指令的无静差控制。
由于正序电压的突变与负序电压的突变, 由此产生定子直流磁链的数学建模和物理机理完全相同, 为简化建模过程和不失研究的一般性, 本文对DFIG对称跌落的直流暂态过程进行研究。所用方法也同样适用于不对称故障暂态过程的直流磁链补偿控制。
1 电网故障条件下暂态控制方程
图1所示为矢量控制中忽略定子电阻压降时定子磁链定向方法。图中, Ψs为定子磁链空间矢量实际值。将定子端电压矢量顺时针旋转π/2作为dq旋转坐标系的d轴[6,7]。稳态时, d轴是近似定子磁链矢量角度;暂态时, d轴是近似定子磁链矢量交流稳态分量的角度。本文在此定向原则基础上, 对转子电流暂态控制方法进行分析和研究。
同步dq旋转坐标系中DFIG的电压方程矩阵为:
式中:u, Ψ和i分别为电压、磁链和电流;ω1为同步角频率;ωr为转子角频率;下标“d”和“q”分别表示同步旋转坐标系d轴和q轴分量;下标“s”表示定子量;下标“r”表示转子量;Rs和Rr分别为定子电阻和转子电阻。
对应的定、转子磁链方程为:
式中:Ls, Lr和Lm分别为定子电感、转子电感和互感。
根据式 (1) 第1行与第2行, 得到:
其中
式中:Δudr_s和Δuqr_s分别为由定子分量构成的转子d轴、q轴电流控制的前馈项;Δudr_r和Δuqr_r分别为由转子侧分量构成的转子d轴、q轴电流控制的前馈项。
通过对式 (6) 至式 (9) 分析可知, 稳态时, 可忽略定子电阻及电流一阶导数项和磁链一、二阶导数项, 定子电压一阶导数也为零。考虑到q轴定向于定子电压空间矢量角度时, 式 (3) 的稳态表达式为[8,9,10,11,12,13]:
将式 (1) 第2行和第1行分别代入式 (6) 和式 (7) 得到:
将式 (2) 中Ψds和Ψqs分别代入式 (8) 和式 (9) , 整理后可得:
2 电网故障下的转子电流控制
当t0时刻电力系统存在低阻抗扰动, 电网电压发生突降及相位跳变故障时, 设故障前后电压关系为分别为电网突变前后的空间电压矢量;p为跌落深度 (标幺值) 。假定转子维持交流励磁状态, 根据磁链守恒原则及式 (15) 所述矢量关系, 定子磁链轨迹圆心将偏离原αβ坐标原点而存在直流分量, 且该直流磁链的励磁电流由定子电流提供。由于定子电阻的阻尼效应, 定子的暂态直流电流逐步衰减至0。
式中:irs为位于定子坐标系的转子电流;us和is分别为定子电压和电流。
如图2所示, 以为圆心, 以为半径的圆为稳态转子电流与直流补偿电流之和产生的互感磁链轨迹。
对网压突变前时刻的转子电流空间矢量计算可得:
式中:λp为q轴有功电流分量与额定电网电压幅值的比例系数。
对网压突变后t0+时刻含直流磁链补偿的转子电流空间矢量计算可得:
以下将分两类情况对上述基于定子磁链近似观测的转子直流电流补偿方法作进一步分析。
情况1:根据式 (17) 和式 (18) 进行计算, 若网压相位未发生跳变 (θjump=0) 且故障瞬间λp保持恒定, 则转子电流空间矢量轨迹具有连续性。此外, 由于us-d (irLm) /dt在t0前后具有连续性, 根据式 (15) 可知定子电流矢量在空间上存在连续性、正弦性无畸变。
对于式 (15) 中代数项Rsis+Ls (dis/dt) 故障前、后计算如下:
对比式 (19) 和式 (20) 可见:
综上所述, 考虑到转子电流响应速度远大于定子磁链变化率的特点, 可按照us/ω1计算定子磁链并进行网压跌落时的转子直流电流补偿, 以实现定子电流与网压空间矢量相位关系的恒定并保持正弦性, 定子电阻对暂态过程产生的影响可忽略不计, 过渡过程可忽略不计。
关于电网电压恢复时刻t1, 基于转子直流电流补偿控制方法的定转子暂态分量分析过程与网压跌落分析同理, 文中不再赘述。图3所示为电网电压恢复瞬间近似定子直流暂态磁链空间矢量分析。图中:分别为网压恢复前后的电压空间矢量;重合于图2所示分别为网压恢复前后定子磁链轨迹圆的圆心
电网电压恢复瞬间的定子直流暂态补偿磁链空间矢量表达式为:
当电网电压恢复后, 转子d轴励磁电流的直流稳态分量恢复为额定值。
3 基于多分量增益的并联PR控制
为实现定子电流正弦化控制的DFIG系统LVRT, 转子电流中除存在dq轴稳态直流分量外, 在静止坐标系中的直流补偿电流经过坐标变换, 在旋转dq轴表现出工频交变特性。因此, 转子dq轴电流同时含有直流分量和工频交流分量。本文通过一种双通道、交直流分量独立增益的并联PR控制方法, 实现含有交、直流分量转子电流指令的无静差控制[14,15]。
PR控制器是由比例环节与广义积分环节构成, 其开环传递函数为:
式中:Kirp为比例系数;kirr为谐振系数;ωirc为衰减系数;ωn为对应于控制环节中指令量的角频率。
将s=jωn代入式 (23) 可得式 (24) 为:
根据式 (23) , 针对直流信号 (ωn=0) 的开环传递函数计算可得:
由式 (25) 可见, 若ωirc→0, 2ωirc实质为惯性系数, ωirckirr实质为积分系数, 该传递函数响应特性可无穷逼近比例积分调节器传递函数响应特性。
依据附录A表A1参数, 附录B图B1、图B2所示分别为设置ωn=0, ωirc=0.1, kirr=1 000, 以Kirp为变量的GPR_open (s) 幅频响应、相频响应特性。由波特图可见, ω=ωn处开环增益随Kirp增大而增大, 且随Kirp减小而减小, 开环增益随角速度的增加而衰减的趋势越显著;当ω=ωn时, 开环传递函数移相角度为0°。
依据附录A表A1参数, 附录B图B3、图B4所示分别为设置ωn=100π, ωirc=0.1, kirr=1 000, 以Kirp为变量的GPR_open (s) 幅频响应、相频响应特性。由波特图可见, 随Kirp增大, 开环传递函数在ω=100π处的增益越显著;当ω=ωn时, 开环传递函数移相角为0°。
根据式 (23) 及上述开环传递函数波特图可见, 针对任意频率的输入信号, PR调节器可以通过设置ωn, 实现该频率点处的较大增益, 且输入输出相移角度为0°。
如附录C图C1所示, 本文通过交直流分量PR调节器并联, 实现交直流混合输入的无静差控制。
下文将对该控制策略的带宽控制特性作进一步研究。该并联PR调节器的闭环传递函数为:
式中:GPR_dc (s) 和GPR_ω1 (s) 分别为根据式 (23) 设定ωn=0和ωn=ω1所得的PR控制器开环传递函数;δr=Lr-L2m/Ls。
经过进一步整理, 得到其分子表达式和分母表达式分别为附录D中式 (D1) 和式 (D2) 。
根据上述闭环传递函数的解析表达式, 按照附录A表A1所列参数, 设置ωn=0, ωirc=0.1, kirr=1 000, 得到其幅频特性和相频特性如图4和图5所示。
图5并联PR调节器闭环传递函数相频特性Fig.5 Phase-frequency characteristics of paralleled PR controller’s close-loop transfer function
由图4和图5可见, 当Kirp较小时, 该控制器在低频段呈现优异的控制性能, 但工频以上频率段内, 输出呈现幅值衰减和角度相移;当Kirp较大时, 该控制器在高频段呈现优异的控制性能, 但在低频段内, 输出呈现幅值衰减和角度相移。因此, 通过Kirp的合理设计 (该系统Kirp=20) , 并联PR控制器在覆盖直流与工频交流且较宽的带宽范围内, 可以实现无静差闭环控制, 并确保了暂态过程的鲁棒性。
4 仿真研究
在MATLAB/Simulink环境下建立仿真系统。仿真所用DFIG参数及运行参数见附录A表A1, 按照附录E图E1所示的电网接入标准, 在电网电压对称跌落深度为0.2、低电压持续时间为625ms的故障条件下, 对基于定子电流正弦化控制的DFIG系统LVRT强励进行仿真建模。稳态时DFIG接入380V交流电网。系统于0.15s空载并网、0.2s时转子有功励磁电流设定为1 000A, 定子侧功率因数为1, 0.402s时电网电压跌落。1.027s时电网电压恢复稳态幅值及相位。
图6、图7所示为LVRT过程中转子dq轴电流波形。当故障穿越结束后, 通过转子直流补偿电流的线性衰减, 以恢复到故障前的系统稳态。
图8所示为电网电压跌落过程定子电流波形。附录F图F1所示为电网电压恢复过程定子电流波形。按照控制目标, 电流相位在电网电压跌落和恢复瞬间, 与电网电压跳变角度相同, 电流幅值恒定。
附录F图F2、图F3所示为转子直流补偿电流衰减过程定子A相和B相电流波形。由于直流补偿电流衰减周期较长 (1s) , 该过程中定子电流保持良好的正弦度。附录F图F4、图F5所示为LVRT过程定、转子磁链轨迹。
5 实验研究
为进一步验证论文所研究基于定子电流正弦化控制的DFIG系统LVRT强励策略正确性, 通过30kW双馈风力发电拖动实验平台及2 MW可编程电网模拟电源对文中研究结果进行了实验验证。该平台使用直流调速器模拟风力原动机对30kW双馈电机进行恒速 (1 500r/min) 拖动, 通过2 MW可编程电网模拟电源实现不同标幺值的电网电压模拟跌落。该实验平台所使用双馈电机参数见附录G表G1。电网模拟器稳态输出电压为220 V交流。实验过程中, 定子输出有功电流为10A, 功率因数为1。附录H图H1所示为电网电压在0.036s时刻跌落至0.6的线电压波形。图9为电网电压跌落过程定子相电流波形。附录H图H2所示为电网电压在0.661s时刻, 恢复至1.0的线电压波形。
图10为电网电压恢复过程定子相电流波形。图11所示为LVRT过程转子dq轴电流波形。当t=0.661s, 转子直流补偿电流以2s的衰减周期开始归零。强励过程中, 含有交、直流分量的转子dq轴电流指令呈现出较好的跟随性。附录H图H3所示为电压跌落过程的定子磁链轨迹, 附录H图H4所示为电压恢复过程的定子磁链轨迹。
6 结语
本文提出的暂态控制方程, 其特点是需对磁链进行实时计算, 以获取暂态补偿前馈。文中通过对网压突变前后定子直流暂态磁链的近似计算, 并通过转子电流暂态控制方程及基于多分量增益的并联PR控制, 实现交直流混合指令的无静差控制, 实现了转子稳态电流及直流补偿电流的同步输出。仿真及实验波形验证了本文针对该暂态控制策略所作理论分析的正确性。该控制策略实现了穿越过程定子电流的正弦化, 有效提高了双馈风电机组LVRT能力, 显著降低了穿越过程对电力系统的冲击。
针对本文所研究的直流磁链补偿控制策略: (1) 若发生大幅值电压跌落, 考虑到磁饱和问题, 常规电机磁化曲线的膝点需要得到上移; (2) 若发生小幅值电压跌落, 即使不对常规电机的磁化曲线膝点进行上移, 磁链计算需要通过对饱和区域的磁化曲线进行查表获得; (3) 所述策略的适用范围, 有待大量后续解析化工作进行进一步研究。
定子电流 篇6
定子绕组泄漏电流测量及直流耐压是电动机绝缘试验中必不可少的项目。它不仅可以从电压和电流的对应关系中判断主绝缘的状态, 而且大多数情况下, 在绝缘尚未击穿以前, 能够发现和找出缺陷, 同时在试验时还能够较交流耐压试验更为有效地发现端部缺陷和间隙性缺陷, 所以必须认真研究电动机的直流耐压试验方法和外部条件对试验结果的影响。
1 试验方法和注意事项
(1) 试验原理图。图1为直流耐压试验原理图。图中, K为刀闸;TYB为自耦调压器;SB为试验变压器;D为高压硅堆;R1、R2为保护电阻;V1为电压表;V2为静电电压表;μA为微安表;A、B、C均为定子绕阻。
(2) 试验步骤:
(1) 按照被测电动机铭牌参数 (额定电压UN、额定电流IN) 要求选择电压表和电流表的量程, 电动机定子绕组按铭牌要求采用星形或三角形接法, 根据《电力设备预防性试验规程》规定, 选定直流耐压值为3UN (全部更换绕组时为3UN;大修或局部更换绕组时为2.5UN) 。
(2) 对试验相定子绕组测量绝缘电阻, 其值应大于1000MΩ。
(3) 按照试验原理接线图接好线, 并检查无误。
(4) 将三相交流调压器调至电压为零, 接通电源开关K, 调节调压器的输出, 将试验电压按每级0.5UN分阶段升压 (即0.5UN、1UN、1.5UN、2UN、2.5UN、3UN6段) , 并每阶段停留1min。如果泄漏电流随电压升高而不成比例显著增加时, 应立即停止试验, 降低电压至0, 并对绕组充分放电, 分析原因后才能继续升压。
(5) 在进行直流耐压过程中, 为保证设备的安全, 泄漏电流超过3m A时, 应立即停止试验, 查明原因后再进行试验。
(6) 最后将试验测量记录、绕组温度、环境温度和湿度计入表1中。
(3) 试验规定。在规定的试验电压下, 泄漏电流应符合下列规定:
(1) 各相泄漏电流的差别不应大于最小值的100% (交接时为50%) , 当最大泄漏电流在20μA以下, 各相间差值与出厂试验值及历次测试结果比较不应有明显差别。
(2) 泄漏电流不应随时间延长而增大。
(3) 泄漏电流随电压不成比例地显著增长。
(4) 任一级试验电压稳定时, 泄漏电流的指示不应有剧烈摆动。
(4) 试验注意事项。泄漏电流测量和直流耐压试验是用来检查设备绝缘缺陷的试验。当试验电压加至规定电压值时, 保持规定的时间后, 如试品无破坏性放电, 微安表指针没有突然向增大方向摆动, 则可以认为直流耐压试验合格。需要注意的是, 泄漏电流的数值不仅和绝缘的性质、状态有关, 而且和绝缘的结构、设备的容量、环境温度、湿度, 设备的脏污程度等有关。因此不能仅从泄漏电流绝对值的大小来判断绝缘是否良好, 重要的是观察其温度特性、时间特性、电压特性以及与历年试验结果比较;与同型号设备互相比较;同一设备相间比较来进行综合判断。
当出现以下情况时, 应引起注意:
(1) 泄露电流过大应检查试验回路设备状况和屏蔽是否良好, 消除客观因素的影响;泄露电流过小则应先检查接线是否正确, 微安表回路是否正常。
(2) 测试中若发生微安表指针来回摆动, 摆动幅度比较小, 则可能有交流分量流过, 应检查微安表的保护回路和滤波电容;若指针发生周期性摆动, 幅度比较大, 则可能试品绝缘不良, 发生周期性放电, 应查明原因。
(3) 若试验过程中, 指针向减小方向摆动, 可能电源不稳引起波动;若指针向增大方向突然摆动, 则可能是被试品或试验回路闪络。
(4) 若读数随时间逐渐上升, 则可能是绝缘老化。
(5) 如果在热状态下测得的各相泄漏电流不平衡度较大, 而常温下测试结果基本平衡或不平衡程度较小, 说明绝缘有隐形缺陷。在以后的运行中应加强监视, 缩短试验周期, 及时查找出缺陷。
2 影响泄漏电流测试准确性因素
(1) 测试接线的影响。测试时, 微安表应接在高电位处, 并对出线套管表面加以屏蔽, 以消除表面泄漏电流和杂散泄漏电流的影响。
(2) 温差的影响。由于温度对泄漏电流值影响较大, 所以多次测量应在相近的温度下进行测试。对不同温度下的测试结果进行比较时, 应进行温度换算。
(3) 交流与直流耐压顺序的影响。经验表明, 在同一温度下, 交流耐压前后的直流泄漏电流测试结果是有差别的, 在绝缘受潮情况下, 差别更加明显, 但这种差别没有规律, 有的变大, 有的变小, 每相变化也不一致。目前, 一般先做直流耐压试验, 再做交流耐压试验。在必要情况下, 也可以在交流耐压前后各进行一次直流耐压, 以利于分析。
(4) 绕组引出线端子板的影响。经验表明, 绕组引出线端子板对测试结果也往往会产生影响, 尤其在环境较潮湿时更严重。因此, 可以采取烘干、拆除等措施, 以排除影响。
(5) 中断试验的影响。应尽量避免在试验过程中中断试验, 因为如果在短期内重新升压试验, 即使经过了放电, 也会使泄漏电流有所变化。
3 案例分析
如某大型电动机大修前, 在2.5UN下测得A、B、C三相泄漏电流分别为65μA、6600μA、4000μA。计算相间泄漏电流差别分别为:
因△I1和△I2均远大于100% (△I1和△I2为相间泄漏电流差别) , 可见B、C相绕组绝缘存在严重问题, 其原因为:
(1) 该电机曾在线棒端部表面不恰当地喷涂了半导体漆层, 降低了它的绝缘性能。