电流参数范文

电流参数范文（精选7篇）

电流参数 第1篇

关键词：计量,电流互感器,额定一次电流

0 引言

根据互感器的选择原则,电流互感器的额定一次电流应满足电力负荷的要求,同时在规定的负荷范围内还应满足准确等级的要求。在线路负荷比较稳定的情况下,可方便地按此原则选择适当的电流互感器,但随着经济的发展,电网负荷复杂性日益增强,电力馈线的远景负荷和近期负荷的差距越来越大,一些特殊负荷(如电气化铁路、轧钢等电力负荷)的投入也增加了计量用电流互感器(专用绕组)参数选择的难度。近年来负荷的增长导致运行中更换电流互感器的需求越来越多,更换运行中的电流互感器需要停电进行,这涉及到负荷的迁移调整,从而对增供扩销造成影响。因此,正确判断运行中的电流互感器一次负荷电流的合理范围,从而确定电流互感器是否需要更换至关重要。

1 现行技术要求

(1)《DL/T 4482000电能计量装置技术管理规程》中明确规定:“电流互感器额定一次电流的确定,应保证其在正常运行中的实际负荷电流达到额定值的60%左右,至少应不小于30%”。

(2)《GB 12081997电流互感器》关于电流互感器准确级的要求中,对各种标准准确级的电流互感器均明确提出了其在额定频率下、二次负荷为额定负荷的25%～100%(对S级的特殊用途电流互感器,则把二次负荷范围扩大至额定负荷的1%～120%)之间任一值时的电流误差和相位误差的限值,误差限值见表1。

由表1可知,不同用途的电流互感器保证误差准确度的一次负荷电流范围不同。对于测量用的电流互感器,保证满足规定误差要求的一次负荷电流为额定电流的5%～120%;对于特殊用途的S级电流互感器,保证满足规定误差要求的一次负荷电流为额定电流的1%～120%。

2 铁芯的电磁饱和特性分析

电流互感器是基于铁芯线圈电磁感应原理设计的,磁性材料由铁磁性物质或亚铁磁性物质组成,在外加磁场的作用下,有相应的磁化强度或磁感应强度,它们随磁场强度变化的曲线称为磁化曲线。磁化曲线一般为非线性,其特点是磁饱和现象及磁滞现象。当磁场强度足够大时,磁化强度达到一个确定的饱和值,继续增大磁场强度,磁化强度将保持不变。铁芯线圈的磁化曲线表示为电流与磁通量的关系,如图1所示。

铁芯线圈磁化曲线的非线性会产生误差。图1中的直线是理想磁化曲线,Φ随着电流i的增长呈线性正比增长。曲线2是实际磁化曲线,当一次负荷电流ii"时,Φ也小于理想值,进入铁芯线圈的磁饱和区,并且i值越大相差越多。这两种情况都会产生负误差,从而导致少计电量。因此,一般电流互感器中一次电流是有其额定值的限定,超过这个值就会出现磁饱和,此时磁通和二次电流并不呈线性增加,出现“削顶”(电流达到最大值前铁芯已饱和)并由此产生高次谐波,引起温度升高,深度饱和时甚至烧毁互感器。i'和i"的具体值与铁芯磁性材料有关,改变i'和i"的范围会受到生产成本、外形尺寸以及动热稳定性能的影响。为了保证互感器的通用性和经济性,实际使用的计量用电流互感器(专用绕组)的生产和检定均按照国家相关规程的要求,满足在一次电流为额定电流的5%～120%(S级电流互感器满足1%～120%)时的误差限值要求。

3 电流互感器的误差特性分析

从电流互感器的相量图(如图2所示)可知,电流互感器的比差fI、角差δI和一次电流I1的有效关系分别为:

式中,θ为与之间的夹角;φ2为与之间的夹角,即二次负荷的阻抗角。

从式(1)、式(2)可看出,比差和角差均与一次电流的大小成反比。一次电流小于额定一次电流的30%时,比差更大,称为“大马拉小车”,而且此时比差一般为负,从而导致少计电量。

4 一次负荷电流的合理选择范围

综合以上分析,为保证电流互感器的误差符合规定的限值要求,并且合理利用铁芯磁化曲线线性度最好的部分,一般情况下,要求其正常运行时的一次负荷电流应为互感器额定电流的2/3左右,至少不小于额定电流的1/3,S级互感器可为其额定一次电流的1/4～1/5。最大负荷电流应尽量接近额定一次电流值,不允许过载太多,否则会出现少计电量的情况。

在新设备设计选型时,考虑到电网建设的超前性和负荷变化的复杂性,根据《DL/T 4482000电能计量装置技术管理规程》及《广东电网公司电能计量装置技术规范》要求,计量用电流互感器(专用绕组)必须带S级。对于负荷较稳定的回路,电流互感器的额定一次电流宜取回路负荷电流的1.5～2倍;对于负荷波动范围较大的回路,电流互感器的额定一次电流宜取回路负荷电流的4～5倍。运行中的电流互感器,尤其是运行时间较长、额定一次电流并不符合前面提到的选型原则的旧设备,必须按照规程的要求,当线路实际一次正常负荷电流超过额定一次电流的120%时,及时把计量用电流互感器更换为额定一次电流相匹配的设备,避免设备长期运行于过载状态。

5 结束语

计量用电流互感器(专用绕组)的功能是监测正常工况下的电流信息,保证其在正常工作范围内的准确度是最基本的要求,所以计量用电流互感器(专用绕组)的额定一次电流应尽量接近正常负荷电流。

参考文献

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[9]GB 4703—2001电容式电压互感器[S]

电流参数 第2篇

关键词：电流互感器,准确限值电流,饱和,微机保护

0 引言

随着接入电力系统的大机组的增多和电网建设的加强, 电力系统的短路容量不断增加。在电力系统中, 单台主设备容量远小于系统短路容量的情况越来越多, 特别是高压启动/备用变压器 (简称启备变, 下同) 、高压厂用变压器和高压并联电抗器等。在这些主设备出口短路时, 一般有多个电源提供短路电流, 为避免电流互感器 (TA) 饱和, 如按照故障时通过互感器的最大短路电流不超过其准确限值电流来选择[1], 不但设备投资成本过高, 而且互感器的体积过大, 安装困难;更重要的是会造成继电保护整定困难和主设备内部故障保护灵敏度不足。若按照主设备额定容量来选择TA, 由于区内出口故障时短路电流可能达到TA额定电流的100倍以上, 将会造成TA严重饱和, 此时能否确保继电保护正确动作, 成为继电保护工作者关心的问题[1,2,3,4,5,6,7]。

本文将文献[2]研究范围从中压系统延伸到高压系统和发变组保护中, 研究对象从过流保护改为差动保护, 分析TA深度饱和时的差动保护性能。因高压系统和大型发电机组时间常数大, 差动保护动作速度快, 保护动作时系统仍处于暂态过程中, 必须考虑暂态过程对保护的影响。为此, 对现有TA和微机保护装置进行不同互感器参数和短路电流下的系列试验, 通过录波等方式, 探求TA在饱和时的输出和复合误差特性以及与保护动作行为间的关系, 找出适当规律, 探索解决问题的途径, 最终获得正确选择TA参数和保护装置定值的方法。确定合理可行的工程设计, 以确保电力系统安全稳定运行。

受篇幅限制, 本文仅讨论微机保护, 且以最常见的保护最大电流测量范围为20Isn为例进行分析 (Isn为TA二次额定电流1 A或5 A, 下同) , 保护最大测量范围与此不同时可以按比例折算。

1 试验概况

试验采用实时数字仿真系统 (RTDS) 模拟一次系统暂态过程和互感器传变特性, 通过功率放大器输出到实际的保护装置, 考核保护装置的动作特性。试验采用某发电厂高压厂用变压器的实际参数, 其接线图如图1 (c) 所示。

具体参数如下:变压器额定容量63 MVA/35 MVA/35 MVA, 额定电压为20 kV/6.3 kV/6.3 kV, TA1变比为3 000/1, 可以计算出变压器二次额定电流Ie=0.606 A。差动保护取TA1, 定值为0.4Ie=0.242 A;差动速断保护定值为7Ie=4.24 A。保护装置最大测量范围为20 A。

进行了3次试验, 具体为:

1) 一次TA正确传变, 远大于测量范围的电流流入保护装置, 主要考察大电流对保护装置的影响。

当一次TA正确传变且一次电流无非周期分量时, 二次电流波形接近标准正弦波, 实验波形如图2所示。

当一次TA正确传变且一次电流有非周期分量时, 二次电流波形为正弦波叠加非周期分量, 实验波形如图3所示。

2) 一次TA饱和, 电流波形畸变, 考察大电流对一次TA和保护装置的综合影响。

当一次TA饱和且一次电流无非周期分量时, 实验波形如图4所示。

当一次TA饱和且一次电流有非周期分量时, 实验波形如图5所示。

3) 人为增加TA的二次负载, 一次TA严重饱和, 电流波形畸变, 考察TA负载对保护装置动作情况的影响。

试验发现:TA二次负载接近于0时随着一次电流增大, TA饱和现象不明显。在相同的一次电流下, 随着TA二次负载的增加, TA饱和越来越严重, 保护感受到的电流越来越小。

总之, 在TA负载小于额定负载条件下, 调整故障形式和设备参数, 进行了数百次区内故障实验, 发现差动保护全部可以正确动作。

2 大电流下影响保护的因素分析

当被保护元件区内故障, 而且短路电流远大于TA的准确限值电流时, 继电保护是否能正确动作?研究这一问题时需要涉及一次系统、TA特性、TA二次负载、保护装置原理以及保护定值整定等诸多因素, 现将这些因素逐一进行分析总结, 并对实验现象进行解释。

2.1 TA特性以及过饱和系数的影响

考虑TA带纯电阻性负载, 不同过饱和系数Ksa时的二次电流波形如图6所示[2]。其中Ksa=Isc/ (KalfIpn) , Isc为一次短路电流, Kalf为互感器的准确限值系数, Ipn为互感器的一次额定电流。从图6可以看出, 提高互感器的准确限值系数有利于增大互感器的起始饱和角。另外Kalf恒定时, 随着一次电流的增加, Ksa增加, 起始饱和角下降但电流的峰值增大, 二次电流与横轴包围的面积不变。说明饱和后二次电流不会为0, 而是一个相当大的值。

另外, 从互感器伏安特性试验也可以说明TA饱和后二次电流不会为0。试验可以发现TA彻底饱和时, 二次绕组输出的电动势并不是0, 而是维持在某一个数值, 该数值一般为拐点电压的1.5倍。二次负载小于额定负载时, 这个二次电动势产生的电流不会为0, 而是大于准确限值电流的某一个值。

2.2 衰减非周期分量的影响

故障电流中存在按一次系统衰减时间常数衰减的非周期分量, 很大一部分衰减非周期分量会流入互感器的励磁回路, 这是造成TA饱和的主要原因之一。另外, 互感器二次同样会产生衰减非周期分量, 对保护装置内的小电流变换器产生影响。

为确保区内故障的暂态过程中差动保护能够动作, 让微机保护装置采集到足够的有效数据, 建议用户规定的暂态系数Ks按2考虑。

2.3 TA二次回路负载的影响

通过本次试验可以看出, TA二次负载的大小对最终保护是否动作有决定性影响。当TA二次负载接近于0, 在很大的一次电流下TA都没有饱和, 保护可靠动作;当TA二次负载在合理的范围内时, 即使TA存在饱和, 差动速断可以可靠动作;当TA二次负载远大于额定值时, TA饱和后流入保护装置的电流明显减小, 出现了故障时保护无法动作的情况。

降低互感器的二次负载相当于提高了折算后的准确限值系数Kalf′[3], 这对保护的动作情况具有决定性影响。

2.4 保护装置采样率的影响

文献[2]发现保护装置采样率对计算结果有一定影响, 每周期采样18点的保护, 过饱和系数不超过13。如果采样频率更高, 则过饱和系数基本不受限制。目前常见的微机保护采样率一般为24点, 可以满足要求。

2.5 保护装置内部小TA的影响

从试验结果可以看出, 当互感器二次电流远大于保护装置的测量范围时, 巨大的非周期分量流过保护装置内部的小电流变换器时, 会造成小电流变换器饱和, 如图3所示。

试验中发现, 当非周期分量较小时, 即使交流分量超过小电流变换器测量范围的5倍, 仍然可以正确传变;当非周期分量很大时, 小电流变换器发生饱和, 二次波形发生畸变, 但小电流变换器二次信号是足够大的, 部分点已经超过了A/D采集的范围, 出现了削顶现象。小电流变换器饱和后保护仍然可以正确动作, 这一点与一次TA的饱和类似。

2.6 模数转换范围的影响

模数转换 (A/D) 的作用是将-5 V～+5 V的模拟信号按照一定的间隔采样, 转换为CPU能够识别的数字信号。当输入信号大于+5 V时按+5 V转换;当输入信号小于-5 V时按-5 V转换。

图6中过饱和系数较大时, 互感器二次的电流峰值很大, 但到了A/D环节会被截止到+5 V或-5 V, 这就是所谓的削顶现象。图2～图5中都可以看出保护采样波形出现明显的削顶。这会造成互感器饱和后保护装置感受到的基波分量低于保护装置的最大测量范围, 并且可能低于TA的准确限值电流。考虑最严重的情况, TA饱和的第1个周期内电流波形完全偏向时间轴一侧, 本侧波形发生了削顶现象而另外一侧波形接近于0, 此时保护计算出的电流可近似按最大测量范围的1/2考虑。

2.7 保护原理的影响

变压器差动保护由不带任何闭锁的差动速断保护和带比率制动特性、谐波闭锁涌流判据以及TA饱和闭锁判据的比率差动保护共同组成, 两者经或门出口。

实验发现, TA严重饱和后波形严重畸变, 存在大量谐波, 可能会造成具有谐波闭锁功能的变压器比率差动保护不动作。但变压器差动速断保护没有闭锁条件, 可以可靠动作, 切除故障变压器。

2.8 变压器接线方式的影响

变压器各侧电流相位需要由保护校正。对于星形 (Y) 侧中性点接地系统, 校正电流时需减去零序电流。例如对于Y0, d11的接线, 采用在Y侧进行相位校正, 公式如下:

$\{\begin{array}{l}\dot{{\rm I}}{}_{{\text{A}}^{\prime }}=\frac{1}{\sqrt{3}}(\dot{{\rm I}}{}_{\text{A}}-\dot{{\rm I}}{}_{\text{B}})\\ \dot{{\rm I}}{}_{{\text{B}}^{\prime }}=\frac{1}{\sqrt{3}}(\dot{{\rm I}}{}_{\text{B}}-\dot{{\rm I}}{}_{\text{C}})\\ \dot{{\rm I}}{}_{{\text{C}}^{\prime }}=\frac{1}{\sqrt{3}}(\dot{{\rm I}}{}_{\text{C}}-\dot{{\rm I}}{}_{\text{A}})\end{array}$

式中:$\dot{{\rm I}}{}_{\text{A}},\dot{{\rm I}}{}_{\text{B}},\dot{{\rm I}}{}_{\text{C}}$为Y侧TA二次电流;$\dot{{\rm I}}{}_{{\text{A}}^{\prime }},\dot{{\rm I}}{}_{{\text{B}}^{\prime }},\dot{{\rm I}}{}_{{\text{C}}^{\prime }}$为Y侧校正后的各相电流。

启备变高压侧一般为Y接线且中性点接地, 需要减零序处理。可以看出, 单相故障时, Y侧校正后的电流会缩小到原来的$1/\sqrt{3}$。对于最大测量范围为20Isn的保护来说, 单相接地故障时折算后的最大差流只能到11.5Isn。此时, 差动速断定值必须小于11.5Isn, 并考虑到暂态过程和波形畸变还应留有一定裕度。

高压厂用变压器高压侧一般为三角形接线, 不需要减零序处理, 不存在缩小到原来的$1/\sqrt{3}$的问题。

2.9 保护定值及TA变比的影响

300 MW～1 000 MW机组的高压厂用变压器和启动/备用变压器容量一般在6 300 kVA～120 MVA范围内, 按照《大型发电机变压器继电保护整定计算导则》[5], 差动速断定值一般整定为:3Ie～7Ie (Ie为变压器二次额定电流) 。比率差动最小动作电流一般整定为0.3Ie～0.5Ie[5]。本文以常见的保护测量范围为0.08Isn～20Isn为例, 分析保护对TA变比选择的要求。

为确保变压器内部轻微匝间故障时比率差动保护的灵敏度, 根据保护测量精度要求, TA变比选择不宜过大。比率差动最小动作电流定值应大于装置电流测量范围的下限。推荐选择TA变比时将变压器二次额定电流控制在0.15Isn以上。但是, 为确保变压器内部严重故障时保护动作, TA变比的选择也不能过小。

按照最严酷的差动速断定值整定为7Ie考虑。对于启备变, 由于高压侧为Y0接线, 单相接地故障时按保护测量范围折算后的最大差流只能到11.5Isn。另外, 据分析, 暂态过程中保护实测的差流可能降到测量范围的1/2, 为5.75Isn。建议将Ie控制在0.5Isn以下, 这样差动速断定值小于3.5Isn, 至少留有1.64倍可靠裕度。对于高压厂用变压器, 由于高压侧为三角形接线, 折算后的保护测量范围仍然为20Isn, 建议将Ie控制在Isn以下。若差动速断定值整定为7Isn, 按暂态过程中保护感受到的差流为10Isn计算, 至少应留有1.42倍可靠裕度。

3 可行的解决方案

针对小容量主设备接入大容量系统时的TA与继电保护配合问题, 通过以上分析可知, 只要TA 变比、TA的二次负载、准确限值系数以及额定容量选择合适, 5P级TA能够满足继电保护要求。

具体解决方案如下。

3.13/2接线的启备变保护

TA配置如图1 (a) 所示。由于TA2, TA3变比是按系统容量选择, 变比较大, 启备变差动保护宜取TA1。另外, 宜加装由TA2, TA3和电流构成的不完全差动保护, 作为短引线故障的主保护以及K1点故障的后备保护。由于启备变容量小, 短路阻抗较大, 定值整定相对容易, 可按照躲过区外故障时的最大不平衡电流、变压器最大涌流以及K2点三相故障电流整定, 并按K1点故障具有灵敏度校验。

3.2 双母线接线的启备变保护

TA配置如图1 (b) 所示。一般情况下, 启备变差动应取TA2。特殊情况下, 当TA2距离保护柜很远, TA二次负载较大时, 建议更改保护配置方案:启备变差动取套管TA1;TA2按照系统容量选取, 配置过电流速断保护, 对短引线和K1点故障具有保护作用。

3.3 高压厂用变压器保护

TA配置如图1 (c) 所示, 高压厂用变压器差动保护取TA1。

3.4 线路高压并联电抗器

TA配置如图1 (d) 所示。TA1应按电抗器的额定容量选择5P级的TA。K1点故障线路保护可以起到保护作用, 不存在拒动问题。

3.5 母线高压并联电抗器

TA配置如图1 (e) 所示。TA1应按电抗器的额定容量选择5P级的TA。宜装设由TA2与TA3的和电流构成的速断过流保护, 作为短引线故障的主保护以及K1点故障的后备保护, 电抗器支路的电流相对较小, 可以忽略。

4 TA选择条件

4.1 启备变高压侧差动TA选择计算条件

1) TA额定一次电流Ipn:宜将启备变高压侧二次额定电流控制在0.15Isn～0.5Isn范围内。

2) TA额定二次电流Isn:宜选择1 A。

3) 额定二次负荷Rbn应大于实际负荷Rb。

4) 准确级:选用5P级, 考虑互感器暂态饱和影响, 暂态系数Ks为2。

5) 保护校验故障电流Ipcf按K2点三相短路流过TA1的故障电流选择。

6) 选择准确限值系数Kalf:

${\rm K}{}_{\text{p}\text{c}\text{f}}\ge \frac{{\rm K}{}_{\text{s}}{\rm K}{}_{\text{p}\text{c}\text{f}}(R{}_{\text{c}\text{t}}+R{}_{\text{b}\text{n}})}{R{}_{\text{c}\text{t}}+R{}_{\text{b}}}$

式中:Kalf为保护校验系数;Rct为互感器二次绕组电阻 (75 ℃) 。

7) 校验KalfIpn≥20Ip, Ip为一次电流。满足暂态系数不小于2, 变压器空载投入不大于10倍额定工作电流条件。

4.2高压厂用变压器TA1选择计算条件

1) TA额定一次电流Ipn:宜将高压厂用变压器高压侧二次额定电流控制在0.15Isn～Isn范围内。

2) TA额定二次电流Isn:宜选择1 A。

3) 额定二次负荷Rbn应大于实际负荷Rb。

4) 准确级:选用5P级, 考虑互感器暂态饱和影响, 暂态系数Ks为2。

5) 保护校验故障电流Ipcf按K2点三相短路流过TA1的故障电流选择。

6) 选择准确限值系数Kalf:

${\rm K}{}_{\text{a}\text{l}\text{f}}\ge \frac{{\rm K}{}_{\text{s}}{\rm K}{}_{\text{p}\text{c}\text{f}}(R{}_{\text{c}\text{t}}+R{}_{\text{b}\text{n}})}{R{}_{\text{c}\text{t}}+R{}_{\text{b}}}$

7) 校验KalfIpn≥20Ip, 满足暂态系数不小于2, 变压器空载投入不大于10倍额定工作电流条件。

4.3高压厂用变压器TA2选择计算条件

1) 按发电机额定电流选择, 与发电机套管TA 选择相同变比和参数。

2) 当采用大变比TA变压器套管安装困难时, 可将一次电流减小为原来的1/5, 二次电流采用1 A。

3) 按K2点短路, 三相短路电流通过TA2, 暂态面积系数按C-O循环考虑。

5 结语

针对主设备的容量远小于系统短路容量的情况, 本文通过实验和理论分析的方法研究了区内故障TA深度饱和时的继电保护性能, 详细分析了影响继电保护动作行为的种种因素。指出按照主设备容量来选择保护用TA是可行的, 但为使保护可靠动作, TA参数选择必须满足一定的要求:TA变比选择应适当;优先采用二次额定电流为1 A的TA;需要综合考虑TA的二次负载、准确限值系数、额定容量等因素, 使TA饱和后仍能提供足够的二次电动势, 建议考虑2倍的暂态系数Ks。最后提出了实际可行的解决方案和TA选择条件。

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电流参数 第3篇

关键词：BJT,微控制器,数控微电流源,闭环控制

在数字式BJT(Bipolar Junction Transistor,双极面结型晶体管)参数测试系统中为了准确测量交直流放大倍数、输入/输出特性曲线等特性参数,需要在被测三极管的基极加合适的偏置电压,并且所加的偏置电压根据测试的具体参数不同其大小要能程控变化;另一方面,小功率BJT的基极输入电流较小,对其进行取样、处理过程中需要较大放大倍数的直流放大器,放大器设计较困难,而且零漂、干扰较大,会增大参数的测试误差;在实际使用时有NPN型和PNP型BJT,所以要求电流源输出是双极性的。为此设计了满足小功率BJT参数测试要求的双极性高精度数控微电流源,预置电流直接送入被测三极管的基极,这样就不需对基极电流进行采样,不但简化了电路设计,而且减小了系统测试误差。

1 数字式BJT参数测试原理

根据BJT主要特性参数的定义[1]设计的数字式BJT参数测试系统原理框图如图1所示。该系统主要包括测试模块(图1中虚线框中的部分)和控制模块。测试模块主要完成集电极电流以及vBE和vCE等的取样及信号调理;控制模块主要实现数控电流源、数控电压源的控制以及数据的采集、LCD液晶显示器的控制等。测量放大倍数时,微控制器通过控制数控电流源为三极管基极提供合适的基极电流iB;通过数控电压源为三极管的集电极提供适当的集电极电压vC。现假设通过的集电极电流为iC,iC经集电极取样电阻取样后进行差动放大,这样就可以得到与iC成正比的电压信号kiC(k为放大系数),再将该信号送入A/D转换器进行模/数转换,微控制器读入采样的电压值,并根据数控电流源提供的基极电流iB通过BJT直流放大倍数的定义式(1)即可算出直流放大倍数。

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由式(1)并根据测量误差的传递公式[2]和相对误差定义可得:

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由式(2)可知,直流放大倍数的相对误差主要由基极电流和集电极电流的测量误差组成,所以为达到放大倍数的准确测量需要为基极提供高精度电流;另一方面,也需要准确的检测集电极电流。对交流放大倍数进行测试时,只需在测量直流放大倍数的基础之上再测试一次iC,由2次测试的结果可算出交流放大倍数。测试输入、输出特性曲线以及其他特性参数时可根据其定义通过该系统测试相关参数,在微控制器中通过计算、处理就可以得到相应的曲线和参数。

2 数控电流源设计及工作原理

基于以上要求这里设计的数控电流源以微控制器为核心,通过数/模转换器控制由运算放大器构成的压控电流源(VCCS)实现。

2.1 VCCS的工作原理

由运算放大器构成压控电流源电路如图2所示,该电路输出负载一端直接接地,所以又叫Howland电流泵。它通过电阻反馈网络构成了闭环控制系统,从而使其输出电流的稳定性好、精度高、输出阻抗低[2],运算放大器采用低噪声精密运放OP27。

2.1.1 定性分析

在图2的电路中,有2个电阻反馈网络。在输入电压保持不变的条件下,现假设因负载电阻减小而引起输出电流增大,则节点c,d的电压升高,则流过R2,R4的电流ID,IE增大,因R2不变,则节点a的电压升高,根据运算放大器“虚短”的概念,节点b的电压也要升高,在相同输入电压的情况下,此时流过电阻R1的电流减小,再根据运算放大器“虚断”的概念,则流过R3的电流也要减小,而输出电流为流过R3和R5的电流之和,所以此时输出电流减小,通过闭环反馈从而抑制了输出电流的增加,以达到恒流的作用,其恒流过程如下:

当电流增大时的原理与此相同,所以通过闭环反馈抑制了输出电流的变化,以实现恒流的目的。

2.1.2 定量分析

由图2,根据运算放大器“虚断”的概念有:

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再根据运算放大器“虚短”的概念可得:

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由基尔霍夫电流定律(KCL)可得:

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由基尔霍夫电压定律(KVL)可得:

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由式(3)～(8)并通过整理可得:

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由式(9)得,要使IB+IC为常数必须有:

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即:

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如果R1=R2=R,R3=R5=R′有:

undefined

输出电流为:

undefined

由式(13)可知,输出电流与输入电压成正比。根据小功率BJT参数测试要求,可以取R1,R2为2 kΩ,R3,R5为1 kΩ,则R4取2 kΩ,此处所用电阻均采用千分之一以上的精密电阻。当输入电压Vin为-5～+5 V时,输出电流为-5～+5 mA,在实际测试中也可根据具体的测试情况选取电阻的值,以满足实际测试所需电流的大小。

2.2 D/A转换电路设计

数/模转换采用美国TI公司推出的12位D/A转换器DAC1201KP-V,其内部的逻辑部分采用5 V供电,输出运放电源使用±10 V,内部自带基准电源;其数据接口适合4位,8位,12位,16位总线的微处理器;最大转换时间为7 μs。

根据不同的电路连接形式,其输出电压范围可以是0～+10 V,±5 V和±10 V。当双极性输出为-5～+5 V时,输入数字量D与输出的模拟电压VOUT之间的关系为[4]:

undefined

式(14)中,VFS为满量程值。根据式(14)可以算出当双极性输出-5～+5 V时,输出电压的分辨率为2.44 mV。

DAC1201的具体应用参见文献[4],根据设计要求,在输出电压-5～+5 V时,其与8位微控制器AT89S52的接口电路[5]如图3所示。其与单片机的接口采用双缓冲方式,第一级缓冲时单片机通过地址线A9,A10,A11并配合undefined写信号将12位数据分3次送入DAC1201的数据缓冲区,第二次缓冲时单片机通过A8和undefined的配合将12位数据从DAC1201的缓冲区送入DAC寄存器启动D/A转换。

2.3 软件设计

DAC1201的控制程序主要任务是将12位数据分3次送入D/A转换器的数据缓冲区,然后将数据送入DAC寄存器并启动D/A转换。由图3可知undefined的地址为F7FFH,undefined的地址为FBFFH,undefined的地址为FDFFH,undefined的地址为FEFFH。系统程序采用C语言编写,D/A控制程序流程图如图4所示。

3 测试结果

测试时选用的电源是DH1723-1,电压表是HP3468A,对V/I转换线性特性和稳流特性进行测试。

3.1 V/I转换线性特性测试

测试时,理论上应采用直接测量电流的方法,将HP3468A型万用表选择在电流档,并与负载串联,但HP3468A的电流档精度不够,精度只能达到0.01 mA,所以通过测量电压然后间接测量电流的方式进行测量。当R1,R2为2 kΩ,R3R5为1 kΩ,则R4取2 kΩ,负载是1 kΩ(所有电阻为千分之一精密电阻,负载实测电阻为0.999 69 kΩ)时实测的输入电压与输出电流的关系如表1所示。

3.2 稳流特性测试

当输入电压为1.003 71 V,改变负载电阻值,考虑到小功率三极管共射放大模式时其输入电阻为几千欧姆,所以使负载电阻的大小从150 Ω到5 kΩ变化时测量输出电流随负载变化的情况,其测试的数据如表2所示。

从表1可以看出输出电流与输入电压成线性关系, 输出电流与理论值相比较其相对误差最大为1.881 9e-4。

由表2可知,在负载电阻阻值改变时,输出电流变化很小,与理论计算的电流值比较,其相对误差最大为3.486 910-4。

4 结 语

根据BJT参数测试仪的要求设计高精度的数控微电流源,该电流源数控部分采用开环控制,V/I部分采用闭环控制,使输出的电流与输入电压达到了很好的线性关系。并且输出电流的负载变化率较小,稳定性很好,该数控电流源已成功的运用到BJT参数测试仪中,并取得了较好的应用效果。

参考文献

[1]康华光.电子技术基础模拟部分[M].4版.北京:高等教育出版社,2004.

[2]蒋焕文,孙续.电子测量[M].北京:中国计量出版社,1994.

[3]杨宇祥,王珏,牛飞龙,等.一种正弦扫频式恒流源设计[J].仪器仪表学报,2006,27(S1):62 65.

[4]周征,赵浪涛.DAC1201KP V型数/模转换器在高精度数控直流电流源中的应用[J].国外电子元器件,2006(6):5558.

[5]佚名.国外常用A/D、D/A转换器集成电路使用手册4卷[Z].董文,译.广州经济技术开发区电脑系统工程公司,2002.

电流参数 第4篇

关键词：站用变压器,电流互感器,参数选择,保护整定

0 引言

电流互感器(TA)的用途是实现被测电流值的变换,一组TA通常有多个二次绕组供给不同的仪表或继电保护装置。对于继电保护用二次绕组,TA的准确限值系数和额定容量受到TA变比、短路电流、实际二次负荷的影响。TA参数选择方法是在故障时通过互感器的最大短路电流不应超过其准确限值电流,在该TA的复合误差不超过规定值[1,2],即在准确限值一次电流时,准确地输出符合要求(5P级复合误差<±5%;10P级复合误差<±10%)的二次电流,保证保护装置正确可靠动作。

为此,当准确限值电流确定条件下,电流互感器的额定一次电流选得越大,准确限值系数越小,电流互感器越容易制造[3];反之,当电流互感器的额定一次电流确定条件下,也可以通过在一定范围内提高准确限值系数来满足保护对误差的要求。然而,对于站用变压器这类设备容量远远小于系统短路容量的情况,若按照主设备额定容量来选择TA,由于区内故障时短路电流可能达到TA额定电流的数百倍以上,会造成TA严重饱和,影响继电保护正确动作;若简单的遵循最大短路电流不超过其准确限值电流的原则选择TA参数将导致实际二次电流过小,保护整定困难。在220k V开关站,由于66k V站用变压器由站外电源供电,站用变压器短路电流相对较小,使上述问题更加突出。

面对上述问题,工程中往往凭借经验认为在TA饱和之前,二次电流能保证保护可靠动作,而将TA额定一次电流选择为较小值,以解决二次电流过小导致的保护无法整定问题,然而这个较小值如何准确量化并没有一个统一的标准。文献[4]则通过试验分析了3~35k V中压系统在通过互感器电流达到准确限值电流后继续增大,二次电流虽然不能与一次电流成比例变化,但其值(含有效值、平均值及由傅氏算法求出的基波值)却还是呈上升趁势。电流保护的整定值如小于电流互感器准确限值电流时能可靠动作,当一次电流继续增大,保护仍能可靠动作。故可按保护最大整定值确定电流保护用的电流互感器准确限值系数,以代替按短路电流选择电流互感器参数。该参数选择方法解决了因中压系统短路电流过大而选择电流互感器参数困难的问题,但较之传统计算方法裕度要小,且试验未涉及66k V系统,因此在条件具备时,建议首选以短路电流和保护整定计算确定准确限值电流的方法。

可见,提高TA的额定一次电流,可减小准确限值系数和额定容量,另一方面,由于继电保护的整定值受到保护装置精工电流的限值,当TA额定一次电流过大时,保护装置将无法整定。因此,在工程设计选择TA时必须综合考虑各种因素。本文将通过短路电流计算、保护整定计算和灵敏度校验、TA二次极限电动势校验计算合理选择TA额定一次电流、准确限值系数、额定二次容量来解决上述问题,计算条件具有典型性和普遍性,选择及计算结论具有通用性。

1 短路电流计算

1.1 系统参数

取基准容量Sj=100MVA,66k V基准电压Uj=1.05Ue=1.05×66=69.3k V。

0.38k V基准电压Ujd=1.05Ued=1.05×0.38=0.4k V。

系统阻抗标幺值Xs*可由66k V断路器开断电流31.5k A确定,即

式中:S″d为系统短路容量,MVA。

线路阻抗标幺值X*xl为:

式中:X为线路阻抗有名值,Ω;线路长度假定50km,可保证实际线路长度小于50km时灵敏度仍能满足要求;单位长度线路阻抗取0.4Ω/km。

站用变压器阻抗标幺值X*syb为:

式中:Ud%为站用变压器短路电压百分值,取8%;Se为站用变压器的额定容量,MVA,取0.63。

根据以上计算结果可知,系统阻抗和线路阻抗相比于站用变压器阻抗可以忽略,因此,系统最大运行方式和最小运行方式对站用变压器低压侧短路计算结果影响不大,可不特别区分;对于站用变压器高压侧短路计算影响较大,但主要是影响保护灵敏度校验,但由于系统参数为假定参数,且本文旨在提供计算方法和过程,为简化计算过程,系统阻抗的取值上不特别区分最大运行方式和最小运行方式,系统阻抗图如图1所示。

1.2 短路电流计算

站用变压器高压侧保护安装处三相短路电流有名值I1k3.max为:

站用变压器高压侧保护安装处两相短路电流有名值I1k2.min近似取

站用变压器低压侧三相短路电流有名值I22k3.max为:

站用变压器低压侧三相短路折算到保护安装处短路电流有名值I2k3.max为:

式中:n为站用变压器变比,取66/0.4。

站用变压器低压侧两相短路折算到保护安装处短路电流有名值I2k2.min为:

由于站用变接线采用Dyn11接线,式(8)为站用变压器低压侧两相短路时,反映在站用变压器高压侧一相上的短路电流值,式(9)为反映在站用变压器高压侧两相上的短路电流值。

2 保护整定及灵敏度校验

2.1 保护配置

对于高压侧采用断路器的站用变压器,高压侧宜设置电流速断保护和过电流保护。低压侧中性点直接接地的站用变压器,可采用装设在站用变压器低压侧中性线上的零序过电流保护。额定容量800k VA及以上的油浸变压器和400k VA及以上的车间内油浸变压器,应装设瓦斯保护。

2.2 保护整定计算

电流速断保护的动作电流按躲过低压侧短路时流过保护装置的最大短路电流整定。

式中:Iop1为电流速断保护一次动作电流,A;Krel为可靠系数,取1.3;Kjx为接线系数,取1。

过电流保护的动作电流按躲过可能出现的过负荷电流整定。

式中:Iop2为过电流保护一次动作电流,A;Krel为可靠系数,取1.2;Kjx为接线系数,取1;Kgh为过负荷系数,取1.3;Kr为继电器返回系数,取0.85;I1r T为站用变压器高压侧额定电流,A,取5.5。

低压侧单相接地保护的动作电流按躲过正常运行时站用变压器中性线流过的最大不平衡电流整定,其值按国家标准GB 1094.1~5《电力变压器》规定,不超过额定电流的25%。

式中:Iop3为单相接地保护一次动作电流,A;Krel为可靠系数,取1.2;I2r T为站用变压器低压侧额定电流,A,取909。

2.3 灵敏度校验

电流速断保护的灵敏系数按系统最小运行方式下,保护装置安装处两相短路电流校验。

满足电流速断保护灵敏度要求。

过电流保护的灵敏系数按系统最小运行方式下,低压侧两相短路时流过保护装置安装处的短路电流校验。

满足过电流保护灵敏度要求。

站用变压器低压侧单相接地保护的灵敏系数按系统最小运行方式下,低压侧母线单相接地短路电流校验。由于采用Dyn11联结站用变压器,低压侧出口短路时的单相短路电流基本上等于三相短路电流,约为Yyn联结站用变压器的3~4倍,因此I22k1.min近似取I22k3.max可满足工程计算对精度的要求。

满足站用变压器低压侧单相接地保护灵敏度要求。

3 电流互感器参数选择

3.1 互感器变比选择

由于电流速断保护整定值较大,因此受TA变比影响较大的是过电流保护的整定值和灵敏度。假定选择300/1A的TA,由于保护装置的最小精工电流一般为0.1In,即保护装置最小可整定电流值为0.1A,对应一次值为30A,大于式(11)计算的过电流保护定值,可躲过过负荷电流。按照一次动作电流为30A对过电流保护进行灵敏度校验。

可见,当I2k2.min取值为反映在站用变压器66k V侧两相上的短路电流值时,不满足灵敏度要求;取值为反映在站用变66k V侧一相上的短路电流值时,满足灵敏度要求。从保护装置的动作逻辑上来讲,Ik A、Ik B、Ik C为“或”逻辑,即只要有一相电流大于定值即可满足保护动作逻辑,但是从提高保护可靠性的角度来说,显然采用两相电流大于定值的计算结果具有更大的裕度。

改为选用200/1A的TA,按照保护装置最小整定电流0.1A进行整定,一次值为20A,大于式(11)计算的过电流保护定值,可躲过过负荷电流。

满足保护灵敏度要求。

速断保护按照实际值整定即86.5/200=0.43A(二次值)。

站用变压器低压侧中性点TA的一次额定电流按照站用变压器低压侧额定电流的30%选择,即0.3I2r T,TA变比取300/1A。

需要强调的是,智能变电站的站用变压器保护和母线保护可共用TA二次绕组,但由于母线保护要求各支路TA变比差不宜大于4倍,显然按照上述原则确定的TA变比一般难以满足母线保护要求,因此站用变压器间隔应为母线保护配置单独的TA二次绕组。

3.2 互感器二次额定容量选择

根据以上计算结果可知,站用变压器间隔保护用TA变比为200/1A,由于站用变压器66k V侧保护安装处三相短路电流有名值仅为1866A,因此准确限值系数取10,只要二次额定容量满足要求即可。然而,由于开关站远期扩建为变电站后,站用变压器将有可能改接至66k V母线,此时站用变压器66k V侧保护安装处三相短路电流可能会大幅增加,极端情况为31.5k A。因此,互感器的二次额定容量和准确限值系数应按系统远期参数选择,假定远期66k V母线短路电流为20k A,对拟选择200/1A,5P30,15VA的TA进行校验,即已知TA的有关参数,校验互感器的性能是否满足实际短路电流倍数的要求,TA的额定二次极限电动势Es1应大于继电保护动作性能校验要求的二次感应电动势Es。

式中:Es1为额定二次极限电动势,V;Isn为额定二次电流,A;Rct为TA二次绕组电阻,Ω;Rbn为TA额定负荷,Ω。

式中:Es为继电保护动作性能校验要求的二次感应电动势,V;Kpcf为保护校验系数;K为给定暂态系数;Rb为TA实际二次负荷(对于智能变电站,合并单元下放至就地,控制电缆长度取10m,电缆截面为4mm2)。

经以上计算可知,Es1>Es。因此,选择200/1A,5P30,15VA的TA可满足在上述短路条件下TA不发生过饱和。

根据当前设备制造水平,许多保护厂家的装置精工电流已经可以做到0.05In,则按上述条件计算,选择400/1A,5P20,10VA的TA即可满足在同样短路状态下TA不发生过饱和,且能够满足保护整定要求。

4 结语

综上所述,TA的选择要根据系统短路电流、互感器实际二次负荷、保护整定值和灵敏度要求进行综合考虑,并结合实际工程参数进行校验计算,否则将出现TA发生饱和导致保护拒动或保护装置无法整定等情况。该计算过程同样适用于500k V变电站从所外电源引接至0号站用变压器的情况。

参考文献

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[4]袁季修,盛和乐,秦应力,等.中压系统保护用电流互感器参数选择方法[J].电力自动化设备,2007,27(2):1-5.YUAN Ji-xiu,SHENG He-le,QIN Ying-li,et al.Parameter selection of protective current transformer for medium-voltage system.[J].Electric Power Automation Equipment,2007,27(2):1-5.

电流参数 第5篇

目前,社会对供电可靠性的要求越来越高,在电气设备状态检修策略的新形势下,为尽量减少定期检修所带来的停电时间,科学高效地在线监测电气设备的健康状态十分必要[1,2]。电流互感器(TA)是为电力系统中智能电子设备提供电流信号传变的重要一次设备,在长期运行中,受到过负荷、短路电流电动力、热效应、二次开路和绝缘材料的老化等影响,经常会发生绕组匝间绝缘损坏,从而产生匝间短路故障;轻微匝间短路故障时一般不易被察觉,典型征兆为匝间短路故障相二次采样值偏小,采样回路出现不平衡零序电流。短路匝线圈中长期流过较大的短路电流会使线圈过热,导致匝间短路故障恶化。存在匝间短路故障的TA不仅影响电气值的测量,故障程度严重时还将影响继电保护动作的正确性,因此需要对TA进行定期检修[3]。定期离线检测方案一般分为直流电阻法和伏安特性法[4,5]。直流电阻法是比较被测试的各相绕组的直流电阻值,简单易行,能够定性地分析出某相是否发生匝间短路故障,但是无法识别轻微匝间短路故障;伏安特性法较为精确,比较各相伏安特性曲线特征并将测试曲线与出厂试验曲线作比较,可准确判断出是否存在匝间短路故障,对轻微匝间短路故障也很灵敏,能够定性地分析出故障严重程度。但以上2种方法只适用于电气设备定期停运时的离线检验,无法实现实时状态监测。

国内许多学者提出了基于电感参数的变压器内部故障识别新原理[6,7,8,9,10,11,12]。针对几起匝间短路故障引起的保护误动事故,本文在深入分析TA匝间短路故障机理的基础上,准确计算出了短路匝绕组瞬时漏感,基于瞬时漏感特性在线识别TA匝间短路故障,为实时掌握TA的健康状况,科学安排检修计划及TA状态监测和故障诊断提供了重要的方法和判断依据。

1 TA匝间短路故障解析

1.1 TA匝间短路故障原理

运行中的TA的一次侧相当于单匝绕组,当二次侧发生匝间短路故障时(见图1),二次侧相当于多了一个短路绕组,短路匝绕组会提供反向磁动势Fk,从而在短路匝绕组中产生感应短路电流Ik,因而具有“分流”作用,使TA二次侧输出的电流矢量出现误差。

图2给出了a、b、c三相TA的T型等效电路图,其中a相绕组含有匝间短路故障,b、c两相绕组正常。图2(a)中二次侧励磁阻抗上并联的等效阻抗包括短路匝绕组等效漏抗Xk,以及短路匝绕组等效电阻和短路点等效过渡电阻之和Rk,二次侧漏抗为正常运行时去除短路匝绕组后的漏抗X2′,二次侧直流电阻为正常运行时去除短路匝绕组后的绕组直流电阻R2′,其中所有计算参数均已等效到二次侧。

1.2 短路匝瞬时漏感的计算方法

由图2,根据KCL列写三相TA的电流方程组:

在系统正常运行方式下,一次电流零序分量为零,又由于三相等效电路和磁路的对称性,将式(1)中3式相加可得:

当TA正常运行时,二次侧等效瞬时电感为瞬时励磁电感与二次绕组漏电感之和;当TA二次绕组内部发生匝间短路故障时,二次侧等效瞬时电感为瞬时励磁电感与短路匝绕组漏感的并联等效电感加上二次侧绕组的漏感。发生轻微匝间短路故障时,在TA非饱和工况下,短路匝等效漏感与励磁电感相比微乎其微,并联等效电感近似等于短路匝绕组等效漏感,由于二次侧绕组漏感为常数,所以关键在于求取短路匝绕组等效漏感,根据KVL对图2(a)中二次侧绕组列写电压回路方程:

其中,Lk为TA短路匝绕组等效漏感,L2′为正常运行时去除短路匝绕组后二次绕组的漏电感,LL为二次负载等效电感;Rk为短路匝绕组等效电阻,R2′为正常运行时去除短路匝绕组后二次绕组直流电阻,RL为二次负载等效电阻。L2′、LL、R2′、RL均可通过实验求得,令L2E=LL+L2′,R2E=RL+R2′,式(3)可等效为:

为提高计算精度,在计算短路匝绕组等效漏感时考虑短路匝绕组等效直流电阻和短路点过渡电阻的影响,将式(4)离散化并由中央差分方程消去Rk得:

其中,n为第n个采样点;各电流为相应采样点处瞬时电流,可由式(2)求出;ΔT为采样间隔。

同理,令L2E=LL+L2、R2E=RL+R2,将式(5)转化为式(6),可计算出正常b、c相TA的短路匝等效漏感Lkφ(φ=b,c)的数值,理论上应为无穷大。

1.3 短路匝瞬时漏感特性分析

短路匝电流与三相TA二次电流向量如图3(a)所示,其中Ik与I2a相位相反,Ik与b、c相二次电流之间相位相差60°。

根据KVL将式(4)简化为:IkZkφ+I2φZ2Eφ=0,并由其推导出各相短路匝等效漏抗计算值:

α为Z2Eφ的阻抗角,一般在60°~90°之间,又有φ1=φ2=60°,则Zka位于第一象限,Zkb位于第四象限,Zkc位于第三象限,如图3(b)所示;因此可得Im[Zka]>0,Im[Zkb]<0,Im[Zkc]<0,即Lka与Lkb、Lkc相位相反。

2 实验分析与仿真计算

2.1 伏安特性曲线

对FRICT-Ⅲ型故障模拟TA组进行匝间短路故障实验。b、c相TA绕组正常,a相二次绕组含6%匝间短路故障,短路点的过渡电阻Rf=0。通过实验获取相关电气量,实验过程中测量了二次绕组、短路匝直流电阻的大小和伏安特性曲线,如表1所示。由表1可见,a相发生匝间短路故障时,其二次绕组直流电阻明显低于b、c相。

各相伏安特性实验曲线见图4,其中含匝间短路故障的a相特性曲线与正常a相及b、c相特性曲线差别显著,主要体现在二次侧外加电压相同的情况下,实验电流将增大许多,导致伏安特性曲线显著下移,并且在励磁曲线拐点处实验电流值相差较大。

2.2 匝间短路故障模型仿真

本节利用EMTP验证本文所提出算法。励磁回路采用基于基本励磁曲线的静态模型type-93[12,13,14,15,16]。三相对称电路中含3个相同型号的TA,其变比为4000 A/1 A,a相的短路匝数比为N;考虑到TA三相参数并非完全一致,三相TA二次负载采用实测值;二次漏抗按3倍绕组直流电阻计算;各相励磁曲线分别采用图4中三相正常时的伏安特性曲线;仿真采样频率为1.2 kHz。

在仿真过程中模拟系统在不同一次潮流运行方式下,计算经不同短路点过渡电阻时的瞬时漏感。图5为在不同一次潮流下,a相纯金属性匝间短路故障下的瞬时漏感;图6为额定二次电流、一次潮流为4000 A时,a相短路匝故障点经不同过渡电阻时的瞬时漏感。由图5、6可见,TA故障相和正常相的计算瞬时漏感相位相反,且由图7中可以得出在TA绕组正常情况下的计算瞬时漏感会表现出正负交替的非线性特征,该特征可作为发生匝间短路故障的判据之一。

2.3 等效漏感幅值计算

从仿真结果来看,当TA发生匝间短路故障时,各相计算瞬时漏感幅值变化很小,理论上趋于恒定;当TA处于正常状态时,该值变化幅度比较大,表现出正负交替的非线性特征。分别求取故障状态和正常状态下一个周期内瞬时漏感幅值的有效值(见式(10))与实际短路匝漏感值进行比较。

其中,M为一个工频周期内的采样点数;φ=a,b,c;Lφ(n)的计算参考式(5)、(6)。

在不同工况下,式(10)将瞬时漏感计算值转化为有效值如表2所示。三相绕组正常时的短路匝计算瞬时漏感方向交变,b、c相计算瞬时漏感有效值前的负号表示b、c相的瞬时漏感和a相的瞬时漏感相位相反,后同。a相短路匝漏感计算值保持恒定,且计算结果非常接近实际漏感值;另外,理论上三相TA正常时的短路匝漏感值应为无穷大,由于三相物理参数不一致,导致二次侧采样值会出现微小的零序分量,因此绕组正常时的计算结果远大于绕组发生匝间短路故障时的实际漏感值,如表2中最后2列所示;利用该特征可设置门槛定值Lset,当Lkφ′

2.4“虚拟”等效漏感幅值计算

在三相TA绕组正常情况下,由于一次电流不平衡(包括系统故障和三相负荷不平衡),可能出现与匝间短路电流特征相同的二次不平衡电流;根据一系列不平衡电流计算出的a相“虚拟”瞬时漏感值虽然与其他两相相位相反,但幅值却随着不平衡电流的变化而变化,如表3中Lka′值所示,因为此时的二次不平衡电流并非由TA存在匝间短路故障所导致;该特征可作为匝间短路故障判别的闭锁环节,防止因为一次电流不平衡而发生误判。

3 结论

电流参数 第6篇

双馈风电机组(DFIG)发电效率高、功率变频器容量小、投资少,能够在较宽的范围内进行变速运行,并且可以通过有功、无功的解耦控制调节功率因数,目前已经被广泛应用于风力发电领域[1]。由于DFIG转子侧通过交-直-交变频器与电网相连,且变频器的容量较小(通常只有风机容量的30%),风机外故障时会导致串接在转子回路的变频器易过流、直流母线会因电容充电而过压,严重时会损坏变频器甚至造成风电机组脱网运行。为了保证DFIG风电系统的安全运行,目前较多的保护措施是增加额外的硬件电路,释放暂态过程中的能量,如撬棒保护电路。撬棒投入后双馈风力发电机类似于异步发电机,该保护措施下DFIG短路电流特性的研究已经十分深入[2,3,4,5,6]。但是当转子过电流不足以使转子侧投入撬棒保护电路,而是继续连接转子变频器时,可充分发挥变频器的既定容量,采用PI控制器来调整转子励磁电压,或是采用改进的控制策略调整故障期间的定子电流[7,8,9]。文献[10]为抑制电网电压对称故障时DFIG的转子过电流提出了以抑制转子电流自由分量为目标的DFIG优化控制策略。文献[11]表明采用改进的变频器控制策略可使双馈风电系统承受15%的定子电压骤降而不停止运行。此时,DFIG的短路电流特性会发生较明显的变化。

目前,在计及PI控制的前提下对DFIG短路特性开展的研究并不多见。文献[12]分析短路时定子电流解析式中的各分量及其变化规律,给出了DFIG三相短路过程中的定子电流的解析解。文献[13]提出由于故障点位置不同会造成转子励磁特性发生变化,并针对远端故障的情况分析了励磁变频器控制系数对DFIG短路电流特性的影响,对仿真波形进行了比较分析;文献[14]推导了电网对称短路和不对称短路时的转子电流表达式,仅初步采用数学解析的方法给出了故障后转子电流表达式。文献[15]考虑转子侧变流器控制系统的不同设计方法,得到了计及励磁调节特性影响时转子绕组故障电流的简化计算模型。上述研究侧重于分析转子侧故障电流,并未深入研究PI控制参数对DFIG定子电流的影响。

本文以对称故障为例,针对机端电压跌落程度不深时撬棒未投入的情况,考虑控制作用下DFIG转子侧PI控制参数对定子短路电流的影响。采用空间矢量法和坐标变换方法,通过DFIG数学模型中的转子电压、磁链方程,推导出故障后转子回路开路电压的变化规律,联立转子侧变频器电压控制方程,采用数学解析的方法推导了故障发生后转子侧变频器不闭锁的情况下定子电流的解析表达式,并给出了考虑RSC变流器容量限制情况下,转子电流参考值的选取方法,进一步分析了转子侧变频器的PI控制参数对DFIG短路电流的影响。最后,通过在PSCAD/EMTDC中搭建的DFIG模型进行仿真测试,验证了所推导的短路电流解析表达式的有效性。本文从继电保护的角度,关注机组故障下的外特性,服务于DFIG故障分析和保护整定。

1 DFIG矢量模型

考虑到研究的暂态过程很短暂,定、转子均采用电动机惯例,在电网电压同步旋转坐标系SRF(Synchronous Rotating Frame)下,DFIG的矢量模型为[16]:

由式(1)可得:

其中,us、is、ψs和ur、ir、ψr分别为定子侧和转子侧电压、电流、磁链的空间矢量;Rs、Rr分别为定、转子侧绕组的电阻;Ls、Lr和Lm分别为定、转子侧的自感和互感;M=LsLr-Lm2;ω1为同步旋转角速度;ωr为转子角速度;ωs为转差角速度;s为转差频率,s=(ω1-ωr)/ω1;d为微分算子。考虑到研究的暂态过程很短,转子转速变化不会很大,所以,在短路期间可不考虑转子的运动方程,将转子转速视作恒定。

2 DFIG短路电流特性及PI控制参数的影响分析

2.1 故障后定子磁链解析

DFIG结构及其转子侧撬棒保护电路见图1。

假设t=0时刻,电网发生三相短路,在同步旋转坐标系下,短路前后DFIG定子电压矢量为:

其中,us为故障前稳态电压;kus为电网发生短路后机端残压,k∈(0,1)。

t=0时刻,定子电流为:

其中,is0为稳态运行时定子电流矢量;Sw为风电机组输出的复功率;“*”表示共轭运算。

由于定子电阻较小,分析时可忽略。根据式(1)中的定子电压方程,故障前稳定状态下,定子磁链为:

根据磁链守恒定律,机端发生电压跌落时,定子磁链不能突变,这会导致跌落电压在定子磁链中产生正比于跌落电压的暂态衰减分量,暂态衰减分量以定子衰减时间常数τs(τs=M/(LrRs))衰减。同理,根据式(1)的定子电压方程,考虑定子衰减时间常数的影响,利用式(3)定子磁链故障初始时刻表达式,求解故障后定子磁链表达式为:

从式(7)可以看出,电网故障后的定子磁链可以分为两部分:第一部分是故障后定子磁链稳态分量ψsn,第二部分为定子绕组中感应出的暂态衰减分量Δψs。定子磁链的暂态分量交链转子绕组导致其感生的转子电压瞬时突变升高,由于变频器的容量有限(通常只有风机容量的30%),其向转子提供的电压不足以抵消此时的转子励磁电压,导致转子回路产生很大的暂态冲击电流。为防止冲击电流对功率器件造成永久性损伤,一般投入撬棒保护电路以抑制短路电流。

但是,若电网电压跌落程度不大,故障后的最大转子电压幅值仍在转子侧变频器可输出的最大励磁电压范围内,则DFIG处于可控的运行状态,此时不需要立即投入撬棒保护电路,可充分发挥DFIG转子侧变频器的既定容量,通过采取有效的控制策略实现DFIG的电网故障穿越。

2.2 DFIG转子侧变频器控制原理

正常运行状态下,DFIG的控制系统采用闭环控制[17],为了实现机组输出功率的解耦控制,有功功率和无功功率分别由同步旋转坐标系内的转子电流q轴分量和d轴分量决定。根据定子磁链定向控制原理,转子电流的参考值为:

其中,ird,ref、irq,ref分别为转子d、q轴电流分量的参考值;ψsm为定子磁链幅值;Ps,ref、Qs,ref分别为有功、无功功率的参考值;us为定子电压瞬时值。

DFIG转子侧变频器控制框图如图2所示[12]。图2中,转子电流参考值ird,ref、irq,ref与转子电流反馈值ird、irq比较后的差值送入PI控制器,输出电压分量与电压补偿分量叠加,就可以获得转子电压指令urd、urq,经过坐标变换后得到的转子电压进行脉宽调制后输出对转子侧变频器的驱动信号,实现对DFIG的控制。

图2中,urd、urq分别为跟踪转子电流所需要的转子电压参考值。转子侧输出的转子电压方程为:

其中,kP、kI分别为PI控制器的比例参数和积分参数;ir,ref为转子电流的参考值矢量。

考虑到RSC输出电流峰值受到功率器件电流最大通断能力的限制,转子电流参考值为[18]:

其中,i*rd,ref、i*rq,ref分别为考虑RSC容量限制下的转子d、q轴电流分量的参考值;Ir_max为RSC允许的最大交流侧电流峰值。

2.3 短路电流解析

假设t=0时刻,电网发生三相短路,若机端电压轻微跌落,则此时转子侧过电流小于撬棒保护电流的动作阈值,无法投入撬棒保护电流,而转子侧仍连接有变频器。此时转子侧变频器的PI控制器可调节转子侧励磁电压,从而影响故障过程中的定子电流。

将式(2)中的转子磁链代入式(1)中的转子电压表达式,得到用ir和ψs表示的转子电压方程为:

其中,ur0为空载电势,其是由定子磁链交链感生的电动势。

图3为转子侧变频器不退出运行时的转子回路等效图。故障后转子电压近似等效为Rrir+jωsM/Ls×ir+M/Lsdir和ur0两部分,同时可由转子侧变频器的控制系统中获取控制转子电流的转子电压。

因此,联立式(9)和式(11),并将式(3)中转子电流的表达式代入,得到采用定子电流is和定子磁链ψs表示的数学表达式为:

将式(7)故障后的定子磁链方程代入式(12),可得关于定子电流的二阶微分方程为:

参考PSCAD中风机模型相关参数(见表1),对该二阶微分方程的特征方程的根进行判别,可知其含有2个不相等的实根,求解该微分方程,可得到与之对应的通解和特解,并将其由同步旋转坐标系转换到静止坐标系下,可得故障后转子变频器不退出运行时定子电流表达式为:

其中,τr1、τr2为衰减时间常数。

根据式(14)可知,在三相静止坐标系中,定子电流含有is_n、Δis_dc、Δis_ac3种成分。其中,稳态基频分量is_n的幅值与机端电压跌落程度及转子电流参考值有关。Δis_dc为短路电流的直流分量,其大小由机端电压跌落的幅值及转子侧变频器电流内环PI控制参数kP、kI决定,并以定子回路衰减时间常数τs呈指数衰减。Δis_ac由Δis_ac1和Δis_ac2两部分组成,若,则Δis_ac1和Δis_ac2为暂态基频交流衰减分量,其幅值均由定子电流初始值及PI参数共同决定,并分别以衰减时间常数τr1、τr2衰减;若,则Δis_ac1和Δis_ac2中除了基频交流衰减分量外,还有与PI参数有关的衰减频率分量。

2.4 PI参数对短路电流特性的影响

电网发生故障时机端电压跌落导致磁链突变、转子回路产生过电流,这将会在PI控制器的输入端产生偏差,但是PI控制器可以依靠PI控制参数(比例参数kP、积分参数kI)消除此偏差,促使风电系统在故障发生后达到较为稳定的状态。分析式(14)短路电流的成分可知,其中包含的直流分量的幅值、交流衰减分量的幅值以及衰减时间常数都与转子控制系统的PI控制参数有关,因此,通过调节PI参数可在一定程度上减小短路故障所导致的过电流,从而对故障引起的扰动实施有效的控制。在此调整过程中,要确保控制系统的稳定性,实现转子电流给定值的稳态跟踪。

转子侧变流器控制参数的设计,考虑电流内环反馈信号采样延时和变换器的延时,通过零极点对消,按照典型Ι型系统参数整定关系而得[19]。根据图2所示的DFIG转子侧变频器控制框图,实现解耦后,得到系统的开环波特图。

图4是保持积分参数kI不变(kI=1.667),改变比例参数kP的情况下的系统开环波特图。当比例参数kP分别取0.1、0.3、0.5时,相角裕度依次是67.5°、88.25°、88.95°。工程上通常要求系统相角裕度大于45°[18],所以系统在上述kP的取值下具有较好的稳定性,可实现良好的稳定跟踪。在一定的比例参数调整范围内,比例参数越大,系统的稳定性越好。

同理,可得到当比例参数保持不变,积分参数取不同值时的开环波特图,如图5所示。分析波特图可知,系统仍具有良好的控制性能,在一定的积分参数调整范围内,随着积分参数的减小,相角裕度越大,系统稳定性越好。

根据以上的解析计算过程编写MATLAB程序,模型参数如表1所示。为了更加直观地比较故障后短路电流的相对大小,以下波形均采用标幺值。以三相对称故障为例,针对机端电压跌落至50%的情况,取DFIG定子A相电流iA,在保持积分参数kI(kI=1.667)不变、改变比例参数kP的情况下得到了短路电流波形对比图,如图6所示(图中iA为标幺值,后同);在保持比例参数kP(kP=0.1)不变、改变积分参数kI的情况下得到了短路电流波形对比图,见图7。

分析图6可知,随着比例参数kP的减小,图6(a)中短路电流直流分量的幅值略有减小,而图6(b)中交流衰减分量的幅值却随之有明显的增大,且其衰减速度变快,导致交流衰减分量迅速衰减至零,快速过渡到稳定状态。但是由于短路电流中交流衰减分量所占比重大于直流分量,短路电流随比例参数kP的减小有明显增大的趋势。综上可得,调节kP对故障瞬间短路电流的幅值影响较大。

图7给出了调整积分参数kI情况下的短路电流波形,图7(a)中短路电流直流分量的幅值并没有太大变化,图7(b)中交流衰减分量的幅值随着kI的减小略有减小且其衰减时间常数随之减小。虽然短路电流中交流衰减分量所占比重远大于直流分量,但由于积分参数kI的变化给交流衰减分量带来的增幅并不明显,导致图7(c)中,随着积分参数kI的增大,短路电流并没有明显的变化。

根据以上分析,若故障期间变频器仍然接入转子侧回路,可依靠调控PI控制参数来调整转子励磁电压,从而影响定子电流中的直流分量和交流衰减分量,达到抑制短路电流的目的;相比于调节积分参数kI,调节比例参数kP能达到更优的效果。需要注意的是,必须要在一个安全的调控范围内调整PI控制参数,以保证控制系统乃至整个风电系统的稳定运行,否则会导致风电系统发生振荡,严重时会损坏风电机组。

3 仿真验证

在PSCAD/EMTDC中搭建了1.5 MW的DFIG仿真模型,DFIG基本参数如表1所示。通过仿真波形与解析计算波形对比,验证本文解析计算所得的定子短路电流计算表达式的有效性。

假设t=0 s时,DFIG机端发生三相短路,机端残压为0.7 p.u.,在考虑转子侧控制系统影响下定子ABC三相的短路电流解析计算波形与仿真波形对比图,如图8所示。由于电网短路持续时间较短,电网故障期间转速的变化忽略不计。

由图8的三相短路电流解析计算波形与仿真波形对比可以看出,定子电流变化趋势基本一致,电网短路瞬间,在定子磁链和转子电压的作用下,定子电流增大,并呈现衰减振荡。在故障电流的起始阶段,二者幅值有一定差异,分析可知这是由本文主要计及变频器电流内环控制,而忽略了功率外环控制导致的结果。随着直流分量和交流衰减分量衰减为零,故障后定子电流达到稳态。图9给出了机端残压为0.7 p.u.时,A相短路电流基波分量的计算波形与仿真波形对比图,通过分析对比可知,短路电流的基波分量基本吻合,进一步验证了解析表达式的有效性。

以DFIG机端发生三相短路,机端残压为0.5 p.u.的情况为例,利用搭建的PSCAD仿真模型,在保持积分参数kI不变、调整比例参数kP的情况下得到了DFIG定子A相短路电流波形,如图10所示;与之相类似,在保持kP不变、调整kI的情况下得到了DFIG定子A相短路电流波形,如图11所示。

由以上的仿真波形对比图可以看出,在kI固定、调整比例参数kP的情况下,短路电流变化较为明显;而固定kP、调整积分参数kI的情况下,短路电流变化较小,这与图6和图7分析PI控制参数对短路电流的影响时得到的研究结果基本一致。

实际上,根据控制系统的要求,转子侧的PI参数可在一定范围内选择,而在此范围内通过调节PI参数可在一定程度上起到抑制定子短路电流的作用。但需要指出的是,由于转子侧的PI参数在控制系统要求下的选择范围较小,因此PI参数对短路电流的抑制作用有限。针对DFIG的机端电压跌落故障,不能只依靠PI参数来抑制短路电流,还是要通过控制策略切换和撬棒保护等措施来实现DFIG的低电压穿越。

4 结语

本文以对称故障为例,通过DFIG矢量模型中的电压、磁链方程,联立转子侧变频器电压控制方程,采用数学解析的方法推导了故障发生后转子侧变频器不闭锁的情况下定子电流的解析表达式,并得出以下结论:在三相静止坐标系下,定子电流中含有稳态基频分量、直流分量以及交流衰减分量,机端电压跌落程度以及PI控制参数是影响各分量幅值及衰减时间常数的重要因素;在保证风电系统安全稳定运行的前提下,通过调控PI参数,可消除由于故障时转子侧过电流造成的PI控制器输入端的偏差,达到抑制短路电流的目的。最后,通过在PSCAD/EMTDC中搭建的DFIG模型进行仿真测试,验证了短路电流表达式的有效性。另外,在研究考虑双环控制系统的情况下DFIG短路电流特性时,可延续本文中采用的数学解析法进行分析,具体分析有待进一步研究。

摘要：在机端电压跌落程度不深的情况下,双馈风电机组(DFIG)不投入撬棒,而是通过改变转子侧控制策略的方法抑制转子侧过电流,此时定子短路电流中会产生衰减暂态电流分量,而DFIG控制系统的PI参数是影响该衰减暂态电流分量的主要因素。以机端发生对称故障的情况为例,针对机端电压跌落程度不深时撬棒保护未投入的情况,推导了DFIG短路电流的表达式,从理论上分析了PI参数对其短路电流特性的影响,并且辅以PSCAD仿真验证分析了在机端电压跌落轻微的情况下DFIG的短路电流特性。

电流参数 第7篇

1 三角波脉宽调制电流控制APF

图1是单相并联型APF工作原理图[10],它主要由指令电流检测电路和电流跟踪控制电路2部分组成。

APF的工作原理为[11,12]:首先对负载电流iL进行检测,得到补偿电流的指令信号ic*,再通过控制电路控制APF主电路产生一个与ic*相等的补偿电流ic,以改善电源电流is。由此可知,当得到指令信号后,电流跟踪控制电路中的控制方法将是决定APF性能的关键性环节。

目前,三角波脉宽调制电流控制方法是一种比较简单的控制方法,其基本原理是将指令信号与补偿电流信号的误差与三角波比较,所得到的结果作为开关器件的控制信号,可用图2(a)所示的电路实现,图2(b)是忽略了驱动电路延时、开关器件导通和关断时间的波形图。其中,Ut为三角波峰值,A为比较器输出信号。

由图2可见,它是通过控制补偿电流上升、下降的时间来调节误差Δic,进而使补偿电流跟随指令信号变化。

2 电路参数与跟随性能的关系

三角波脉宽调制电流控制方法是通过控制补偿电流上升、下降的时间调节误差Δic。若误差为正,则在下一周期内让补偿电流上升时间大于下降时间,增大补偿电流,使误差减小。但存在如下问题:虽然可以调节补偿电流上升、下降时间,但由于上升、下降斜率不相等,大小关系不确定,会使得补偿电流在下一个周期内不按要求变化。

例如,若Δic为正,则在下一周期应增大ic,使Δic减小。从图2(b)波形图可见,ic上升时间大于下降时间。当电源电压us>0时,ic上升的斜率大,因而ic下降的幅度要小于上升的幅度,可使Δic减小,满足要求;当电源电压us<0时,ic下降的斜率大,则下降的幅度不一定小于上升的幅度,Δic不一定会减小,反而会增大,与要求相悖。

同理,若Δic为负,则在下一周期应减少ic使Δic增大。从波形图可见,ic上升时间小于下降时间。当us>0时,ic上升的斜率大,下降的幅度不一定大于上升的幅度,则Δic不一定会增大,反而会减小;当us<0时,ic下降的斜率大,下降的幅度要大于上升的幅度,则Δic会增大,满足要求。

从上面分析可看出:

a.电源电压us>0、误差Δic>0时,可以调节使Δic减小为负;

b.us>0、Δic<0时,Δic不一定马上增大,与电路参数有关;

c.us<0、Δic<0时,可以马上调节使Δic增大为正;

d.us<0、Δic>0,则Δic不一定马上减小,同样与电路参数有关。

因此,为提高跟随性能,应重点对us>0、Δic<0和us<0、Δic>0这2种情况进行控制,使其满足跟随要求。

从目前三角波脉宽调制电流控制APF看,还没有相关文献对其电路参数与跟随性能之间的关系进行分析,没有对us>0、Δic<0和us<0、Δic>0这2种情况进行讨论。下面进行具体分析。

2.1 电源电压为正、误差为负

图3是三角波脉宽调制电流控制方法在电源电压为正、误差为负时的分析波形图。

图中M1、M2、Mt分别代表补偿电流波形上升、下降和三角波斜率的绝对值,其值分别为

式中UC为APF直流侧电容电压;L为APF滤波电感;Ts为三角波周期。

当us>0、Δic<0时,在下一周期应减少ic使Δic增大,即B点纵坐标应大于A点纵坐标,则

将式(1)(2)代入,得:

从图3得:t1+t2=Ts-(M2t2-M1t1)/Mt,则

代入式(5),合并化简,得:

根据图3中虚线可得:

要使式(7)恒成立,则只需满足

联立式(1)(2)(3)(8)(9),化简得:

2.2 电源电压为负、误差为正

图4是三角波脉宽调制电流控制方法在电源电压为负、误差为正时的分析波形图。

在这种情况下,下一周期应增大ic使Δic减小,即B点纵坐标应小于A点纵坐标,则

将式(1)(2)代入,得:

由图4可知仍有t1+t2=Ts-(M2t2-M1t1)/Mt,将式(6)代入式(12),合并化简,得:

根据图4中虚线可得:

要使式(14)恒成立,则只需满足

联立式(1)(2)(3)(14)(15)化简得:

2.3 参数关系分析

综合us>0、Δic<0和us<0、Δic>0这2种情况,得:

同时,从图3中可见还应满足:Mt>M1>0以及Mt>M2>0,即

设电源电压us=Usmsinωt,若要使式(17)(18)恒成立,则只需满足

实际中调节直流侧电压会改变开关器件的承受电压,而且不容易调节,考虑到三角波参数相对容易调节,可将式(19)转化为

式(20)反映出,为达到良好的跟随性能,APF电源电压峰值Usm、直流侧电压UC、滤波电感L、三角波幅值Ut及频率fs之间应满足的关系,如图5阴影部分所示。

在满足式(20)的情况下,实际中还应考虑到UC、Ut等的范围。

2.4 补偿电流误差分析

若电路参数满足式(20),则补偿电流误差在正方向或负方向会逐渐减小,误差值在一个周期内不出现恒为正或负,且波形具有正负对称性,如图2所示,可见最大误差绝对值为

由式(21)可见,Ut、UC、us越大,L、fs越小,|Δicmax|就越大,因此在电源电压峰值处误差最大,同时也指明选择参数时应避免Ut和UC过大、L和fs过小。

3 仿真研究

为了验证上述理论分析的正确性,在仿真软件PSIM上对采用三角波脉宽调制电流控制的APF进行了仿真研究,其中负载采用的是二极管整流桥负载,电流检测电路采用的是基于瞬时无功功率理论的ip-iq算法[13,14,15]。

仿真参数:电源电压幅值Usm=310 V,滤波电感L=10 mH,直流侧电压UC=700 V,三角波频率取为10 kHz。

根据式(20),三角波幅值应满足:2.525 V

比较图6与图7可见,虽然2组参数下电源电流都趋于正弦波,但两者的补偿电流误差差别较大。当Ut=2.8 V时,补偿电流误差在零附近波动,说明补偿电流能很好地跟随指令信号变化,围绕指令信号上下波动,速度快、误差小、效果好;当Ut=5 V时,在电源电压幅值附近补偿电流误差恒为正,说明补偿电流跟随不上指令信号,速度慢、误差大、效果差。同时根据式(21)可算出|Δicmax|=2.655 A,而图6中其约为2.72 A,比较一致。

由此可见,根据式(20)(21)配置电路参数,可使补偿电流跟随误差较小,也说明了本文的分析是正确的。

4 结论

三角波脉宽调制电流控制APF跟随误差较大,同时目前还没有相关文献对其跟随性能进行说明,针对此现状,对其进行了详细分析,得到如下结论:

a.三角波脉宽调制电流控制APF跟随误差与电路参数有关,选择不好会使跟随速度较慢,误差较大;

b.根据三角波脉宽调制电流控制方法的跟随特性得到APF直流侧电容电压、滤波电感、三角波幅值及其频率之间的关系和补偿电流误差与电路参数之间的关系,为提高APF三角波脉宽调制电流控制方法的跟随性能提供了理论依据;