analiza wpływu uszkodzenia tranzystora igbt falownika napięcia na

Nr 66
Prace Naukowe Instytutu Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych
Politechniki Wrocławskiej
Nr 66
Studia i Materiały
Nr 32
2012
silnik indukcyjny, falownik napięcia,
uszkodzenie łącznika, diagnostyka uszkodzeń
Piotr SOBAŃSKI*
Teresa ORŁOWSKA-KOWALSKA*
ANALIZA WPŁYWU USZKODZENIA TRANZYSTORA IGBT
FALOWNIKA NAPIĘCIA NA PRZEBIEGI ZMIENNYCH STANU
W NAPĘDZIE INDUKCYJNYM
W pracy dokonano analizy zmiennych stanu napędu indukcyjnego pracującego w układzie bezpośredniego sterowania polowo-zorientowanego podczas uszkodzenia polegającego na braku przewodzenia łącznika IGBT falownika napięcia. Zaprezentowane wyniki badań zostały uzyskane na
drodze symulacyjnej, przy wykorzystaniu pakietu MATLAB/Simulink. Artykuł stanowi wstęp do zagadnień projektowania napędów elektrycznych odpornych na uszkodzenia przekształtników energoelektronicznych.
1. WSTĘP
Rosnące wymagania w stosunku do właściwości napędów elektrycznych doprowadziły do znacznego skomplikowania ich struktur, jednocześnie zwiększając ryzyko
awarii. Aż 82,5% uszkodzeń występujących w nowoczesnych układach napędowych
spowodowanych jest nieprawidłowościami pracy łączników tranzystorowych IGBT,
które polegają na zwarciach bądź braku przewodzenia prądu (short/open-switch fault)
[7, 5]. Najczęstszą przyczyną tego rodzaju awarii jest nadmierna eksploatacja napędu,
która naraża przekształtnik na przeciążenia.
Przedstawione w literaturze przykłady metod modelowania awarii łącznika tranzystorowego IGBT falownika napięcia opierają się na wykorzystaniu podstawowego pakietu narzędziowego MATLAB/Simulink, co związane jest przyjęciem pewnych uproszczeń [1, 6], np. stałej wartości napięcia członu pośredniczącego
przekształtnika.
_________
* Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych, Politechnika Wrocławska, ul. Smoluchowskiego 19, 50-372 Wrocław, [email protected], [email protected]
146
W artykule przedstawiono analizę wyników badań symulacyjnych stanu uszkodzenia typu open-switch fault falownika napięcia w układzie zrealizowanym przy wykorzystaniu dodatkowej biblioteki pakietu MATLAB – SimPower System.
2. STRUKTURA STEROWANIA
Badania symulacyjne napędu indukcyjnego zostały wykonane w układzie bezpośredniego polowo-zorientowanego sterowania wektorowego, którego schemat blokowy przedstawiono na rys. 1. Model falownika został zbudowany przy wykorzystaniu
elementów IGBT/Diode dostępnych w bibliotece SimPower System. Symulacji uszkodzeń dokonano poprzez podanie sygnału logicznego o wartości 0 na bramkę odpowiedniego tranzystora.
ega
SIEĆ ZASILAJĄCA
Rg
Lg
egB
Rg
Lg
egC
Rg
Lg
UKŁAD REG. PROSTOWNIKA PWM
~
i gA
ega egB egC
Udc
-
igB
Sa
ABC
∑
α −β
igαref
α−β
-
Udcref
‐
Sc
-
igC
ABC
igβref
x-y
Sb
α −β
igAref
igBref
igCref
+
-
UDC
+
PI
T4
T1
T6
T3
T2
T5
igxref
igyref =0
ψrref
PI
ωmref
FUZZY PD
isxref
-
isyref
PI
PI
-
fx
fy
-
rs
-
usxref
usyref
rs
α-β
Sa
β
usαref
x-y
U
αs
usβref
α
SV PWM
Sb
Sc
ωmmod
MODEL
ODNIESIENIA
isx
i sy
ex ey
BLOK
ODSPRZĘGAJĄCY
γr
ψr
x-y
α-β
isα
isβ
α-β
ABC
ESTYMATOR
STRUMIENIA
WIRNIKA
ωm
LM
~
A B C
isA
isB
isC
EN
A
B
C
IM
Rys. 1. Struktura układu bezpośredniego sterowania polowo zorientowanego
dla napędu indukcyjnego
Fig. 1. Direct Field Oriented Control of the induction motor drive system
W pętli regulacji prędkości zastosowano adaptacyjny regulator rozmyty. Zmiana
konkluzji reguł regulatora dokonywana jest na podstawie porównania sygnału pręd-
147
kości mierzonej z wartością prędkości na wyjściu modelu odniesienia [4]. W pozostałych przypadkach użyto klasycznych regulatorów PI. Falownik napięcia sterowany techniką SV PWM (Space Vector Pulse Width Modulation) [8] zasilany jest napięciem stałym z prostownika PWM ze stabilizacją napięcia w obwodzie
pośredniczącym [3].
3. ANALIZA WYNIK ÓW BADAŃ SYMULACYJNYCH
Badania symulacyjne wykonano przyjmując stały okres próbkowania Tp = 1e–006 s
oraz metodę całkowania Ode1. Symulacji uszkodzeń łączników dokonywano przy
różnych prędkościach obrotowych ωmech1 = ωN, ωmech2 = 0,6 p.u., ωmech3 = 0,4 ωmech4 =
0,3 p.u. silnika, w trakcie jego pracy ustalonej przy znamionowym momencie obciążenia mo = mN. Na rysunku 2 przedstawiono wybrane przebiegi zmierzonej prędkości
silnika ωmech1, ..., ωmech4 oraz odpowiednio momentu elektromagnetycznego przy różnych wartościach prędkości referencyjnej ωref1, ..., ωref4.
Następnie na rysunku 3 przedstawiono przebiegi zadanego i zmierzonego napięcia
na wyjściu prostownika PWM, odpowiadające powyższym stanom pracy napędu, oraz
prądy sieci zasilającej dla wybranej wartości prędkości zadanej. W chwili t = 0,2 s
obciążono napęd znamionowym momentem mo = mN, natomiast w chwili t = 0,5 s
dokonano symulacji uszkodzenia tranzystora T1.
a)
b)
1
4
ωmech1
ωref1
0.8
3
ωmech2
ωmech3
ωref3
0.4
ωref4
0.2
ωmech1
1
0
ωmech4
mo
2
e
0.6
m [p.u.]
ω [p.u.]
ωref2
ωmech2
ωmech3
ωmech4
mo
T1 uszk.
0
0
0.2
0.3
0.4
0.5
t [s]
0.6
0.8
1
-1
0
0.2
T1 uszk.
0.4
0.5
0.6
0.8
1
t [s]
Rys. 2. Przebiegi prędkości zadanych ωref i zmierzonych ωmech (a) oraz momentu
elektromagnetycznego me silnika (b) przy uszkodzeniu łącznika tranzystorowego T1 falownika napięcia
Fig. 2. Transients of the reference ωref and measured ωmech rotor speed (a)
and electromagnetic torque me of the motor (b) under T1 switch fault of the voltage inverter
148
a)
b)
10
580
575
[A]
ωmech1
g A,B,C
UDC ref
555
ωmech2
ωmech3
550
0
-5
ωmech4
545
540
0
gB
i
[V]
DC
U
565
560
i
5
570
mo
0.2
0.3
0.5
0.6
gC
i
gA
T1 uszk.
T1 uszk.
0.4
t [s]
i
0.8
-10
0.5
0.55
t [s]
0.6
Rys. 3. Przebiegi zadanego UDC ref oraz zmierzonego napięcia wyjściowego prostownika PWM
w trakcie pracy z różną prędkością silnika ωmech (a) oraz prądów sieci zasilającej igA,B,C przy pracy silnika
z prędkością znamionową ωmech1 (b) w trakcie uszkodzenia tranzystora T1 falownika napięcia
Fig. 3. Transients of the reference UDC ref and measured output voltage of PWM rectifier during working
at different rotor speed ωmech (a) and grid currents igA,B,C for T1 switch fault of the voltage inverter
Awaria każdego z łączników powoduje oscylacje prędkości, których wartość amplitudy oraz częstotliwości zależy od wartości prędkości zadanej, tzn. im ωref większa
tym częstotliwość oscylacji jest większa, natomiast amplituda mniejsza.
Podobne spostrzeżenia dotyczą przebiegów momentu elektromagnetycznego me
oraz napięcia wyjściowego UDC prostownika. Należy dodać, że w przypadku |ωref| <
0,5 p.u. niemożliwe jest utrzymanie średniej wartości mierzonej prędkości silnika na
zadanym poziomie, natomiast przy prędkości |ωref| < 0,27 p.u. silnik utyka. Na rysunku 3b przedstawiono wybrany przykład przebiegu pobieranych prądów sieciowych
igA,B,C w trakcie uszkodzenia łącznika T1 falownika, w których wyraźnie widoczna jest
składowa stała o polaryzacji zależnej od typu uszkodzenia.
Na kolejnych rysunkach 4 i 5 przedstawiono hodografy wektora prądu stojana
i strumienia wirnika podczas uszkodzenia kolejnych łączników falownika napięcia,
przy różnych wartościach prędkości zadanej napędu.
W przypadku uszkodzenia poszczególnych łączników falownika kształt hodografów wektora prądu stojana w układzie α–β ma charakter półkolistego łuku, którego
położenie na płaszczyźnie zespolonej zależy od lokalizacji uszkodzenia (rys. 4).
Należy zauważyć, że hodografy prądów w przypadku awarii łączników należących
do obwodu jednej fazy falownika stanowią obrazy symetryczne względem środka,
którego położenie zmienia się wzdłuż charakterystycznej dla danej fazy osi, w zależności od prędkości silnika. Sytuację tę zilustrowano poglądowo na kolejnych
rysunkach 5 i 6, odpowiednio dla hodografów wektora prądu stojana i wektora
strumienia wirnika.
149
a)
b)
c)
5
5
4
ωmech4 ωmech3
3
2
i
0
ωmech1
ωmech3
-3
ωmech2
-4
-5
-5
i
0
[p.u]
sα
-4
5
-2
i
d)
0
[p.u]
sα
2
-5
-5
4
i
e)
5
ωmech3
ωmech3
[p.u]
ωmech1
ωmech1
sβ
0
0
ωmech2
-1
-2
ωmech2
ωmech3
-3
-5
-4
-5
-5
0
i
[p.u]
sα
5
5
ωmech4
2ω
mech4
1
i
sβ
i
i
sβ
ωmech1
[p.u]
0
0
[p.u]
5
3
ωmech4
sα
f)
4
ωmech2
[p.u]
[p.u]
ωmech2
ωmech4
-2
ωmech2
ωmech3
0
-1
sβ
sβ
0
ωmech1
1
i
[p.u]
ωmech1
i
sβ
[p.u]
ωmech4
-4
-2
0
i
[p.u]
sα
2
4
-5
i
sα
0
[p.u]
5
Rys. 4. Zbiór hodografów wektora prądu stojana w trakcie uszkodzenia łącznika tranzystorowego T1 (a),
T3 (b), T5 (c), T4 (d), T6 (e) oraz T2 (f) przy pracy z różną prędkością obrotową silnika (ωmech1, ..., ωmech4)
Fig. 4. Hodographs of the stator current vector for switch-fault T1 (a), T3 (b), T5 (c), T4 (d), T6 (e) and T2 (f)
during drive operation at different rotor speeds (ωmech1, ..., ωmech4)
isβ
oś fazy A
oś fazy B
0
isα
oś fazy C
Rys. 5. Położenie charakterystycznych osi podczas uszkodzenia obwodu danej fazy falownika napięcia
Fig. 5. Location of the characteristic axes under fault of the circuit of the voltage inverter phase
150
ψ rβ
ψ rβ
T1 uszk.
T6 uszk.
ψ rβ
T2 uszk.
ψ rα
ψ rα
ψ rα
T4 uszk.
T3 uszk.
T5 uszk.
Rys. 6. Modelowe hodografy wektora strumienia wirnika ψr
w trakcie uszkodzenia łączników tranzystorowych falownika napięcia
Fig. 6. Exemplary hodographs of the rotor flux vector ψr under switch-faults of the voltage inverter
a)
b)
ωmech4
ωmech1
ωmech3
ωmech2
0
-0.5
-1
-1
0
0.5
ψrα [p.u]
1
ωmech3
ωmech4
-1
-0.5
d)
ωmech1
0
-0.5
ωmech1
0
1
-0.5
0
0.5
ψrα [p.u]
1
0
0.5
ψrα [p.u]
ωmech4
1
ωmech4
0.5
ωmech2
ωmech3
ωmech2
ωmech1
0
-0.5
-1
-0.5
-1
f)
-0.5
ωmech3
-1
-1
-1
1
ωmech4
0.5
ωmech4
ψrβ [p.u]
ψrβ [p.u]
0
0.5
ψrα [p.u]
1
ωmech2
ωmech3
ωmech2
e)
1
0.5
0
-0.5
ωmech2
ψrβ [p.u]
-0.5
ωmech4 ωmech1
0.5
ωmech1
0
-0.5
-1
1
0.5
ψrβ [p.u]
ψrβ [p.u]
0.5
1
ψrβ [p.u]
1
c)
-1
-1
-0.5
0
0.5
ψrα [p.u]
1
-1
-0.5
0
0.5
ψrα [p.u]
1
Rys. 7. Zbiór hodografów wektora strumienia wirnika ψr w trakcie uszkodzenia
łącznika tranzystorowego T1 (a), T3 (b), T5 (c), T4 (d), T6 (e) oraz T2 (f) falownika napięcia,
przy pracy z różną prędkością obrotową silnika (ωmech1, ..., ωmech4)
Fig. 7. Hodographs of the rotor flux vector ψr for switch-fault T1 (a), T3 (b), T5 (c), T4 (d), T6 (e)
and T2 (f) during drive operation at different rotor speeds (ωmech1, ..., ωmech4)
Analizując przebiegi hodografów wektora strumienia wirnika ψr w układzie α–β
można zauważyć, że im niższa wartość prędkości silnika, tym ich zniekształcenie na
151
skutek awarii jednego z tranzystorów falownika jest większe i przyjmuje kształt zbliżony do elipsy, której położenie środka oraz osi jest charakterystyczne dla danego
typu uszkodzenia (rys. 7).
Fakt ten może być wykorzystany w procesie diagnostyki wyżej opisanego typu awarii
opartej, np. na analizie składowych głównych PCA (Principal Component Analysis) [2].
3. PODSUMOWANIE
Uszkodzenie łącznika tranzystorowego falownika napięcia pracującego w napędzie
indukcyjnym w strukturze DFOC prowadzi do oscylacji momentu elektromagnetycznego silnika, charakteryzujących się dużą częstotliwością oraz amplitudą kilkukrotnie
przekraczającą wartość znamionową, co ma niekorzystny wpływ na żywotność napędu oraz jakość regulacji prędkości.
Analiza obrazów hodografów wektora prądu stojana na płaszczyźnie α–β może
być wykorzystana w procesie diagnostyki przekształtników energoelektronicznych
pracujących w napędach indukcyjnych o strukturze regulacji prędkości DFOC. Pozwala ona na bezbłędną detekcję uszkodzenia typu open-switch fault falownika napięcia i chociaż daje jednoznaczną informację na temat lokalizacji awarii, to jednak sposób implementacji metody diagnostyki opartej na analizie obrazów hodografów
wektora prądu stojana jest trudny w realizacji praktycznej.
Ze względu na nieznaczne zniekształcenie hodografów wektora strumienia wirnika
na płaszczyźnie α–β na skutek uszkodzenia łącznika falownika podczas pracy w zakresie prędkości znamionowej, wnioski płynące z analizy tych hodografów, mogą
posłużyć jedynie jako dodatkowa informacja wykorzystana w procesie diagnostyki.
Autorzy w dalszych pracach zaprezentują model symulacyjny napędu indukcyjnego odpornego na uszkodzenie łącznika tranzystorowego falownika napięcia, którego
metoda działania wykorzystuje analizę badań przedstawioną w niniejszym artykule.
LITERATURA
[1] CUI B., Simulation of Inverter with Switch Open Faults Based on Switching Function, [in:] Proceedings of
the IEEE International Conference on Automation and Logistics, Jinan, China, 2007, pp. 2774–2778.
[2] JOLLIFFE I.T., Principal Component Analysis, Springer Series in Statistics, New York, USA, 1986.
[3] KNAPCZYK M., Nonlinear control strategies of AC/DC line-side converters using sliding-mode
approach, Ph.D. Thesis, Wrocław, Poland, 2008.
[4] ORŁOWSKA-KOWALSKA T., SZABAT K., Adaptive Fuzzy Sliding Mode Control of a Drive System
with Flexible Joint, [in:] Proc. 32nd Annual IEEE Industrial Electronics Conference, IECON, Paris,
France, 2006, pp. 994–999.
[5] ROTHENHAGEN K., FUCHS F.W., Performance of Diagnosis Methods for IGBT Open Circuit Faults
in Voltage Source Active Rectifiers, Proc. 35th Annual IEEE Power Electronics Specialists Conference, Aachen, Germany, 2004, pp. 4348–4354.
152
[6] TRABELSI M., BOUSSAK M., MESTRE P., GOSSA M., An Improved Diagnosis Technique for
IGBTs Open-Circuit Fault in PWM-VSI-fed Induction Motor Drive, IEEE 20th International Symposium on Industrial Electronics, ISIE, Gdańsk, Poland, 2011, pp. 2111–2117.
[7] WIKSTRON P.W., TERES L.A., KOBI H., Reliability, availability and maintainability of highpower variable-speed drive systems, IEEE Transactions on Industry Applications, Vol. 36, No. 1, 2000,
pp. 231–241.
[8] ŻELECHOWSKI M., Space Vector Modulated – Direct Torque Controlled (DTC-SVM) Inverter-Fed
Induction Motor Drive, Ph.D. Thesis, Warsaw, Poland, 2005.
ANALYSIS OF THE INFLUENCE OF IGBT TRANSISTOR FAULT IN VOLTAGE INVERTER
TO STATE VARIABLE TRANSIENTS OF THE INDUCTION MOTOR DRIVE
The aim of the paper is an analysis of the state variable transients in the direct oriented control of induction motor drive under open-switch fault of the voltage inverter. Study results that were presented,
were obtained by simulation tests by Matlab/Simulink environment. The paper is an introduction to the
problem of power converter fault-tolerant control methods for electric drives.