负载电流

负载电流是指电机拖动负载时实际检测到的定子电流数值，此值随着负载的大小而变化。

基本信息

负载电流是指电器设备正常完成工作任务时的电流。比如说，一辆电动车，挂空挡启动，马达转起来了，此时流过马达的是空载电流，当挂挡跑起来时的电流是负载电流；一般情况下，空载电流应该大大小于负载电流，否则这个电器设备的效率较低。

异步电动机空载运行时，定子三相绕组中通过的电流，称为空载电流。绝大部分的空载电流用来产生旋转磁场，称为空载激磁电流，是空载电流的无功分量。还有很小一部分空载电流用于产生电动机空载运行时的各种功率损耗（如摩擦、通风和铁芯损耗等），这一部分是空载电流的有功分量，因占的比例很小，可忽略不计。因此，空载电流可以认为都是无功电流。从这一观点来看，它越小越好，这样电动机的功率因数提高了，对电网供电是有好处的。如果空载电流大，因定子绕组的导线截面积是一定的，允许通过的电流是一定的，则允许流过导线的有功电流就只能减小，电动机所能带动的负载就要减小，电动机出力降低，带过大的负载时，绕组就容易发热。但是，空载电流也不能过小，否则又要影响到电动机的其他性能。一般小型电动机的空载电流约为额定电流的30%~70%，大中型电动机的空载电流约为额定电流的20%~40%。具体到某台电动机的空载电流是多少，在电动机的铭牌或产品说明书上，一般不标注。可电工常需知道此数值是多少，以此数值来判断电动机的性能好坏，能否使用。

计算

空气中敷设电缆

由于空气的热容一般可忽略，而电缆本体可由一集中热阻TT和一集中热容CT来表示，空气中敷设的电缆其I2为

式中，TT=T1+(1+λ1)T4，CT=CTc+k(CTi +CTs)，τ=TTCT，其中，T1、T4分别为绝缘层及电缆表面至周围媒质热阻，TΩcm；λ1为护套与线芯损耗之比；CTc、CTi、CTs分别为线芯、绝缘层、护套热容，J/cm3°C；k为常数，取0.5；t为电缆允许短期负载时间，s；τ为电缆等效时间常数，s；I1为过负载前流过线芯电流，A；θc1、θc2分别为过负载前线芯及短期负载线芯允许温度，°C；R1、R2分别为单位长度线芯在θc1、θc2下的电阻，Ω/cm。

直接埋地敷设电缆

确定敷设在土壤中的I2时，可将电缆及其周围媒质分成若干区域，每个区域的温度用一指数曲线表示，电缆温升等于各区温升之和。通常下，电缆本体分为线芯和绝缘层的一半与电缆的剩余部分2个区域。若电缆为管道中敷设，则第1区域为线芯和绝缘层，第2区域为电缆表面至管道外表面。以周围土壤划分方式为第3个区域简要说明。

土壤第1区域的内径等于电缆外径De(对管道敷设为管道外径)。电缆周围T4=(ρT4/2π)ln(4L/De)，式中ρT4为土壤热阻系数，TΩcm；L为电缆敷设深度，mm。由此土壤第3个区域的外径设定为电缆敷设深度的4倍，即D3=4L。然后，将区间π(D32-De2)/4按体积比1∶4 ∶16同心圆分成3个区域，其它2个区域的外径分别为

已知电缆结构参数及ρT4及热容系数ρCT后，即可获得相应区域的T1～T5，C1～C5及τ1～τ5，因此

积500 mm2的XLPE电缆，在单回路等边三角形直埋敷设条件下(ρT4=120 TΩcm，ρCT=2.52 J/cm3°C，电缆敷设深度分别为720、1500、3000 mm)，原I2为400 A，取不同的允许短期负载t(36000，6000，600，60，6 s)在变化周围土壤划分的个数，获得I2结果见图1。

显然，划分区域越多，以指数曲线表示的电缆线芯温度上升速度越快，因此，在同样的短期负载允许线芯温度下，相应的I2就越小。由图1见，电缆敷设越深，短期负载允许时间越短，土壤划分区域个数对I2的影响越小。将土壤分为 4个区域，计算得线芯温升在较长时间能与实际情况较好吻合。因此，建议计算时将土壤分为 4个区。

研究结论

在综合现有的简单敷设方式，如空气中敷设、直埋地敷设情况下电缆短期负载电流计算方法的基础上，研究了其计算过程中的相关技术问题，如过负载前电缆非满载运行其线芯温度的确定，以及周围土壤区域划分个数的选择，并探讨了一些复杂敷设方式，如直埋并更换回填土、水泥槽中管道敷设下的短期负载电流计算问题。

策略研究

研究背景

三相电压型PWM整流器可实现网侧电流正弦化、单位功率因数运行、能量双向传输，真正实现了“绿色电能变换”。在PWM整流器的应用中，负载变化一般较剧烈，传统双闭环PI控制虽能获得理想的稳态性能，但因其在控制系统结构上固有不足及PI调节的滞后性，动态过程中直流电压会出现较大的偏差，不利于系统高品质运行。

在双闭环控制基础上加入负载电流前馈控制是提高PWM整流器抗负载扰动动态性能的主要方法。这里结合PWM整流器在两相同步旋转坐标系下的数学模型，给出了PWM整流器双闭环PI控制系统结构图，从控制角度分析了双闭环PI控制在克服负载扰动方面的不足，具体设计了负载扰动前馈补偿器。分析表明，理论上可达到对负载扰动完全补偿的动态前馈补偿器在实际系统中难以实现，为简化问题，得到了静态前馈补偿器表达式，分析了负载电流前馈控制策略的补偿机理及影响静态前馈补偿效果的因素。最后用实验验证了理论分析的正确性并提出了进一步提高PWM整流器抗负载扰动动态性能的方法。

PWM整流器负载电流前馈控制

制系统结构基础上加入负载电流前馈控制。设电流环闭环传递函数为 Wci(s)，前馈补偿器传递函数为Gf(s)，因前馈补偿器的输出作为电流环给定值的一部分，则加入负载电流前馈控制后，电压环结构如图2所示。

在实际系统中，由于PWM整流器主电路中L，R等参数的非线性及时变特征，难以精确确定Wci(s)的表达式，且因Wci(s)分母阶次大于分子 阶次。为简化问题，考虑到PWM整流器电流环的响应速度快，同时因电流环采用了PI调节，电流响应无静差，若忽略电流环调节延迟而近似认为电流环闭环传递函数Wci(s)=1，则有

流器电流内环的响应速度比电压外环快得多，加入IL前馈控制后，当IL变化时，经前馈作用，有功电流的给定值id*迅速改变，通过电流环的快速调节，id及Idc迅速变化以补偿IL的变化，大大减小了IL变化对Udc的影响。按上式确定的前馈补偿器极易实现，但由于仅实现了对负载扰动的静态补偿，在负载扰动很剧烈的场合，Udc仍有较明显的动态偏差，当C大小一定时，Udc动态偏差的大小主要取决于电流环调节延迟大小。扰动前馈补偿的引入并不影响原闭环系统的稳定性，而闭环控制的存在又降低了对负载电流检测精度和前馈补偿器精度的要求。

研究结论