机组特性（精选8篇）
机组特性 篇1
摘要：随着风能的广泛使用,安排发电计划时更多的风电机组将会被引入,这对传统的机组组合提出了新要求。风电出力具有很强的波动性,将风电出力按一个区间放入原模型中更显合理。另外,异步风电机组的结构与普通火电机组不同,异步电机发电的同时要吸收一定的无功功率,因此模型用交流潮流约束更合理。由此建立的是一个非线性混合整数问题模型,为了提高计算效率,将问题分解为2层优化子问题,第1层为无网络约束的机组组合问题,第2层为以网损最小为目标函数的交流网络约束最优潮流问题,对于最优潮流算完后仍有电压或线路潮流越限的,将形成一些新的约束返回原问题。考虑到普通异步风电机组的大量使用,在处理约束问题时对风电机组采用无功功率—电压模型,避免出现无功不足而导致电压越限。以添加了风电机组的IEEE 57节点测试系统为算例,验证了该方法的可行性。
关键词：风力发电,交流网络约束,网损,无功功率—电压模型,机组组合,分层计算
0 引言
风电作为一种清洁、低成本的可再生能源,近年来在中国各地发展迅速。然而,风电接入将对潮流与网损、电能质量、容量可信度等产生重大的影响[1]。这些影响给安全约束机组组合(SCUC)和安全约束经济调度(SCED)带来新的挑战和要求[2,3]。
将风电机组引入机组组合问题能减少传统火电机组的运行费用,具有较高的实际应用价值。传统SCUC的研究已经有了很多成果,而引入风电机组的SCUC也可用类似的算法解决,总的归纳一下可以分为传统算法和智能算法2类。传统算法有优先级表法[4]、动态规划法、拉格朗日松弛法、Benders分解法[5]和混合整数规划法。传统算法求解精度比较高,但对大规模问题容易造成“维数灾”问题。而人工智能算法大都容易出现早熟现象,且易陷入局部最优,求解精度不高[6,7,8]。至于网络约束,主要有直流约束[9]和交流约束[10],其中直流约束比较简单,计算方便,而交流约束考虑了节点电压和无功功率约束,安全性较高。
由于风电出力的波动,引入风电机组的SCUC在模型上有所改进。另外,目前应用最广泛的小型风电机组常采用异步发电形式,启动时需要从系统吸收无功功率,因此风电场的并网对电压分布将产生重要影响。新型数兆瓦级的风电机组(例如双馈风电机组和永磁同步风电机组)是未来风电技术的主流,不过这些风电机组有无功调节功能[11],在稳态计算时可以当成常规机组来考虑。计算交流网络约束时对异步风电机组采用无功功率—电压(Q-V)模型[12],避免出现无功不足而导致电压越限。因此,添加风电机组的机组组合问题使用交流潮流约束更加合理。SCUC是非线性混合整数规划,为了提高计算效率,分两层解决有较好的效果。
1 含风电机组的机组组合问题的数学模型
1.1 目标函数线性化
机组组合问题中,目标函数通常是在满足各种约束条件下使总的发电运行成本最低,即
式中:F(Pit,Iit)为总的发电成本;Pit和Iit为决策变量,Pit为机组i在t时段的实际出力,Iit=1表示机组处于运行状态,Iit=0表示机组处于停机状态;Ci(Pit)为机组i在t时段的发电运行成本;Sit为机组i在t时段的启动成本;M为机组数;T为总时段数。
通常情况下,Ci(Pit)可以用二次函数表示为:
式中:ai,bi,ci为机组i的发电成本函数的参数。
混合整数二次规划在用常规方法求解时很慢,甚至得不到解,因此将目标函数线性化很有必要。作如图1所示处理。
由图1可得:
式中:Kim为二次目标函数线性化后在Pim处的斜率,可以通过对二次函数求导得到;Pi1,Pi2,…,Pi(m-1)为分段的边界值;Bi1,Bi2,…,Bim为每个分段内的取值;Pimin和Pimax为机组i的最小和最大出力。
1.2 引入风电的机组组合模型的相关约束
包含风电场的机组组合问题需要确定风电场的输出功率,而风速是随时间变化的,由于风速的预测精度相对较低[12,13,14,15],故采用如下分时段策略:对研究周期内的风电场风速进行预测得到风速分布曲线,然后根据风速曲线的变化规律将风电机组出力分解成若干段带状区间,如图2所示。图中:上、下两根细线分别代表Ptwmin和Ptwmax;中间的粗线为Ptwmax和Ptwmin的平均值。风速预测不是本文主要的研究工作,相关预测方法可参照文献[16],本文风电出力的取值主要参考文献[12-13]。
在计算带风电场的机组组合问题时,风电机组的有功出力作为一个负的负荷区间加入到功率平衡约束条件中。因此,系统功率平衡和备用约束条件为:
式中:Pwt∈[Ptwmin,Ptwmax];PDt为系统的负荷;Pwt为风电取值;SDt为t时段系统总的备用容量,本文取系统总负荷的5%。
[Ptwmin,Ptwmax]为t时段根据预测图而定的风电预出力区间,此处给出的策略是:式(4)取Ptwmax和Ptwmin的平均值,式(5)取Ptwmin使旋转备用保证极端情况下机组出力要求,另外,增加一个约束保证开着的发电机的最小出力能满足风电出力最大时的系统功率平衡,如式(6)所示。
每个发电机最大和最小出力约束为:
每个发电机的爬坡约束为:
式中:DRi和URi分别为机组i每个时段允许的下、上调出力。
本文认为,机组一旦开机则达到最小出力,且在关机前必须达到最小出力。由于不同时段有功取值不同,理论上的场景有无穷多个,即便只考虑极限场景也有2T个。因此,有必要通过合理变换使计算规模变小。事实上,系统功率平衡约束,包括线路上的潮流约束都只与本时段的有功出力有关,而各个时段有功出力间唯一的联系就是机组爬坡的限制。因此,2T个极限场景可用相邻时段间4种极限情况的爬坡约束来简化。4种爬坡约束见图3。
由此,爬坡约束为:
机组最小开机与停机时间约束分别为:
式中:Tonmin,i和Toffmin,i分别为机组i的最小开、停机时间;Tont-1,i和Tofft-1,i分别为机组i在t时段前的持续开、关机时间,
Ttof,if同理。
由于目标函数不变,综合式(3)、式(6)—式(11)得到引入风电的无网络约束机组组合问题的模型。
2 交流网络安全约束下的最优潮流
2.1 风电机组节点的Q-V模型
基于普通异步发电机的恒速风电机组是应用最广泛的风电机组类型,此机组结构简单、成本低,但是不具备无功调节能力,因此计算交流网络约束时对风电机组采用Q-V模型[14]。新型数兆瓦级的风电机组有无功调节功能,在稳态计算时可以当成常规机组来考虑。
异步风力发电机的简化等值电路[14]如图4所示。图中:xm为激磁电抗;x1为定子漏抗;x2为转子漏抗;r2为转子电阻;s为转差;忽略定子电阻。
由图4可推出下面的关系式:
式中:Z为异步发电机的等值阻抗;x=x1+x2。
由式(12)—式(14)可得,在有功功率确定的情况下,风电机组吸收的无功功率是机端电压的函数,通过式(12)求得:
将式(13)代入式(12),并通过合理的小量舍去得到异步风力发电机的Q-V特性方程为:
2.2 电网损耗最小的安全约束最优潮流问题
在确定满足交流约束的火电机组无功出力时,本文以电网损耗最小为目标函数。网络安全约束表现在线路潮流和节点电压不越限2个方面,而可供选择的控制手段主要是系统中的有功和无功设备。由于在求解第1层问题后,有功功率已定,则可调量就是常规机组的无功出力,此处没有计及电容器、变压器分接头等调压措施影响。
1)目标函数
式中:Vi和Vj为节点电压;Gij为节点导纳矩阵中对应元素的实部;θij为节点i与节点j之间的相角差。
2)等式约束
式中:PGi和QGi为节点上发电机出力;PDi和QDi为节点负荷;Sij为线路上的潮流量;YiT为线路的等效阻抗;Yi m为线路对地导纳;Bij为节点导纳矩阵中对应元素的虚部;*表示取共轭。
引入式(15)得带风电机组节点的等式约束为:
3)不等式约束
先不考虑风电出力的不确定性,用式(20)的不等式约束求解无功优化问题,得到的状态值V和θ用来确定灵敏度因子LV,Pi和LS,Pi。线路潮流是相量,因此在约束时取其绝对值。
式中:Qw为风电机组吸收的无功量;Qwmax和Qwmin分别为风电机组吸收无功功率的上、下界;QGimax和QGimin分别为发电机无功的最大、最小出力;Smax为线路潮流的最大值。
灵敏度求解可以直接对雅可比矩阵求逆得到,本文采用增广雅可比矩阵求逆法,限于篇幅,在此不再赘述,详见文献[17]。
风速存在不确定性,而各种风电场景不可能都去检验,由于风电波动区间较小,本文认为电压和初始潮流与风电机组节点的有功功率P在某确定值的附近呈线性关系,因此利用前述所得灵敏度修改不等式约束(式(20)),得到式(21),再次进行无功优化。
2.3 原对偶内点法求解
原对偶内点法又可称为基于对数障碍函数的内点法,它在可行域内部求解,在保持解的原始可行性和对偶可行性的同时,沿着原对偶路径找到目标函数的最优解。对于大规模系统问题的求解,当约束条件和变量数目增加时,其迭代次数增加较少,因此在处理大系统最优化问题时具有显著的优势。限于篇幅,在此不再赘述,详见文献[18]。
3 分层解法
3.1 两层求解步骤
1)首先计算不考虑网络安全约束的机组组合问题,得到机组运行状态(开、停)及其有功出力。
2)根据第1层计算得到的机组运行状态和有功出力及负荷的有功功率,算出每个节点的有功注入。再以网损最小为目标函数,以每个节点的电压、相角、发电机无功功率为优化量,并计入交流的相关约束,用原对偶内点法求解最优交流潮流分布。
3)若第2层问题迭代收敛,则此时的线路潮流和节点电压就是所求值,否则找出越限的线路潮流或节点电压,进入回代流程。
3.2 回代方法
1)若线路潮流越限,则在第1层问题中加入如下约束:
式中:Sij″为有越限的线路上的潮流;LS,Pi″,LS,Pj″和LS,Qi″,LS,Qj″分别为越限线路潮流对节点有功和无功功率注入的灵敏度,此处灵敏度由无功优化后的状态值计算得到;分别为安全约束最优潮流算完后各节点的有功和无功上限;Sij,max″为线路潮流上限。
2)若节点电压有越限,则在第1层问题中加入如下约束:
式中:Vi″为有越限的节点电压;LV,Pi″和LV,Qi″分别为有越限节点对节点有功和无功功率注入的灵敏度;Vi,max″和Vi,min″分别为节点电压上、下限。
3)当所算网络较大时,如IEEE 118节点模型,为了减少安全约束最优潮流算完后回代的次数,在算第1层机组组合时先加入直流约束模型,效果比较好[10,19]。
两层优化给出的约束事实上相当于构造了一个割平面,用于排除一部分不可行解的区域,也相当于排除了一部分离散不可行解,排除该区域之后,离散最优解是可能变化的。返回的约束事实上是构造了一个割平面,排除当前解附近的一个区域。由于添加该约束前的最优解(当前解)肯定不满足该约束,随着割平面的增加,目标函数将越来越差,有界单调下降数列必有极限,故能收敛。
4 算例分析
仿真在CPU主频为2.2GHz的个人计算机上用MATLAB 7.7进行。本文采用修正的IEEE 57节点系统,节点1,2,3,6,8,9,12,23,25上有常规电机,相关参数如附录A表A1所示。最大迭代次数为50次。
引入的40台异步风电机组均放在节点21上,总额定功率为80 MW,风电场最大无功补偿容量为64 Mvar,异步风电机组内部参数借鉴文献[12]。风电出力估计值和负荷见附录A表A2,参考文献[13]。
优化结束后,机组运行费用为40 628 021元,其中开机费用为515 000元。而没引入风电且无网络约束时机组总费用为44 346 000元,可见引入风电后,运行费用明显减少。引入了风电而无网络约束的机组费用为40 404 335元,与有网络约束的费用相比,可见网络约束在保证线路安全的同时也增加了一定费用。优化后的具体结果见附录A表A3。
表1为优化后网损、越限情况和无约束机组组合后用普通潮流计算所得结果的比较。在安全约束最优潮流优化过后,网损平均在1.2%左右,且线路上的潮流没有越限的时段。无网络约束的情况下,对机组组合问题进行求解,发现在系统负荷最少的情况下只开4个常规机组,网损较大,且节点无功越限明显。而使用直流约束模型的情况下,网损比无约束情况略小,同样由于风电机组的存在,周边节点的无功较大。再计入网损后对费用进行比较发现,使用交流约束后成本略升高。
由于直流约束模型对于线路的潮流约束是有功潮流,一般会将有功潮流除以一个功率因数来计算近似的交流潮流。下文直流模型的功率因数取0.92,与交流约束模型处理结果进行相关比较。其次,系统电压限制在0.94~1.06(标幺值),线路潮流限制在100 MVA。表2为部分时段结果比较。
由于交流约束的内点法会限制电压和潮流,可以通过设置合理的边界使得交流的结果不越限。与此相比较,直流约束的结果存在较多越限。另外,由于风电机组需要吸收大量无功功率,导致相关线路的潮流较大。
该算例中,本文特意将火电机组的无功调节能力限制在60 Mvar以下,由第2层验算可知在第8和第10时段线路潮流与节点电压越限,需要在第1层问题中加入新约束条件。由结果可见,8号和7号机组被迫开机参与无功调节,避免了潮流越限,并使节点电压变得合理。另外,第16时段也是这种情况。
5 结语
本文在传统的机组组合问题基础上,加入了风电机组,并用交流网络约束来求解。通过仿真可以看出,引入风电后,SCUC的运行费用比无风电、无网络约束的机组有所减少。另外对于交流约束情况下的机组组合问题,网损的有功部分也被计价,得到的费用更准确。其次线路上的潮流变小,保证了线路上的一次、二次设备不会因为过载而跳闸。相比经济性,电力系统更强调安全稳定供电,而且大量异步风电机组的存在也需要考虑其无功特性,使用直流约束会导致相关节点无功不足且电压越限,因此用交流模型来约束机组组合很有必要。本文的算法能避免求解非线性的混合整数规划问题,将第1层问题线性化后用线性规划法处理,加快了计算速度;第2层用内点法求解,收敛效果好、精确度高,有较高的工程应用价值。
机组特性 篇2
关键词：大容量机组；一次调频参数；电网频率特性；发电机；有功功率；用电负荷 文献标识码：A
中图分类号：TM761 文章编号：1009-2374（2015）14-0147-02 DOI：10.13535/j.cnki.11-4406/n.2015.14.073
1 电网频率特性与一次调频的主要原理
1.1 电网频率的主要特性
电力系统的频率特性包括以下内容：首先就是发电机组的频率特性，而在这一环节又分为静态频率特性以及单位调节功率，所谓的单位调节功率主要就是原动机功率随着频率的变化发生变化的多少要看各发电机的调速器特性；其次从电网系统的静态调频的特征方面进行分析来看，主要体现在频率发生的过程当中，汽轮机调速系统对其进汽量的自动改变，然后在这一作用下进而来调
节发电机的出力，以此来获取系统功率的供需平衡。
1.2 大容量机组一次调频的原理
机组中的调速器主要是在改变发电机蒸汽气流并使之能够满足发电机转速调解的需求，进而来达到功率调解的效果。具体就是在转速负反馈作用下对闭环控制的实现，主要是对转速的测量，然后把其进行放大之后反馈到输入端，同时还要能够和给定的值进行比较，再对调节气阀形成的大小加以控制，这样就能够对蒸汽的流量得到改变，从而实现转速控制。闭环控制系统调节系统是在实际值和给定值的偏差下进行的调节，如果实际的输入值和给定值不相等，那么调节系统就会进行实际的调整，直到达到预期的效果为止，所以从这些方面来看，稳定性是重要的性能指标。
2 电力系统频率控制及大容量机组一次调频参数对其的影响
2.1 电力系统频率的控制
针对电力系统的频率控制主要能够将其分为以下等级：从一次调频的层面来说，其主要是对电网频率发生变化后做出的自动响应，与此同时也是对有功功率的产生和消耗所进行的相应调整，在这些相关措施作用下能够使得电力的负荷达到一个平衡的状态，进而对频率的变化也能够进行抵消。在电网系统出现了扰动时电网频率的恢复就要通过三级频率控制进行协调运作，一次调频要能够起到快速缓冲的作用。在系统当中有功功率大量缺额的过程中，常采取减少系统负荷有功消耗以及提高发电机有功出力措施进行解决，在降低减载控制过程中，要能够对系统安全运行最低频率值加以考虑，同时也要确定切负荷启动频率以及系统最大切负荷量，对每轮动作频率级差以及时间的延迟要进行确定。
另外就是一次调频是系统中各机组调速器完成的，现代大容量发电机组汽轮机控制系统有转速调节以及自动启停调节等，电网中的功率变化是通过并网运行各机组调速器共同承担的，在电网中有功率变化方面会影响电网频率的高低。电网系统一次调频在自身的特点上较为鲜明，它是有差调节，对参数进行调整只涉及参变量，机组间的影响相对较小。一次调频是凭借原动机调速器进行完成的，所以对系统的频率变化影响较快。
2.2 大容量机组一次调频参数对电网频率特性的影响
首先，大容量机组一次调频参数对电网频率的稳定性影响，从这一层面来说，值得说明的是，大容量机组的一次调频的形成主要是在并列运行机的共同参与下进行完成的，这就体现了电力系统作业的一个整体行为。所以在并联运行的各机组在调差系数的大小上会对电网的稳定性造成相应的影响，并联运行的调差系数的变化就是一个重要的衡量标准，其调差系数愈大那么在频率的稳定方面就会愈好，反之则愈差。同时对电网一次调频能力也会产生影响，这一方面主要是体现在同一调差系数当中的大容量机组对频率变化功率调整，相对于小容量的机组而言就有着很大的调整幅度，并在实际的效果上也会有比较明显的体现。针对同容量的机组，那么就会有调差系数不同所调出的有功功率也会存在着一定差距，调差的系数小反而最终的调节效果就会愈好。
其次，近些年的发展过程中，一些大型的火电机组逐渐投入实际使用当中，其中的300WM以及600MW的机组较多，大容量的机组一次调频对电网频率控制有着很大影响。首先是对电网一次调频能力的影响，其中的一次调频死区是一次调频功能不动作的转速偏离了额定值范围，一次调频死区通常死区值愈大机组一次调频的性能就会愈差。对调速器的死区设置要能在一定范围内进行，而在调差系数作用方面，发电机单位调节功率标志了随着频率升降发电机组发出功率减少或者是增加多少，多机系统当中，各发电机的调速器要能够具有下降特性转速和输出功率调节特性。
再次，频率偏差死区的作用当中，调速系统设置死区主要有两个重要方面：一是在设置死区相对较大的时候，使得机组不参与电网一次调频，只带基本的负荷；二是当设置死区相对较小的时候，能够对转速小IDE扰乱信号加以过滤，使机组的功率保持在稳定状态。在负荷调节范围的影响方面，设置机组一次调频最大的幅度是因为快速大幅度变负荷对机组的安全运行有着影响，针对已经投入AGC控制回路的系统在系统发生了扰动过程中，常会引起AGC指令变化，这样就需要对指令对系统的影响加以详细考虑。
最后，对机组一次调频参数的优化过程中：一是要对调差系数进行优化，调差系数δ大小对机组的一次调频动作时对系统的缺失负荷贡献程度有着决定性作用，同时也是各机组负荷分配的关键参数，所以要先对δ值比较小的机组进行承担变化后的负荷，然后水电机组δ值要比非调峰以及非调频电厂机组δ值要小，这样就能够使大容量机组的一次调频作用得到充分发挥；二是对响应时间的优化，在具体而定运行过程中响应时间要能够满足三秒基础上对PID值加以调整，并要对调速器动作时间进行适当的延长，从而避免一次调频频繁的动作，在这一情况下使实发性的一次调频干扰信号得以消除；三是对调速器的死区进行的优化，在这方面要能够根据机组自身状况进行调速器死区设置。
3 结语
综上所述，随着我国电网发展的不断进步，对其实际的电力需求也在进一步增加，而大容量机组一次调频对電网所起到的作用也是愈来愈重要，在这一基础上就要能够充分地重视大容量机组的一次调频参数合理设置，只有如此才能够将作用充分发挥。随着WAMS逐渐的发展成熟，怎样将广域测量系统实测结果在各发电机组调节器系统中进行应用就比较关键，这也是未来需要研究的一个重要方向。
参考文献
[1] 杨建华.华中电网一次调频考核系统的研究与开发
[J].电力系统自动化，2012，（9）.
[2] 郭钰锋，于达仁，赵婷，柳焯.电网频率的非正态概率分布特性[J].中国电机工程学报，2013，（7）.
作者简介：赵国庆（1983-），男，山东烟台人，陕西德源府谷能源有限公司运行部值长，研究方向：电气工程及其自动化。
汽轮机组噪声特性分析与治理 篇3
某厂为了处理污水启动此项工程,但是在运行中发现随着锅炉流 量、压力、温 度等参数 的提高 ,排汽噪声 也大大增加,汽轮机的噪声远远超过《工业企业噪声控制设计规范》规定的生产车间及作业场所低于90d B的指标,成为厂内最大的噪声源。
对汽轮机的运行状态监测, 能够对潜在故障进行早期检测和预报。在对汽轮机运行状态进行实时监测时,一般是通过振动信号检测汽轮机的早期故障。由于各种复杂因素的影响,振动信号中一般都含有大量噪声, 因此在进行故障分析之前必须进行信号消噪处理。
汽轮机组在结构上具有层次性。可根据机组的层次结构对机组实施状态综合评价。在建立起机组状态评价的层次结构模型后, 机组的状态评价过程由部件级到子子系统级再到子系统级,然后是机组级。整个机组的状态评价过程是从“部件级”开始的,完成“部件级”评价后,进入“子子系统级”评价;完成所有的“子子系统级”评价后,进入“子系统级”评价;完成全部的“子系统级”评价后,进入“机组级”状态评价。利用机组的层次结构模型可实现对机组状态的准确评价。在对任何一个级别进行状态评价时,都要借助适当的评价数学模型,下面对典型的评价模型进行论述。
2.噪声测量和分析
两汽轮机组在机房内轮换工作, 对工作状态下的汽轮机组进行测量,用噪声测试仪测量距离机器测点为1米的多次平均声压值。操作室和工人休息室距离汽轮机组约6米,室内设有电话,经过测量室内噪声声压级为81d B。《工业企业厂区各类地点噪声标准》规定,生产车间及作业场所噪声限制值为90d B,高噪声车 间设置的 值班室、观 察室、休息 室有电话通讯要求时噪声限制值为70d B。车间内噪声声压级平均值 达到109d B,最大值达 到116d B,已经远远 超出标准要求。
对采集的噪声信号进行频谱分析, 汽轮机组的噪声频带很宽,包括低、中、高频,各频率的声压级都很高,中低频部分,声压级上下变化不大,大体保持在85至90d B之间,高频部分变化较大,声压级最大值已经接近120d B。选用A计权声压级对汽轮机组的噪声进行评价。A计权声压级是噪声控制工程中常用的评价方法, 能够比较确切地反映人耳声音强度和频率的听力感受,用于不随时间而起伏变化的连续稳态噪声。通过修正A计权系数,低频部分平均声压级接近85d B,中频部分平均声压级接近90d B,高频部分平均声压级接近120d B,从而得出噪声的主要成分是中高频部分。
3.吸声隔声结构选定及隔声量计算
消噪的方法主要有硬件滤波和软件滤波两种方法。硬件滤波主要是设计一些滤波器电路, 以滤除信号中的噪声频率成分,软件滤波是在程序中设计一些数字滤波器,通常都是基于Fourier变换原理的一些方法,如FFT分析,倒谱分析,短时Fourier分析 ,Wigner分布 ,等等。在汽轮机振动的各种早期故障表现在振动信号中,很大一部分是非稳态的或突的弱信号,无论是采用硬件滤波还是采用基于Fourier变换的软件滤波方法,其结果必然是在降低噪声的同时展宽波形,平滑甚至可能抹去信号中包含故障特征的弱突变信息。
软件消噪的另一种方法是利用信号的小波分解或小波包分解的非线性降噪。小波分解消噪法是通过浮动阈值将大部分噪声及接近噪声强度的小波系数均视为零而舍去, 其效果类似于将信号原有的能量压缩或集中到少数几个大振幅的小波系数上。小波包分解消噪法则是对小波分解中所得到的高频部分再继续细分为一些子频带, 并且每个子频带提取各自的阈值,因此具有更精细的消噪能力。在用一维小波进行信号的消噪处理中, 最重要的就是阈值选取的原则和阈值量化的标准。对于消噪阈值的选取,笔者提出一种以小波包能量为基础,以原始信号与降噪后信号之间的均方误差(MSE)极小化为目标的基于小波包的降噪算法, 并与传统的Donoho的硬阈值降噪算法加以比较。
罩板和阻尼层通常存在隔声罩的外部, 为了达到理想的降噪效果,我们没有使用普通的罩板加阻尼层的结构,而是把这—层换成专利技术,阻尼隔声板,其优点是在达到同等隔声量的情况下,阻尼隔声板比普通的结构,如钢板加阻尼漆的重量要轻,价格也便宜。
4.治理后效果
在噪声治理过后,降噪效果非常明显,经过在厂内实地测量,汽轮机房内平均声压级降到79.9d B,符合工业噪声标准。隔声罩内噪声得到有效控制,平均声压级100d B。控制室噪声平均声压级下降到69d B, 均达到《工业企业噪声控制设计规范》的要求。
摘要：文章对某公司的汽轮机组噪声进行分析,根据所测噪声信号,对其频谱加以分析,判断产生噪声的主要频率。同时对现场的噪声声源和传播路径进行检测分析,并从吸声和隔声两个方面阐述阻断声音传播的噪声治理方案,使降噪达到理想效果。结果证明,此方案是一套有效的控制措施,降噪效果显著,完全满足国家技术标准的要求,为其他汽轮机组的噪声处理提供参考。
机组特性 篇4
1 主要耗能设备介绍
1.1 增压风机
增风压机的主要任务是对进入FGD系统中的烟气压力进行提升, 从而能够保证烟气顺利通过FGD系统, 并完成脱硫排入大气。增风压机的在脱硫系统中虽然只是辅助设备, 但是增风压机的运行稳定以及结构特征对于FGD系统的顺利进行都有着决定性的意义, 其能耗所占的比例也是FGD系统设备中较大的。因此在进行增风压机选择以及布置时, 一定要重视。
1.2 循环浆液泵
循环浆液泵的主要作用是对抽取石灰石浆液并将其输送到吸收塔的顶部, 并把吸收剂浆液喷洒下去。被浆液泵输送的浆液一般由两个部分组成, 一部分是自制浆系统所提供的新鲜浆液;另一部分则是已经经过脱硫反应之后重新被淋喷的浆液, 以此来提高浆液的利用效率。
1.3 氧化风机
氧化风机的主要是强制氧化系统中的配置。由于传统的氧化工作是通过暴露于空气并进行自然氧化的方法, 但是这种方法无法满足脱硫产品再次利用的目标, 造成了资源的浪费。因此, 在吸收塔内配置氧化风机已经成为脱硫产品中一项不可或缺的方式。
2 大型燃煤机组影响脱硫效率的因素
2.1 烟气流量
一个完成的系统有锅炉燃烧与FGD共同组成。而对于燃烧系统来说, 其运行的参数时直接影响烟气参数的变化的重要因素, 燃烧系统为了使煤粉能够燃烧起来, 就要为其提供一定量的空气, 且能保证充分的燃烧。燃烧之后的烟气中也会含有一部分过量空气, 而大这些大量的烟气最终会进入到FGD系统中去。
烟气进入FGD系统中后, 烟气流量的大小会对增压风机的运行造成影响, 使增压风机的出力产生阻碍。由此可见, 找出一个合适的送风量, 才能达到系统的脱硫效果与燃烧效果的目的。
2.2 烟气中SO2浓度
烟气中SO2的含量主要取决于机组燃烧的煤种。如果煤种中硫的含量较高, 则燃烧后烟气中硫的含量也会将对较高, 反之, 硫的含量较少。而FGD系统的主要作用是净化烟气, 脱除烟气中的含有SO2的物质, 由此可知, SO2的含量也直接影响着脱硫效果以及设备的能耗。
因此, 为了能够保证机组燃烧中煤种的稳定, 能够对煤种变化时对FGD系统设备的运行参数以及状况进行及时的调节, 从而来确保脱硫系统与燃烧系统的顺利运行以及同步运行, 也是提高脱硫效率的重要对策。
2.3 烟气流速
适当的烟气流速对脱硫的效果所有增强, 在此基础上还能够节省增压风机、氧化风机的电耗以及循环浆液泵。从脱硫设备的能耗方面出发考虑, 适当的烟气流速可以降低设备的电耗。且烟气流速与增压风机的能耗情况是成正比的, 吸收塔中的烟气流速越高, 气液之间的的阻力也会相对较大, 从而增加了增压风机提升烟气压力的压力, 同时也增加了能耗。
由此可见, 在实际的工程运行中, 对于设备的能耗、烟气的流速以及风机的能耗量好充分考虑, 能够从中选择出合适的、经济的吸收塔烟气流速。
2.4 锅炉投油助燃
锅炉的顺利安全运行, 主要是靠粉机来决定, 在工作的过程中难免会出现故障, 这时就需要投油来助燃, 从而保证锅炉的正常运行。在投油的过程中, 往往或因为氧量较小或者是炉膛燃烧区域的温度偏小而造成燃油无法燃尽。而这些没有燃尽的油污会随着烟气进入到脱硫系统的吸收塔中, 甚至还会造成电除尘器停运的情况, 最终导致油污以及粉尘被吸入到吸收塔浆液中, 大大影响了吸收剂以及SO2的反应过程, 降低了脱硫的效率。
因此, 在锅炉投油助燃的过程中, 应该讲烟道系统旁的路挡板打开, 并降低增压风机的风量运行负荷, 从而降低了吸收塔内脱硫环境的污染, 确保FGD系统的正常运行以及脱硫效率。
3 脱硫系统运行节能总结与展望
3.1能够根据石灰石湿磨能耗以及石灰石量的对脱硫的效率以及石灰石的消耗量进行综合考虑, 对其运行时间进行优化, 并保证浆液量充足的情况下降低对石灰石湿磨的能耗。
3.2氧化风机优化。主要是通过氧化空气的理论流量以及机组的负荷、燃煤硫分变化、脱硫塔中氧量需要进行氧化机变频改造。从而避免吸收塔内脱硫环境的恶化, 并降低氧化风机的运行能耗。
3.3循环浆液泵的运行优化。在确保出口排放浓度的基础上, 能够关闭一台或多台泵来进行能耗的节省。还可以根据实际的运行经验, 来对循环泵的运行卡片进行控制, 以此来降低循环浆液泵的开启数量, 达到节能的效果。
4 结语
总之, 为了在保证脱硫效果的前提下降低能耗是目前最为重要的一个话题, 能够根据设备的自身特点以及找出调节设备的关键参数是非常重要的工作, 从而为大型燃煤机组脱硫设备的顺利运行提供有力的帮助。
参考文献
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机组特性 篇5
随着环境污染和资源短缺的影响,世界各国都在大力推广可冉生能源、清洁能源。风电作为可再生性的绿色能源,近年来在世界范围内日益得到重视,风电已经成为可再生能源中发展最快的一种发电方式[1]。
含风电场的电力系统潮流计算[2]是研究风电场并网后对电网稳定性影响的基础。由于异步风力发电机组的特殊性,在潮流计算中必须考虑详细的风力机模型,即考虑风力机输出的机械力矩和异步发电机的电磁力矩平衡的问题,从而为后续的暂态稳定分析奠定基础。
目前,对于含风力发电机组的潮流计算,主要有RX模型[3]、PQ模型[4,5]和PZ模型[6]。RX模型通过引入电功率和机械功率,利用两者功率差对滑差s求偏导,从而计算出滑差s。模型迭代过程中,分为常规潮流迭代计算和滑差迭代计算,这在一定程度上会出现交接误差,使得计算的精度降低。文献[6]则在RX模型的基础上进行了改进,但对于风力机的特性曲线考虑不够全面。PQ模型将风电机组视为PQ节点,根据给定的风速和功率因数,计算出有功功率和无功功率。该模型对滑差s没有处理,因此,在暂态稳定初始化中,无法满足力矩平衡的要求。PZ模型在某种意义上是一种简化的PQ模型,也没有考虑滑差的影响,同样无法满足力矩平衡的要求。
本文建立了详细的风力机特性方程和异步发电机的稳态等值模型,通过将风电机组引入处作为功率可变的PQ节点、异步发电机作为RX等值电路模型,在考虑风力机机械力矩和发电机电磁力矩平衡的条件下,进行了风电机组的潮流计算。该方法通过引入定子电压、定子电流和转子滑差的修正量,与常规的潮流计算相结合,修正相应的雅可比矩阵来完成,从而保证了潮流计算迭代过程的完整性。该模型既具有传统风电机组RX模型的优点,又可以保证牛顿-拉夫逊方法的平方收敛性。最后,通过2个算例进行了潮流计算,证明了其正确性。
1 风力机数学模型
风力机通过叶片的转动,将风能转化为机械能,根据空气动力学的原理,风机的力矩表达式[7]为
其中,ρ是空气密度;uwind是风速;R是叶片的扫风半径;Cp(λ,β)是风力机的风能利用系数,表明风力机从风能中获得的有效风能的比例,根据Betz’Law,理论上风能的最大利用效率为0.593;λ是尖速比;β是桨叶倾角,初始情况下,设置为0°;ωr是风力机的旋转角速度。
尖速比λ是风力机叶轮尖的线速与风速的比值,表达式为
对于不同的风力机,风能利用系数是不同的,其与尖速比λ、桨叶倾角β有关,其表达式为
表1给出了参数C1～C6的值以及风能的最大利用效率。
图1则给出了对应于不同的桨叶倾角下,尖速比和风能利用系数之间的关系曲线。
由图1可知,在不同的风速和不同的桨叶倾角下,风力的利用效率不同,从而通过风能转换为机械能的功率也不同。
2 异步发电机数学模型
风力发电分为2大类[8,9,10]:恒速发电和变速发电,本文主要考虑恒速发电的异步发电机模型。
异步发电机在超同步速运行情况下以发电方式运行,此时吸收风力机提供的机械能,发出有功功率,同时从电网吸收无功功率提供其建立磁场所需要的励磁电流。在稳态条件下,其等值电路如图2所示。
图中,e和f、ids和iqs分别为定子电压、定子电流的实部和虚部,s为滑差;Tem为风力机传递到发电机中的电磁力矩;rs、xs为定子绕组的阻抗;Xm为激磁电抗;rt、xr为转子绕组的阻抗;ωr为发电机旋转角速度。
由异步发电机的原理可知,风力机的电磁力矩可以表示为[11]
在稳态情况下,风机力矩和电磁力矩相等,即Tem=Two
3 风电机组的潮流计算
对式(1)而言,当风速发生变化,滑差s变化时,风力机的力矩会发生变化;而根据图2得到的电磁力矩也会发生变化。根据力矩平衡的原理,这2个力矩应该相等,当迭代过程中,这2个力矩不相等时,滑差s需要修正,最终使风力机的力矩与发电机的电磁力矩相等。
为此,本文将风电机组的节点作为功率可变的PQ节点,而异步发电机则采取RX等值电路的模型,将力矩差作为不平衡量,引入到常规牛顿-拉夫逊潮流计算方法中,对雅可比矩阵进行修正,使迭代过程仍保持牛顿-拉夫逊法所具有的平方收敛性。该模型是通过直接联立求解进行潮流计算,因此可以提高潮流计算的精度,加快收敛速度。
3.1 风电机组引入处功率可变的PQ节点方程
根据潮流计算中的节点导纳矩阵方程,在直角坐标下,节点的有功和无功计算公式为
式中i、j分别表示节点号;Pi、Qi分别为节点的注入
有功和无功;ei、fi分别为电压的实部和虚部;
Gij、Bij分别为节点导纳矩阵的实部和虚部。
公式(6)为节点的计算功率,而该节点的给定功率为
其中,PLi、QLi为节点处负荷有功和无功;PGi、QGi为风电机组注入系统的有功和无功,其计算公式为
由公式(8)可知,风电场节点处作为PQ节点处理,并不是表示通常意义上的PQ节点,在这里,其注入的功率PG、QG是变化的。
3.2 异步发电机的RX模型方程
异步发电机则考虑为RX模型,即图2所示的稳态等值电路,因此,定子电压(节点电压)的计算公式可以表示为
其中,
将上述方程化简后,可得:
3.3 风电机组的潮流计算
考虑风电机组引入处的PQ节点方程、异步发电机的RX模型方程以及力矩平衡方程,根据牛顿-拉夫逊潮流计算方法中的修正方程式Δg=JΔx,变量Ax、不平衡量Δg和雅可比矩阵J分别为
其中,的计算公式与常规的潮流算法中相同,M的计算也可以通过转矩TW对滑差s求偏导得来,在此略。
变量x的修正公式为
从式(11)～(13)可以看出,在潮流计算过程中,通过将风电机组作为PQ节点、异步发电机采用RX模型和力矩平衡原理,既保留了异步发电机RX模型的特点,又不会破坏传统牛顿-拉夫逊方法的优点,可以满足风电机组的潮流计算。
4 算例分析
4.1 仿真算例1
仿真系统如图3所示,风电机组的出口电压为690 V,通过变压器和33 kV配电线路接入系统中,系统数据参看文献[12]。
风电机组的额定风速为9m/s,额定容量为30 MW,异步发电机的定子阻抗为0.01+j0.1 p.u.,转子阻抗为0.014+j0.098 p.u.,激磁电抗为3.5 p.u.。
表2给出了在不同的风速下,风电机的潮流计算结果(以风电机组自身容量为基准值的标么值),潮流计算过程中,桨叶倾角保持为0°不变。表3则给出了分别采用本文模型和RX模型时潮流计算的对比结果。
p.u.
p.u.
4.2 仿真算例2
仿真系统为IEEE14节点标准测试系统(见图4),风电机组通过变压器接入系统的14号节点,系统数据参看文献[13]。风电场接入系统的变压器电抗为0.06 p.u.,变比为1.0。
假设风电机组的额定风速为12 m/s,电机的额定容量为40 MW,异步风力发电机的定子阻抗为0.004843+j 0.064 8 p.u.,电机转子阻抗为0.004 377+j 0.0891 p.u.,激磁电抗为6.77 p.u.。
表4则给出了在不同的风速下,风电机的潮流计算结果,潮流计算过程中,桨叶倾角保持为0°不变。
p.u.
结合表2～4可以看出:
a.在风速不断增加时,风电机组所发出的有功功率也在不断增加,与此同时,所吸收的无功也不断增加,但在整个过程中,发电机的功率因数也在不断增大;
b.当风速到达额定转速时,发电机所发出的有功功率达到最大值;
c.当风速大于额定风速时,此时风电机组发出的功率大于额定输出功率,桨叶倾角控制将会起作用,不能再保持为0°,具体调节过程可以通过暂态稳定仿真进行,该过程将在后续文章介绍;
d.综合算例1和算例2的结果,本文所提出的算法是可以满足风电机组的潮流计算的。
5 结论
本文在建立详细的风力机特性方程和异步发电机的稳态等值电路后,将风电机组引入处作为功率可变的PQ节点、异步发电机作为RX等值电路模型,在考虑风力机机械力矩和发电机电磁力矩平衡的条件下,实现了风电机组的潮流计算。该方法只需要修正相应节点的雅可比矩阵,从而保证了常规牛顿-拉夫逊潮流计算方法的完整性。该模型既具有传统风电机组RX模型的优点,又可以保证牛顿-拉夫逊方法的平方收敛性。仿真算例说明其正确性,为下一步分析风电机组的暂态稳定性问题奠定了相关的理论基础。
摘要：在风力机特性方程和异步发电机的稳态等值模型基础上，建立了基于风力机特性的风电机组潮流计算数学模型。考虑风力机特性方程中的风力机机械力矩和发电机电磁力矩平衡，将风电机组引入处作为功率可变的PQ节点，异步发电机则作为RX等值电路模型，进行了风电机组的潮流计算。该方法引入定子电压，定子电流和转子滑差的修正量，将风力机特性方程中的风速、风能利用系数、尖速比等相关参数引入到潮流计算过程中，通过与常规的牛顿-拉夫逊潮流计算相结合，修正相应的雅可比矩阵来完成，从而保证了潮流计算迭代过程的完整性。该模型既具有传统风电机组RX模型的优点，又可以保证牛顿-拉夫逊方法的平方收敛性。最后，通过2个算例进行了潮流计算，证明了其正确性。
机组特性 篇6
1 超临界给水处理方式的优化
1. 1 三种水工况简介
AVT( R) ( Reducing all - volatile treatment) 是指采用氨和除氧剂( 如N2H4) 联合处理,此时给水的氧化还原电位( ORP) 通常< - 200 m V,适用于水汽系统严密的有铜系统。氨具有较强的挥发性,随着炉管升温和炉水浓缩,氨逐渐挥发,并被蒸汽携带,因此不会局部浓缩为浓碱造成碱蚀,不会使炉水的含盐量增加; 不会出现盐类隐藏现象[3]。在AVT( R) 水工况下,给水系统的局部在水流条件恶化时易发生流动加速腐蚀( FAC) ,加速锅炉腐蚀和结垢的速率[4]。AVT( R) 水处理工况下的锅炉在首年的水冷壁结垢速率要大于正常运行,且汽轮机积盐现象明显,盐类成分复杂,其中Fe、Cu、Na、Mn的盐垢主要源于运行期,P、Ca等成分杂质源于基建期。
AVT( O) ( Oxidizing all - volatile treatment) 是只加氨但不加除氧剂,氧化还原电位在0 ~ + 80 m V左右,适用于水汽系统严密的高纯给水系统。在氧化性水工况环境下,钢铁的表面易形成和维持一层致密的更耐蚀的Fe2O3/ Fe3O4氧化膜,以此减轻金属的腐蚀速度[5]。AVT( O) 处理时,机组负荷变化对水汽品质没有明显的影响。
OT( Oxygenated treatment) ,此时加氨和氧,氧化还原电位通常> + 100 m V[6],适用于水汽系统严密,具备加氧条件的高纯给水全铁系合金系统。OT工况减少了系统的腐蚀产物迁移,降低了锅炉的压损,延长了凝结水精处理的运行周期,延长了锅炉的化学清洗周期,减轻了凝汽器中铜的腐蚀。采用OT水工况时,钢表面会形成致密的 α - Fe2O3,Fe OOH,将充填外层的Fe3O4的间隙并覆盖在其表面上,耐水流的冲击[6]。
1. 2 三种水工况的对比
我国超临界机组最初给水处理方式都采用AVT水工况,在AVT工况下机组运行时不同程度的出现了这些问题: 给水中铁浓度较高; 锅炉炉管的结垢速率快; 锅炉的运行压差上升速度快; 锅炉清洗频率高; 部分水相的节流调节阀结垢严重,难调节; 由于流动加速腐蚀导致高压加热器和省煤器管发生破损引起泄漏; 汽机易结垢、结盐; 凝结水精处理再生频率高等。将三种水工况的对比如下[3,7]:
( 1) 化学清洗间隔: AVT( R) 每年进行两次化学清洗; 加氧后,4 年无需进行化学清洗;
( 2) 氨蚀: AVT( R) 水汽系统中含铜部件易出现氨蚀,AVT( O) 和OT较难出现氨蚀;
( 3) 给水氢电导率: AVT( O) 小于AVT( R) ;
(4)饱和蒸汽氢电导率:AVT(O)与AVT(R)相当;
(5)炉水中铁含量:AVT(O)小于AVT(R);
(6)饱和蒸汽中铁含量:AVT(O)小于AVT(R);
(7)给水中铁含量:AVT(O)小于AVT(R);
( 8) 省煤器管内垢量: 基本相同;
( 9) 水冷壁管内垢量: AVT( O) 小于AVT( R) ;
( 10) 结垢成分: AVT( R) 水工况的还原性较强,OT水工况的氧化性较强,AVT( O) 水工况处于两者之间。因此AVT( R) 条件下钢铁表面形成的氧化物为致密性较差的磁性铁垢,且氧化物中Fe2 +产物具有一定的溶解度; 在OT工况下氧化铁化合物( Fe OOH) 在金属表面及其内部的细孔覆盖及填充,形成致密的磁性铁垢且溶解度低; AVT( O) 工况下金属表面的磁性铁垢致密性介于两者之间;
( 11) 水冷壁管状态: AVT( R) 氧化膜呈波纹状,AVT( O)管壁平滑。
从上述的对比来看,OT水工况是最佳的水处理方式,AVT( O) 次之,而AVT( R) 水工况相对其他两种水工况,产生的腐蚀和结垢要多。超临界机组对水的纯度要求高,采用加氧处理,氧在高纯度水中可以将金属材料钝化,降低了给水中铁含量并抑制了炉前系统( 特别是锅炉省煤器人口管和高压加热器管的流动加速情况下) 腐蚀( flow accelerated corrosion,简称FAC) ,降低水冷壁管氧化铁的沉积速率和延长化学清洗周期[8]。
1. 3 AVT水工况转换成OT水工况的优势
将AVT改成OT处理后,能将给水指标控制在非常好的范围内,系统的铁含量将有一定幅度的下降; OT水工况解决了AVT水工况下节流孔被磁性Fe3O4堵塞的问题,机组在正常检修时不需要进行特别清理; 采用OT后,省煤器管和水冷壁管的结垢速率大大的下降,锅炉化学清洗周期可延长至10 年以上; AVT工况运行时的锅炉的压差上升速率较快,采用OT运行后压差随着锅炉持续运行时间的延长逐渐降低,在接近锅炉的设计运行压差时逐渐趋于稳定; OT工况下,给水p H值控制在8. 5 左右,给水中氨含量在60 μg/L左右,可提高凝结水精处理混床的工作环境,也降低了混床中阳树脂的负担,使混床的处理效果提高并其使其运行周期延长了3 ~ 7 倍。
在AVT( R) 水工况条件下,由Fe3O4内层和疏松多孔的Fe3O4外延层构成的双层Fe3O4氧化膜在钢铁表面形成。当局部水流动条件恶化时,由于疏松的外延层不耐水冲击,脱落后形成氧化皮,导致管道的故障。AVT( O) 水工况下,钢铁的表面易形成和维持一层致密的更耐蚀的不易脱落的Fe2O3/ Fe3O4氧化膜,减缓了金属的腐蚀速度[9]。OT水工况时,钢铁表面会形成致密的 α - Fe2O3,Fe OOH,将充填外层的Fe3O4的间隙并覆盖在其表面上。
1. 4 机组给水处理方式的优化
国内外超临界机组的运行经验告诉我们,OT是超临界机组的最佳水处理方式。直流锅炉采用OT能有效地防止给水系统水流加速腐蚀( FAC) 、减少锅炉受热面结垢,延长锅炉化学清洗周期。机组在运行初期,一般不具备实施加氧处理( OT) 的条件,若采用氨+ 联氨的还原性全挥发处理( 即AVT( R) ) ,会出现给水含铁量偏高的现象。而AVT( O) 处理时给水含铁量远低于AVT( R) 处理时的含量,因此可将AVT( O) 作为这一过渡阶段的给水处理方式,以弥补还原性处理的不足。
1. 5 给水加氧条件
给水加氧首要条件为: 全铁系合金系统,已酸洗或水冷壁结垢量小于200 g/m2; 精处理后的凝结水,在精处理混床出口的电导率小于0. 15 μS/cm,省煤器入口给水氢电导率小于0. 15 μS / cm。此外两种不同的加氧处理也存在的差别。
( 1) AVT( O) 处理的水质控制
① p H值的控制: 给水p H值越高,磁性氧化铁垢的溶解度越低,因此p H控制在9. 0 ~ 9. 6;
② 氢电导率的控制: 严格控制小于0. 2 μS /cm,最好小于0. 15 μS / cm;
③氧含量的控制:省煤器入口的氧含量≤10μg/L。
(2)OT处理时水汽质量标准
OT处理时,水汽质量要求的标准[10]如表1 所示。
为防止水质恶化,系统中的氧将导致腐蚀加剧,需要随时在线监测水汽质量。
1. 6 机组加氧期间的设备运行与监督
机组加氧运行期间,运行和监督主要是控制氢电导率和氧浓度[8]:
( 1) 氢电导率的控制
给水的氢电导率是限制AVT( O) 转化为OT水工况的最重要因素。在加氧的初期,机组的给水指标控制在AVT水工况的范围内,机组的化学水工况稳定( 即给水的氢电导率恢复到小于0. 15 μS/cm) 后将给水的p H由9. 2 ~ 9. 6 逐步降低至8. 5 ~9. 0。
( 2) 氧浓度的控制
系统氧质量浓度可以依据省煤器进口水的氢电导率进行的控制。在转换初始,可以加大氧的投入量,控制在0. 15 ~0. 3 mg / L。在转化的过程中,给水的氢电导率大于0. 15 μS / cm时应该降低氧的注入浓度; 直到氢电导率低于这个限值时,方可以继续增加氧的注入浓度。
1. 7 故障处理
因OT水工况对水质要求很严格,在运行过程中,水质因泄露、腐蚀、水质不格等原因都会造成腐蚀加剧,因此需要采取应对措施。水质异常时的处理措施如表2 所示。
2 结论
氧化性水工况条件下,钢在超临界条件下形成的保护膜耐水冲刷,减少了FAC的发生,OT水工况对水质的严格要求使系统的结垢和积盐量大大减少,氧化皮的沉积减少,延长了精处理运行周期,减少了凝结水中铁的含量,因此OT水工况是超临界锅炉最佳的水工况。机组在启动时,需要先进行AVT( O) 水工况运行,再转化为OT水工况,以确保机组安全运行OT水工况,OT水工况条件下需要实时监测系统的水汽指标,防止水汽不合格而加速系统的腐蚀。
摘要：对超临界机组的三种水工况进行了比较。从三种水工况条件下形成的保护性氧化膜特征分析,发现在氧化性水工况条件下,钢形成的保护膜耐水冲刷,OT(Oxygenated treatment)水工况下系统的结垢和积盐量大大减少,氧化皮在过热器、再热器的沉积少,延长了精处理运行周期,减少了凝结水中铁的含量,因此OT水工况是超临界锅炉最佳的水工况。机组在启动时,需要先进行AVT(O)(Oxidizing all-volatile treatment)水工况运行,再转化为OT水工况,以确保机组安全运行OT水工况。
关键词：水工况,AVT(R),AVT(O),OT
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机组特性 篇7
移动电站与火炮、雷达等负载以及电能变换控制设备可以构成小型电力网路。由于容量有限, 该小型电力网络具有电压波动大、非线性强和受负载瞬时、冲击工作特性影响显著等特点[1,2]。在火炮、雷达等负载瞬间动作的过程中, 励磁系统的时间常数、励磁放大倍数等参数会对机组的力矩产生影响。
针对陆地无限大容量电力系统中励磁系统参数对机组力矩影响的问题, 许多文献已有相关研究。文献[3]分析了励磁机的时间常数、励磁控制规律对发电机组力矩特性的影响。文献[4-5]从负荷模型的角度对机组的稳定性进行了分析。文献[6]从控制角度分析了AVR+PSS对机组供电稳定性的改善。
以上文献均是针对陆地无限大容量电力系统在小扰动状态下, 励磁系统对其转矩方程的影响的研究, 但是其研究结论对于小容量的移动电站电网络是不适合的, 主要原因是以上文献在分析过程中均以机组连接于无限大容量电网为前提[7,8,9,10]。在此分析前提下, 如果不考虑功角引起的去磁效应和励磁系统的影响, 机组将具有固有阻尼特性[11]。但是在由机组和负载构成的单机供电网络中, 机组不具有这样的特性, 因此, 很有必要针对单台机组和负载构成电力网络中的励磁系统对机组力矩特性的影响展开研究, 以便加深对负载突变时励磁系统对调速系统影响的认识。
本文首先分析了励磁系统时间常数的变化规律, 然后采用泰勒级数展开的方法推导了机组的线性化、偏差化动态方程, 最后结合机组具体参数, 采用仿真的方式分析了励磁系统的时间常数和放大倍数对机组力矩特性的影响。
1 励磁时间常数的影响分析
电站负载 (导弹、火炮等的执行电机等) 通常为阻感性负载, 负载三相电压ua、ub、uc和三相电流ia、ib、ic满足如下矩阵方程:
式中, Re为负载电阻值;L为负载电感值。
对式 (1) 进行派克变换后得
式中, ud为定子电压直轴分量;uq为定子电压交轴分量;u0为定子电压零序分量;XL为负载电抗, XL=ωL;id为定子电流直轴分量;iq为定子电流交轴分量;i0为定子电流零序分量。
同步发电机的派克模型为
式中, R为定子三相绕组电阻值;rf为励磁绕组阻值;rD为直轴阻尼绕组电阻值;rQ为交轴阻尼绕组电阻值;ω为转子角速度;xd为定子直轴电抗;xq为定子交轴电抗;xaf为定子直轴与励磁绕组互感抗;xaD为定子直轴与直轴阻尼绕组互感抗;xaQ为定子交轴与交轴阻尼绕组互感抗;xf为励磁绕组电抗;uf为励磁电压;uD为直轴阻尼绕组电压;uQ为交轴阻尼绕组电压;if为励磁电流;iD为直轴阻尼绕组电流;iQ为交轴阻尼绕组电流。
将式 (2) 代入式 (1) , 得
式 (3) 可写成
当输入的励磁电压为阶跃信号时, 则可以得自变量X的通解为
通过求解可得励磁时间常数为
由于X′d<Xd, 所以通常情况下T′d<Td0, 即同步发电机空载运行时的励磁时间常数最大, 并且电站负载的感性越强, 励磁时间常数越接近于Td0, 因此当火炮、导弹、雷达在跟踪目标和发现目标时, 执行电机的感性较强, 励磁绕组的时间常数越接近于Td0。
2 机组供电网络的线性化动态方程
在进行移动电站电网络线性化动态分析时, 可以作以下假设:①假定移动电站电网络由移动电站、传输线和阻感负载构成;②选定起始点后, 饱和效应可以忽略;③定子电阻可以忽略;④d、q轴感应电动势中的变压器电动势项与旋转电动势ωψd、ωψq相比可以忽略;⑤假定旋转电动势中的转子角速度ω为同步速。
2.1 暂态电动势E′q的线性化方程
由移动电站电网络图 (图1) 可得
对式 (4) 进行线性化, 则有
由图1又可得
式 (6) 减去式 (9) , 得
励磁绕组感应电动势表示为
将式 (12) 线性化, 得
将式 (10) 代入式 (13) 可得
2.2 电磁转矩线性化方程
由电磁转矩方程和图1可得
式中, Te为电磁转矩。
对式 (15) 进行线性化可得
化简后得
2.3 发电机端电压线性化方程
由于端电压ug=ud2+uq2, 对其进行线性化后得
将式 (8) ~式 (13) 代入上式可得
2.4 转子摇摆线性化方程
将式线性化后得
2.5 功角线性化方程
将式线性化得
式中, ωn为移动电站的额定角速度。
式 (14) ~式 (19) 构成了移动电站电网络动态线性化方程式。从以上推导过程中可以发现, 只有K3与负载阻抗有关, 而K1、K2、K4、K5、K6除了与负载阻抗有关外, 还与线性化时的功角、电压、电流及电动势有关。
3 励磁系统对机组力矩特性的影响
假定励磁系统为一阶滞后环节, 其时间常数te与阻感性负载相关, 同时结合式 (14) ~式 (19) 可以得到移动电站电网络动态线性化框图 (图2) 。
根据图2可以得到ΔTm=0时的力矩方程:
式中, Ke为励磁放大倍数;te为励磁时间常数。
该力矩方程与传递函数的特征方程相一致。
同步力矩和阻尼力矩的定义如下:
其中, Ts为同步力矩;TD为阻尼力矩;Δ3、Δ2为式 (20) 的系数构成的3阶、2阶赫尔维茨行列式。则有
由式 (21) 、式 (22) 可得同步力矩与励磁系统的Ke、te有关, 而K1, K2, …, K6与线性化时的负荷直接相关, K3与发电机和负载的参数相关。
4 仿真和试验研究
结合前面推导的相关公式, 针对某移动电站电网络进行了仿真实验。移动电站电网络由AC400V/50Hz、50kW、3000r/min发电机组和感性负载 (火炮等) 构成, 同步发电机的标幺值参数如下:rf d=0.005, R=0.04, 定子绕组漏抗x1=0.13, ω=1, T′d0=0.04, d轴定子绕组与励磁绕组互感抗xmd=0.156, q轴定子绕组与励磁绕组互感抗xmq=0.35, 励磁绕组漏抗x1fd=0.15, xd=xmd+x1, xq=xmq+x1, xf d=xmd+x1fd。
当负载为功率因数为0.85的50%额定负载, 且励磁系统参数分别为Ke=10、te=20ms和Ke=30、te=60ms, 同步发电机阶跃输入额定励磁电压时, K1, K2, …, K6以及Ts、TD的变化曲线如图3、图4所示。
当负载为功率因数为0.4的80%额定负载, 且励磁系统参数分别为Ke=10、te=20ms和Ke=30、te=60ms, 励磁电压为阶跃额定输入时, K1, K2, …, K6以及Ts、TD的变化曲线如图5、图6所示。
比较图3~图6可以发现:阻性负载较强时, 励磁系统对阻尼力矩的影响较大;感性负载较强时励磁系统对同步力矩的影响较大;当负载的性质一定时, 随着励磁系统放大倍数和时间常数的增大, 同步力矩和阻尼力矩变大。
5 结语
本文结合机组供电网络的特点, 分析了励磁系统时间常数的变化, 并基于泰勒公式采用线性化和偏差化的方式推导了动态线性化方程, 给出了同步力矩和阻尼力矩同励磁系统参数和线性化方程系数之间的关系, 最后通过仿真, 找出了在不同负载形式和不同励磁系统参数下, 励磁参数对发电机组的同步力矩和阻尼力矩影响的规律。因此, 传统的固定控制系数的励磁控制系统不能满足提高武器系统性能的要求。
摘要：为分析励磁系统参数对柴油发电机组力矩特性的影响, 采用偏差化和线性化的方法, 推导了柴油发电机组动态线性化方程, 得到了体现其性能的同步力矩和阻尼力矩表达式, 分析了同步力矩和阻尼力矩与线性化方程各参数以及励磁系统参数之间的关系, 并结合具体发电机组参数, 进行了仿真实验。仿真结果表明:感性负载较强时, 励磁系统参数对同步力矩影响较大;稳态运行时, 励磁系统参数对阻尼力矩影响较大。
关键词：发电机组,励磁系统参数,力矩特性,力矩影响
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初探直接空冷机组冷端传热特性 篇8
关键词：直接空冷机组,冷端传热特性,尖峰冷却系统
0 引言
在一些环境比较特殊的地段, 比如煤炭资源丰富, 但是水源总量不足, 在建设新电厂的时候, 往往使用直接空冷系统作为机组凝汽设备。在正常的生产过程期间, 汽轮机的背压很难得到控制, 容易出现高压现象, 这一现象在夏天尤为严重, 这在很大程度上影响着直接空冷机组的安全运行。传统的直接空冷机组汽轮机背压下降的方法就是在机组中装置喷水系统, 但是一旦升高严重, 这一方法将不能有效控制背压升高, 进而严重影响机组的正常运行。这是因为喷水装置的喷水量是有一定限度的, 不能从根本上解决背压过高这一问题, 只能对此现象进行控制, 并且这一现象还会造成直接空冷机组背部出现水垢, 不利于散热器的正常工作。为了从根本上解决这一问题, 我们必须创新和发展提高直接空冷机组冷端传热性能的方法。
1 直接冷空机组的工作原理
直接冷空机组的工作原理就是通过外界的空气对汽轮机组的发电机进行冷却。该冷却装置主要有五部分组成, 排汽管道、空冷凝汽器、真空抽气系统、喷淋系统和冲洗系统。在这五部分系统中, 空冷凝汽器是最关键的部分, 该系统主要由两部分组成, 主凝汽器和辅助凝汽器, 这两部分主要是辅助凝汽器借用外界的空气对汽轮机进行冷却降压。凝汽器是对工作环境的要求较高, 作为直接冷空机组最关键的部分, 凝汽器的工作性能将直接影响着直接空冷机组整体的运行性能。一般的主凝汽器设计为汽水顺流式, 辅助凝汽器设计成汽水逆流式。汽轮机的排放的汽体绝大都是通过主凝汽器, 只有少部分排汽通过辅助凝汽器。同时在辅助凝汽器的逆流管道部位装置真空系统, 通过真空系统保证系统拥有足够的真空度, 这样能够有效规避较低温度下管道冻结的发生。
2 直接空冷机组的增容改造
我国早期的直接空冷机组存在很多问题, 比如空冷系统散热面积太小, 过小的散热面积不能满足实际生产的需求, 同时汽轮机和匹配的空冷散热系统很不理想, 这样就导致了在较高温度下汽轮机背压相对较高的现象, 这一现象在夏季最为严重。传统的降压方法就是在机组中装置喷水系统, 装置喷水装置能够在一定范围内控制汽轮机背压升高, 但是一旦升高严重, 这一方法将不能有效控制背压升高, 还会严重影响正常的生产运行。这是因为喷水装置的喷水量是有一定限制的, 不能从根本上解决这一问题, 只能对此现象控制, 并且这一现象还会造成直接空冷机组背部出现水垢, 不利于散热器的正常工作。要想从根本上解决这一问题我们就需要提高汽轮机冷端散热性能, 主要采取如下的几种方式:第一, 直接空冷机组改造方案;第二, 面式间接空冷改造方案;第三, 蒸发式尖峰冷却器系统方案。下面我们对这三种方案进行详细的分析研究。
2.1 直接空冷机组改造方案
这一方案主要是通过增加风机单元的数量, 直接的增加直接空冷系统散热面积的目的, 从而提高直接空冷机组散热的性能。直接空冷系统突破了常规的做法, 通过改变二次换热所需要的中间冷却介质, 直接空冷系统是通过凝汽器接受来自汽轮机的排汽, 然后借助外界的空气将排汽直接冷凝成水滴, 通过这样的方式增大散热面积。所以, 要想更好的实现直接空冷系统在高温下降低汽轮机的背压, 就要对排汽管道, 凝水管道和抽真空管道进行创新和优化。这种方案是基于原设备基本不变的情况下进行的, 所以改变的优化的措施可能在一定程度上对发电机出线和存在于空冷平台下的设备造成一定程度的影响。
2.2 表面式间接空冷改造方案
这一方案的工作原理主要是发挥了凝结水泵的作用。通过分流一部分蒸汽, 让分流的这部分蒸汽流经循环冷凝水的过程中转变成水滴, 然后再通过这些凝结水通过汽轮机的回热系统, 这样就会带走汽轮机较多的热量, 然后通过凝结水泵, 将这部分凝结水输送到通风塔, 通过外界的空气对这部分凝结水进行冷却, 然后温度降低的凝结水就会再次被利用到表面式凝汽器中, 这样不断的循环实现汽轮机背压下降的目的。所以要想更好的发挥这一原理来降低汽轮机背压, 就需要对凝汽器和凝结水泵和通风塔进行创新和优化。但是这一方案设计中牵扯到的设备可能会使用到较多的面积。并且整个设备的创新和优化过程中投入的成本也会相对较多。
2.3 蒸发式尖峰冷却器系统改造方案
蒸发式尖峰冷却器的工作原理是基于传热学理论进行的, 这一系统主要由三部分组成:换热模块部分, 水蒸汽循环系统和动力风机部分组成。这些部分共同完成的工作就是制造水蒸汽, 利用水蒸汽换热代替原来的湿热换热方式。这样蒸发式尖峰冷却器系统就能够使用很少量的水蒸汽满足换热需求, 系统在原来的主排汽管道上另接管道, 然后将加热的水蒸汽输送到冷凝器中心冷却, 然后被冷却的凝结水再被输送到排汽装置中, 管道外壁的水吸收管道内的水蒸汽携带的热量蒸发变成水蒸汽, 然后借助风机产生的动力排放到外界空气中去。该系统由于装有抽真空管线, 在汽轮机背压较高时, 尤其是在炎热的夏季, 打开阀门使一部分水蒸汽流经主凝汽器, 少部分水蒸汽流经辅助凝汽器, 这样就能在一定程度上减缓直接空冷散热器的工作压力, 从而能有效的降低汽轮机背压。
综合分析研究以上三种方案, 可见蒸发式尖峰冷却系统这一方案是最佳方案。但是在进行方案的选择时要注意, 不同的场所, 资源环境不同, 使用的方案往往是不同的。
3 结语
虽然最佳的方案是蒸发式尖峰冷却系统, 但是这一系统在温度不高的阶段, 会出现系统增容过大而出现机组阻塞背压部分, 这样增加系统的容积将不能达到理想的效果。但是总体上来说, 使用蒸发式尖峰冷却系统, 能够很好的实现在高温尤其是夏季, 有效控制直接空冷机组背压不至于过高, 使直接空冷机组冷端传热的特性得到优化。
参考文献
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