繩曉玲　萬書亭　李永剛　成立峰

(1.華北電力大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院　保定　071003

2.華北電力大學(xué)能源動力與機械工程學(xué)院　保定　071003)

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基于坐標變換的雙饋風(fēng)力發(fā)電機組葉片質(zhì)量不平衡故障診斷

繩曉玲1，2萬書亭2李永剛1成立峰2

(1.華北電力大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院保定071003

2.華北電力大學(xué)能源動力與機械工程學(xué)院保定071003)

摘要首先分析了葉片質(zhì)量不平衡故障時雙饋風(fēng)力發(fā)電機組的電氣特性，提出了基于dq坐標變換規(guī)則的定、轉(zhuǎn)子電流特性分析法；然后采用希爾伯特解調(diào)法對電流信號進行處理，突出了電流的故障頻率；最后在Matlab/Simulink環(huán)境下進行了仿真，并在雙饋風(fēng)力發(fā)電機組實驗平臺上進行了驗證。結(jié)果表明，葉片質(zhì)量不平衡故障時，發(fā)電機定、轉(zhuǎn)子電流中都包含故障頻率——葉片轉(zhuǎn)頻，該方法在葉片不平衡故障的識別中是有效的，具有一定的工程應(yīng)用價值。

關(guān)鍵詞：雙饋風(fēng)力發(fā)電機組葉片質(zhì)量不平衡定、轉(zhuǎn)子電流坐標變換

0引言

風(fēng)能作為一種清潔、綠色的可再生能源，已成為世界各國新能源發(fā)展的重要方向[1]。隨著風(fēng)力發(fā)電機組裝機容量的持續(xù)增加，如何降低機組維修成本和停機時間以及提高機組出力成為制約風(fēng)力發(fā)電發(fā)展的關(guān)鍵問題[2，3]。

風(fēng)電機組大多運行在環(huán)境比較惡劣的戶外或海上，風(fēng)沙的磨損或結(jié)冰沉積等會造成葉片質(zhì)量不平衡；另外疲勞應(yīng)力的作用會使葉片產(chǎn)生裂紋，灰塵、雜物、雨水等進入裂紋也會引起葉片質(zhì)量的不平衡，并進一步加劇葉片和其他部件的疲勞和振動，若繼續(xù)運行會對機組產(chǎn)生非常大的危害，嚴重時葉片斷裂造成重大損失[4]。針對風(fēng)機葉片質(zhì)量不平衡問題，文獻[5]建立了風(fēng)機模型，利用有限元方法分析了葉片質(zhì)量不平衡引起的機組振動特點。文獻[6，7]在模擬實驗平臺上采集了機組振動信號進行頻譜分析，結(jié)果顯示質(zhì)量不平衡情況下機組在水平方向的振動會增加。但振動信號的采集需要安裝振動傳感器，這首先增加了監(jiān)測成本，其次對于安裝在幾十米高空的機艙很難進行實時監(jiān)測。文獻[8-10]則分析了葉片質(zhì)量不平衡與發(fā)電功率的關(guān)系。由于功率的計算需要三相電流和電壓，采集和計算都較麻煩，因此這些文獻只分析了功率有效值或單相功率的變化，故分析結(jié)果難免偏頗。文獻[11]分析了直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機組葉片質(zhì)量不平衡情況下發(fā)電機定子電流與軸轉(zhuǎn)頻的關(guān)系，利用定子電流信號間接分析轉(zhuǎn)頻變化特性來診斷葉片質(zhì)量不平衡。文獻[12]同樣也是針對直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機組，提出了利用定子電流信號模平方的方法來診斷葉片質(zhì)量不平衡。

本文針對雙饋風(fēng)力發(fā)電機組葉片質(zhì)量不平衡故障時發(fā)電機電氣特性以及故障診斷等問題展開研究，找出了故障診斷依據(jù)，實現(xiàn)了故障的早發(fā)現(xiàn)早診斷，避免了重大事故發(fā)生，提高了機組運行效率。

1葉片質(zhì)量不平衡機理分析

葉片質(zhì)量不平衡故障可等效為在葉片上存在一個距離輪轂為R的不平衡虛擬質(zhì)量塊m[6，8]。等效不平衡質(zhì)量塊產(chǎn)生的重力矩會對風(fēng)機的輸出轉(zhuǎn)矩產(chǎn)生影響[13]，風(fēng)機輸出的機械轉(zhuǎn)矩Tw可表示為

Tw=Tw0+mgRsin(ωwt+φw)

(1)

式中，Tw0為氣動轉(zhuǎn)矩；ωw為風(fēng)機葉片旋轉(zhuǎn)角速度；φw為葉片初始位置角度。

圖1為風(fēng)機某一葉片質(zhì)量不平衡時的示意圖。等效質(zhì)量塊m隨著葉片以ωw的速度旋轉(zhuǎn)，它產(chǎn)生的重力矩會造成風(fēng)機主軸(也稱葉片轉(zhuǎn)子軸)轉(zhuǎn)速的波動。如圖1a所示，不平衡質(zhì)量塊由頂部向下旋轉(zhuǎn)到底部的過程中會給主軸加速；而當該葉片由底部向上旋轉(zhuǎn)到頂部的過程中，等效質(zhì)量塊的存在會給主軸減速，如圖1b所示。這樣的周期變化頻率等于葉片轉(zhuǎn)頻[8]。另外文獻[14，15]中也論證了當轉(zhuǎn)矩周期性波動時，軸轉(zhuǎn)速也會出現(xiàn)相同頻率的波動。雙饋風(fēng)力發(fā)電機組通過增速齒輪箱將風(fēng)機和發(fā)電機連接起來，發(fā)電機轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)角速度等于Nωw(N為齒輪箱的增速比)。風(fēng)機主軸增速、減速的變化會反映到發(fā)電機轉(zhuǎn)子速度上，使轉(zhuǎn)子發(fā)生增速、減速的周期波動，波動頻率等于葉片轉(zhuǎn)頻。

根據(jù)雙饋風(fēng)力發(fā)電機組的運動方程有[16]

(2)

式中，Te為風(fēng)力發(fā)電機組的電磁轉(zhuǎn)矩；ωr為發(fā)電機轉(zhuǎn)子電角速度；ρ為極對數(shù)；J為機組的轉(zhuǎn)動慣量。

將式(1)代入式(2)，并令初相角φw=0，可求出轉(zhuǎn)子電角速度ωr為

ωr=ωr0+ωrgcosωwt

(3)

式中，ωr0為氣動轉(zhuǎn)矩對應(yīng)的轉(zhuǎn)子電角速度；ωrg為轉(zhuǎn)子速度周期波動幅值，ωrg=ρmgR/Jωw。

圖1　葉片質(zhì)量不平衡等效模型Fig.1　Equivalent model of blade mass imbalance

2雙饋風(fēng)力發(fā)電機組特性分析

2.1雙饋風(fēng)力發(fā)電機組工作原理

雙饋風(fēng)力發(fā)電機組的結(jié)構(gòu)類似于繞線式感應(yīng)電機，定、轉(zhuǎn)子均為三相對稱繞組，所不同的是轉(zhuǎn)子繞組與一個三相勵磁變換器相連，并在轉(zhuǎn)子繞組中施以轉(zhuǎn)差頻率為sω1的三相對稱電源，其中ω1為同步速。為了實現(xiàn)穩(wěn)定的機電能量轉(zhuǎn)換，定、轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)磁場必須均以同步速旋轉(zhuǎn)，保持相對靜止，因此穩(wěn)定時各頻率應(yīng)滿足如下關(guān)系[16]

ω1=ωr+sω1=ωr+ωz

(4)

式中，ωz為轉(zhuǎn)子電流角頻率；s為轉(zhuǎn)差率。

當風(fēng)力發(fā)電機組穩(wěn)態(tài)運行時，ω1應(yīng)等于電網(wǎng)電壓角頻率。在電網(wǎng)電壓恒定的情況下，ω1可認為是一定值[16]。再結(jié)合式(3)和式(4)可得出質(zhì)量不平衡時轉(zhuǎn)子電流角頻率ωz以及其瞬時相位θr分別為

ωz=ωz0-ωrgcos(ωwt)

(5)

(6)

式中，ωz0=ω1-ωr0。

2.2雙饋風(fēng)力發(fā)電機組轉(zhuǎn)、定子電流分析

設(shè)ira為轉(zhuǎn)子a相電流，并設(shè)其初始相角為零，則ira可表示為(推導(dǎo)過程見附錄)

(7)

式中，Ir為轉(zhuǎn)子a相電流的幅值。

由式(7)可知，在某一葉片存在質(zhì)量不平衡時，轉(zhuǎn)子勵磁電流中除了頻率為fz0的正弦分量外，還會出現(xiàn)頻率為fz0±fw(ωz0=2πfz0，ωw=2πfw)的調(diào)制諧波分量。除此之外，調(diào)制電流的幅值為基波電流幅值的ωrg/(2ωw)倍，由式(3)可知，ωrg=ρmgR/(Jωw)，對于大型風(fēng)電機組，不平衡重力矩mgR遠小于機組轉(zhuǎn)動慣量J，而ωw一般大于1，故調(diào)制電流的幅值相比基波電流幅值是很小的。

為了進一步分析雙饋發(fā)電機定子電流的特性，需首先將三相靜止坐標系下的轉(zhuǎn)子電流ira、irb、irc變換到d-q旋轉(zhuǎn)坐標系下。根據(jù)abc-dq變換規(guī)則[17]，轉(zhuǎn)子d、q軸電流ird、irq計算過程見式(8)和式(9)。

=ird0-irdw++irdw-

(8)

=irq0-irqw++irqw-

(9)

由式(8)和式(9)可知，轉(zhuǎn)子勵磁電流可以分解到3個d-q坐標系中，3個d-q坐標系的旋轉(zhuǎn)速度分別是ωz0、ωz0+ωw和ωz0-ωw。其中以ωz0速度旋轉(zhuǎn)的d、q軸電流分別為ird0、irq0；以ωz0+ωw速度旋轉(zhuǎn)的d、q軸電流分別為-irdw+、-irqw+；以ωz0-ωw速度旋轉(zhuǎn)的d、q軸電流分別為irdw-、irqw-。

根據(jù)雙饋風(fēng)力發(fā)電機組數(shù)學(xué)模型以及定子磁鏈定向原則有[16]

(10)

式中，ψsd和ψsq分別為定子磁鏈的d、q軸分量；ψs為定子磁鏈的幅值；isd和isq分別為定子電流的d、q軸分量；Ls為定子自感；Lm為定、轉(zhuǎn)子間互感。

將式(8)和式(9)帶入式(10)可得

(11)

也即定子的d、q軸電流可表達為

(12)

由式(12)可知，定子電流也能分解到3個旋轉(zhuǎn)的d、q軸上，設(shè)3個d、q軸的轉(zhuǎn)速分別為ω0、ω+和ω-，為了使定子磁場與轉(zhuǎn)子磁場保持相對靜止，應(yīng)有ω0=ωz0+ωr0=ω1、ω+=(ωz0+ωw)+ωr0=ω1+ωw、ω-=(ωz0-ωw)+ωr0=ω1-ωw。故定子電流分解后的3個d、q軸轉(zhuǎn)速分別為ω1、ω1+ωw和ω1-ωw。以ω1速度旋轉(zhuǎn)的d、q軸電流分別為isd0、isq0；以ω1+ωw速度旋轉(zhuǎn)的d、q軸電流分別為-isdw+、-isqw+；以ω1-ωw速度旋轉(zhuǎn)的d、q軸電流分別為isdw-和isqw-。

根據(jù)dq-abc坐標變換規(guī)則以及式(8)和式(9)的推導(dǎo)過程，可得出發(fā)電機定子a相電流的表達式為

isa=Iscos(ω1t+φ0)-Is1cos(ω1t+ωwt+φ1)+

Is2cos(ω1t-ωwt+φ2)

(13)

式中

由式(13)可知，當某一葉片存在質(zhì)量不平衡時，定子電流中除了頻率為f1的基波外，還會出現(xiàn)頻率為f1±fw(ω1=2πf1，ωw=2πfw)的調(diào)制諧波分量。同時在式(7)中也分析出來，轉(zhuǎn)子勵磁電流中也存在頻率為fz0±fw的調(diào)制諧波分量，其中fw通常被稱作故障頻率或調(diào)制頻率。由此便得出了利用定、轉(zhuǎn)子電流診斷風(fēng)力發(fā)電機組葉片質(zhì)量不平衡故障的依據(jù)：定、轉(zhuǎn)子電流中除了各自的基頻外，還存在調(diào)制頻率fw，該頻率為風(fēng)機葉片轉(zhuǎn)頻。

通過前述分析可知，定、轉(zhuǎn)子電流的諧波幅值與基波電流相比非常小，因此直接分析電流的FFT(快速傅里葉變換)很難看出調(diào)制頻率。而信號處理中的希爾伯特解調(diào)方法能夠從信號中解調(diào)出低頻的調(diào)制分量，因此在本文中通過對電流信號進行希爾伯特解調(diào)分析來提取故障頻率。

3希爾伯特解調(diào)法

希爾伯特解調(diào)法通過希爾伯特變換的方法從信號中提取調(diào)制信號，分析調(diào)制函數(shù)的變化來提取故障特征，在機械振動信號及其故障診斷方面得到廣泛應(yīng)用，但在電氣信號分析方面應(yīng)用還較少。文獻[18]曾將該方法應(yīng)用于電機故障診斷。

若一連續(xù)的時間信號為x(t)，其希爾伯特變換可看成是x(t)通過一濾波器的輸出[18]

(14)

x(t)與其希爾伯特變換構(gòu)成x(t)的解析信號Zt

(15)

由式(15)可得

(16)

式中，A(t)為幅值包絡(luò)；θ(t)為相位包絡(luò)；μ(t)為頻率包絡(luò)。

A(t)、θ(t)和μ(t)分別包含x(t)的幅值、相位和頻率調(diào)制信息，對這些包絡(luò)進行頻譜分析便可得到調(diào)制頻率，實現(xiàn)解調(diào)。

接下來以轉(zhuǎn)子電流為例，按照上述步驟分析希爾伯特頻率包絡(luò)解調(diào)的過程。轉(zhuǎn)子電流可表達為

(17)

求出ira的希爾伯特變換后，可得其解析信號為

(18)

式中，相位包絡(luò)θ(t)可表示為

(19)

對θ(t)求導(dǎo)可得

(20)

將式(20)中的μ(t)去直流并進行FFT變換便可得到調(diào)制頻率ωw，這就是希爾伯特變換的解調(diào)功能。同理也可求出定子電流的調(diào)制頻率ωw。

基于希爾伯特變換的解調(diào)法能夠分離出原信號中的調(diào)制信息進行解調(diào)，消除了原始信號的基頻，只剩下調(diào)制頻率，得到的結(jié)果比較清晰直觀。

4仿真分析

4.11.5 MW機組仿真

為了驗證前文所述理論分析的正確性，利用Matlab/Simulink模塊，搭建了一個1.5 MW的雙饋風(fēng)力發(fā)電機組平臺。平臺模型結(jié)構(gòu)如圖2所示。仿真模型參數(shù)見表1，雙饋風(fēng)力發(fā)電機組轉(zhuǎn)子側(cè)采用定子磁鏈定向矢量控制[16]。

圖2　仿真平臺Fig.2　Simulation platform

參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值額定功率/MW1.5額定電壓/V690額定風(fēng)速/(m/s)12定子電阻(pu)0.0059葉片額定轉(zhuǎn)速/(r·min-1)13.2定子漏感(pu)0.1425最佳風(fēng)能利用系數(shù)0.48轉(zhuǎn)子電阻(pu)0.0042最佳葉尖速比5.8轉(zhuǎn)子漏感(pu)0.13齒輪箱增速比90極對數(shù)3慣性常數(shù)5s電網(wǎng)頻率/Hz50

仿真前首先定義了不平衡度系數(shù)的概念，不平衡度系數(shù)b可表示為

(21)

式中，Twg為不平衡重力矩。

平臺搭建好之后，首先進行了正常工況的仿真。然后在保證機組穩(wěn)態(tài)運行的條件下，故障程度由低到高逐漸增加，分別進行了1%、3%、5%、8%和10%五種不平衡工況的仿真。為了便于對比，這五種工況下風(fēng)機的運行參數(shù)相同，均為恒定風(fēng)速10 m/s，葉片轉(zhuǎn)速12.1 r/min。

圖3為正常以及10%不平衡工況下葉片轉(zhuǎn)速的對比圖。從時域圖3a可看出，在不平衡工況下葉片轉(zhuǎn)速有明顯的周期波動；經(jīng)FFT變換后其頻率為0.2 Hz，也即葉片轉(zhuǎn)頻(12.1/60≈0.2)，如圖3b所示。

圖3　正常及10%不平衡工況下葉片轉(zhuǎn)速Fig.3　Blade rotate-speed of normal and 10% imbalance

圖4為正常以及10%不平衡工況下定子電流仿真分析的結(jié)果。由圖4a可知，正常以及不平衡工況下定子電流在時域圖形上基本重合。在圖4b中，正常及不平衡定子電流在50 Hz處幾乎完全重合，將49.5～50.5 Hz頻段的縱坐標放大幾百倍后，才能看到二者的區(qū)別。圖4c是對定子電流進行解調(diào)的結(jié)果：不平衡故障下的定子電流在葉片轉(zhuǎn)頻(即調(diào)制頻率)0.2 Hz處有明顯的峰值，而正常情況下的定子電流則沒有。由此可見，希爾伯特包絡(luò)解調(diào)可凸顯故障頻率，結(jié)果清晰直觀。

圖4　正常及10%不平衡工況下定子電流Fig.4　Srator current of normal and 10% imbalance

圖5為正常以及10%不平衡工況下轉(zhuǎn)子電流仿真分析的結(jié)果。由圖5a和圖5b可知，正常以及不平衡時轉(zhuǎn)子電流的基頻均約為5 Hz，但與圖4a中定子電流時域波形不同，在圖5a中，正常及故障下的轉(zhuǎn)子電流有明顯相位差，這與前面式(6)的分析一致。由于轉(zhuǎn)子電流基頻較小，因此在故障前后轉(zhuǎn)子電流的相位變化明顯。而定子電流基頻相對較大，因此在定子電流的時域波形圖上看不出明顯差別。不平衡轉(zhuǎn)子電流中解調(diào)出葉片轉(zhuǎn)頻0.2 Hz，如圖5c所示。

除此之外，對于其他幾種不平衡工況下的定、轉(zhuǎn)子電流也進行了相同的分析，結(jié)果與上述分析一致。圖6為在1%、3%、5%、8%和10%五種不平衡工況下解調(diào)出的葉片轉(zhuǎn)頻0.2 Hz處所對應(yīng)的幅值。從圖6

中可看出，隨著不平衡程度的增加，故障頻率所對應(yīng)的幅值也隨著增加。

圖5　正常及10%不平衡工況下轉(zhuǎn)子電流Fig.5　Rotor current of normal and 10% imbalance

圖6　各不平衡工況對應(yīng)的故障頻率幅值Fig.6　Amplitude of fault frequency for different degree of imbalance

4.2實驗機組仿真

目前商業(yè)化的風(fēng)電機組都越來越大型化，兆瓦級風(fēng)機是當前主流，但對于實驗室類型的風(fēng)機來說，一般都是小型的。筆者所在課題組有一套11 kW雙饋風(fēng)力發(fā)電機組，它是某兆瓦級風(fēng)機的縮比模型。為了將仿真和實驗結(jié)果進行對比，利用Matlab搭建了一個11 kW實驗機組的仿真模型。該仿真平臺參數(shù)與實驗室11 kW機組參數(shù)一致，具體見表2。

表2　11 kW DFIG仿真參數(shù)

平臺搭建好之后，進行了正常工況和2.4%不平衡工況下的仿真，其中2.4%不平衡度工況對應(yīng)1 kg不平衡質(zhì)量塊的實驗(見后文實驗部分)。仿真風(fēng)況為恒定風(fēng)速6.4 m/s，對應(yīng)葉片轉(zhuǎn)速75 r/min。仿真結(jié)果如圖7和圖8所示。

圖7　正常及不平衡工況下定子電流Fig.7　Srator current of normal and imbalance

圖8　正常及不平衡工況下轉(zhuǎn)子電流Fig.8　Rotor current of normal and imbalance

由圖7a可知，正常及不平衡情況下的定子電流在時域波形圖上幾乎完全重合；圖7b是將48～52 Hz頻段的縱坐標放大了近103倍后才看到二者的區(qū)別。由圖7c可知，從不平衡的定子電流中解調(diào)出故障頻率1.25 Hz(75/60=1.25)，而正常情況下則沒有，區(qū)別較明顯。

與1.5 MW仿真類似，在圖8a中，正常及不平衡的轉(zhuǎn)子電流在時域圖形上有相位差，但在圖8b FFT頻譜圖中二者區(qū)別不大。在圖8c中，不平衡轉(zhuǎn)子電流中在1.25 Hz處有明顯峰值。

5實驗分析

為了進一步驗證本文所提理論方法的正確性，在一個11 kW雙饋風(fēng)力發(fā)電平臺上進行了實驗。實驗平臺如圖9所示。

圖9　11 kW雙饋風(fēng)力發(fā)電實驗平臺Fig.9　Test platform of 11 kW doubly-fed wind turbine

該實驗平臺的工作原理是：三葉片風(fēng)力機由調(diào)速電機(安裝在風(fēng)力機內(nèi)部)拖動，模擬風(fēng)速變化時葉片的旋轉(zhuǎn)，從而帶動主軸一起旋轉(zhuǎn)。主軸通過增速齒輪箱與發(fā)電機相連。調(diào)速電機控制、變速恒頻控制等都集成在主控柜中，如圖9b所示。

發(fā)電機為繞線式異步發(fā)電機，參數(shù)見表2。為了模擬質(zhì)量不平衡故障，在葉片上附加了一個重約1 kg(不平衡度b=2.4%)的質(zhì)量塊。為了防止對葉片表面造成損傷以及出于安全的考慮，將質(zhì)量塊用強力AB膠和若干條膠帶固定在葉片內(nèi)腔壁較平坦的地方，如圖9a所示位置的內(nèi)側(cè)。

采集儀選用Yokogawa公司生產(chǎn)的DL850型示波記錄儀，并采用型號為96001的鉗式電流探頭采集定子電流，而轉(zhuǎn)子電流則選用HIA-C01型電流傳感器采集，該傳感器基于霍爾效應(yīng)，適于低頻信號。

實驗參數(shù)：風(fēng)力機設(shè)定為恒定風(fēng)模式，葉片轉(zhuǎn)速為75 r/min，轉(zhuǎn)差率s為0.11，發(fā)電機并網(wǎng)運行。數(shù)據(jù)采集頻率1 024 Hz，采樣時間3 min，分別采集了機組正常工況和1 kg不平衡工況下的定、轉(zhuǎn)子電流，并進行了分析。

圖10為正常工況下采集的定、轉(zhuǎn)子電流，圖11為不平衡工況下的定、轉(zhuǎn)子電流。首先對比圖10與圖11中的定子電流ia，基本看不出二者區(qū)別，這與仿真圖7a是一致的。對這兩種工況下的定子電流進行FFT分析，電流基頻均為50 Hz，與圖7b類似。再對比圖10與圖11中的轉(zhuǎn)子電流，正常及不平衡工況下轉(zhuǎn)子電流仍有相位差。在FFT頻譜圖中兩者的基頻均約為5.5 Hz，與圖8b類似。

圖10　正常定、轉(zhuǎn)子電流Fig.10　Stator and rotor current of normal

圖11　不平衡定、轉(zhuǎn)子電流Fig.11　Stator and rotor current of imbalance

圖12為對正常和不平衡情況下采集的定、轉(zhuǎn)子電流進行希爾伯特解調(diào)分析。從圖12a中可看出，在不平衡的定子電流中解調(diào)出故障頻率1.25 Hz；而在圖12b中，則從不平衡情況下的轉(zhuǎn)子電流中解調(diào)出故障頻率1.25 Hz。

圖12　定、轉(zhuǎn)子電流解調(diào)Fig.12　Demodulation of stator and rotor current

對比11 kW機組仿真和實驗結(jié)果可發(fā)現(xiàn)，定、轉(zhuǎn)子電流的時域波形、FFT頻域以及希爾伯特解調(diào)的結(jié)果都基本一致，不同之處主要是兩種情況下電流的幅值有差別，這是因為仿真分析的電流是相電流，而實驗時電流傳感器采集的是線電流，這對分析結(jié)果影響不大。通過上述仿真和實驗結(jié)果的分析驗證了本文所提理論分析的正確性。

6結(jié)論

本文針對雙饋風(fēng)力發(fā)電機組葉片質(zhì)量不平衡故障，從雙饋發(fā)電機的數(shù)學(xué)模型出發(fā)，提出了基于dq坐標變換的定、轉(zhuǎn)子電流特性分析法來診斷葉片不平衡故障，并采用希爾伯特解調(diào)法從電流信號中解調(diào)出故障頻率，結(jié)果比較清晰直觀。通過理論分析、仿真和實驗分析得出以下結(jié)論：

1)葉片質(zhì)量不平衡故障會導(dǎo)致雙饋發(fā)電機定、轉(zhuǎn)子電流中都包含以葉片一倍轉(zhuǎn)頻為調(diào)制頻率的故障頻率，并隨著不平衡度系數(shù)的增加，故障頻率對應(yīng)幅值也增加，在一定程度上能夠表征故障的嚴重程度。

2)除此之外，不平衡故障情況下轉(zhuǎn)子電流與正常情況下相比其相位發(fā)生變化，這是轉(zhuǎn)子電流頻率存在波動所導(dǎo)致的。

基于雙饋發(fā)電機定、轉(zhuǎn)子電流特性來監(jiān)測風(fēng)機葉片的運行狀態(tài)，及時消除引起不平衡的因素，防微杜漸，對于整個機組的安全、穩(wěn)定運行具有重要的實際意義。

附錄

式(7)的推導(dǎo)過程

ira=Ircosθr

式(8)和式(9)中sinθr的推導(dǎo)過程

注：在σ?1時，cos(σ)≈1，sin(σ)≈σ。

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繩曉玲女，1983年生，博士研究生，講師，研究方向為風(fēng)力發(fā)電機組的狀態(tài)監(jiān)測和故障診斷。

E-mail：sssxlyc@163.com(通信作者)

萬書亭男，1970年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向為大型火電機組、風(fēng)力發(fā)電機組在線監(jiān)測與故障診斷。

E-mail：13582996591@139.com

Fault Diagnosis for Blade Mass Imbalance of Wind Turbines with DFIG Based on Coordinate Transformation

ShengXiaoling1，2WanShuting2LiYonggang1ChengLifeng2

(1.School of Electrical and Electronic EngineeringNorth China Electric Power University Baoding071003China 2.School of Energy Power and Mechanical EngineeringNorth China Electric Power University Baoding071003China)

AbstractFirstly, the electrical characteristics of the doubly-fed induction generator (DFIG) under the blade imbalance fault are analyzed.Furthermore, the stator and rotor currents can be obtained according to the dq coordinate transformation.Then the Hilbert demodulation method is used to process the current signal so that the fault frequency can be highlighted.Finally, the simulation work under Matlab/Simulink and the experiment on the DFIG testing platform are taken for verification.It is shown that, the faulty stator and rotor currents contain the same harmonic component as that of the blade’s rotating frequency.The proposed method is effective to recognize the blade mass imbalance fault and therefore has an engineering application potential.

Keywords：Doubly-fed induction generator, blade, mass imbalance, stator and rotor current, coordinate transformation

作者簡介

中圖分類號：TM315

收稿日期2015-03-29改稿日期2015-07-02

國家自然科學(xué)基金(51177046)和中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金(12MS101，2014XS82)資助。