励磁控制技术

励磁控制技术（共8篇）

励磁控制技术 篇1

0 引言

目前, 大型同步电机广泛应用于大型电力排灌站、大型水利枢纽泵站以及冶金、机械、化工等大型企业, 其在工作中发挥着重要的作用。同步电机的可靠起动、稳定运行、失步再整步、安全停机直接关系着它本身的使用寿命, 励磁控制系统对同步电机的可靠性和稳定性起着决定性作用。因此, 对励磁控制技术的研究对于同步电机的工效提高和寿命延长有着重要意义[1,2]。

1 当前励磁控制技术

目前, 大型同步电机中的励磁控制装置主要采用二极管和晶闸管元器件作为励磁装置的主要器件, 这种控制装置由于受到控制技术和电路中元器件的影响, 造成技术性能差、故障发生率高。

1.1 失步保护不可靠

1.1.1 断电失步

大型同步电机在工作过程中, 当电网由于供电网络发生相间短路的缘故而造成电压下沉时, 此时同步电机会发生失步, 为了保护电机, 一般采取欠压继电保护动作跳闸的方式对同步电机进行保护。然而, 当瞬间短路故障排除, 电网电压恢复时, 由于之前的跳闸, 同步电机已停机, 此时造成排灌站、泵站以及企业连续生产的中断。另一种情况, 当电网进线发生误操作引起跳闸, 由于没有准备备自投BZT或者重合闸ZCH, 无法自动恢复供电, 此时又由于同步电机已作欠压跳闸处理, 从而同步电机也会出现断电失步, 同样造成排灌站、泵站以及企业连续生产的中断。

1.1.2 带励失步

同步电机发生带励失步时, 此时, 虽然仍有直流励磁, 但是由于励磁电流和定子电流因失步产生强烈脉振, 同步电机也会遭受强烈脉振, 严重时甚至产生电气共振、机械共振等, 这种带励失步的往复工作引起同步电机的疲劳损伤, 最终甚至发展成短路事故或断轴事故等。

1.1.3 失励失步

同步电机发生失励失步时, 在轻载情况下, 电机丢转情况不明显, 此时, 电机负载基本保持不变, 定子电流会产生波动, 其峰值电流超出了电机额定电流的0.7倍左右, 其谷值电流超出了电机额定电流的0.2倍左右, 虽然此时电机无异常声音, 但是GL型继电器往往拒动或者因为动作时间过长, 会引起电机转子绕组的过热、变形以及开焊等问题出现[3]。

1.2 起动损伤

目前同步电机中的控制装置主回路主要有半控桥和全控桥2种形式。

由于同步电机在起动过程中存在转差, 因此在定子绕组中能够感应一交变电势, 当转子感应电势在正半周时, 此时产生电流+If, 当转子感应电势在负半周时, 此时产生电流-If, 由于正半周产生的电流+If和负半周产生的电流-If不对称, 引起电机的脉振转矩, 从而引起电机受到强烈振动, 当电机牵入同步时, 这种强烈振动才会消失, 其发生时间长, 从而会造成电机的损伤[4]。

2 新型励磁控制技术

针对以上对目前的同步电机励磁控制技术存在问题的分析, 本文提出了一种改进式的新型同步电机励磁控制技术, 并从电机励磁装置主电路接线方式、主回路元件、控制系统、控制环节等4个方面对其进行分析。

2.1 主电路接线方式

图1是改进后的主电路, 新型同步电机励磁主电路在原来的全控桥基础上进行改进。这种主电路形式与半控桥式相比, 其波形更加对称, 谐波分量更小, 励磁电流小时不易发生失控现象。但是需注意的是在电机停机时, 一般采用逆变灭磁的方式, 这种灭磁方式要求苛刻, 需保证电网电压相对稳定, 主电路及控制回路完好, 停机时主电路电源不能马上停止才能顺利的完成逆变灭磁[5]。

2.2 主回路元件选择

2.2.1 灭磁电阻的选择

灭磁电阻是影响同步电机的起动性能的重要元件。合理的灭磁电阻对应着电机的异步驱动特性。当电阻较小时, 会出现凹坑, 当电阻较大时, 电机的稳态转速低, 从而可能造成电机转速不能进入临界转差, 无法达到真正的同步。因此, 灭磁电阻需合理选择。

2.2.2 晶闸管、二极管的选择

图1中主电路中的晶闸管和二极管是构成励磁主电路的重要组成元器件。选择晶闸管和二极管时, 需要考虑主电路在工作过程中的特殊情况。如当同步电机在正常运行时, 需要满足不停机的情况下能够进行在线更换插件, 亦能够满足工作时出现的各种暂态扰动对元器件的冲击。又如当电网不正常时, 往往会发生短暂波动、负载波动等问题, 由于这些不正常现象的发生会使同步电机的转子回路产生2~3个周波的感应交变电势。这种电势需要释放, 由于受到瞬间电流的强烈冲击, 元件需要承受额定电流的数倍, 从而造成晶闸管等元器件的损坏。

2.3 控制系统

本研究设计的励磁控制而言, 其控制系统须具备以下2个方面的功能:

(1) 基本逻辑功能。控制系统能够对电机的运行状态进行检测, 能够对起动时的投励时序进行控制, 能够对电机的实时运行进行控制, 能够对电机出现的故障进行诊断和保护, 能够对电机停机时序进行控制。

(2) 控制系统具备的新技术。本控制系统的核心部件采用集成微机控制器进行控制, 这种控制器的CPU采用看门狗定时器和低电压复位电路来防止控制器死机以及程序跑飞, 所有的外部电路接口全部采用光电进行隔离, 以保证处理器的可靠工作, 通信接口采用RS485主从式通信接口, 支持多记联网和远程操作。

2.4 主要控制环节

2.4.1 异步驱动环节

本文设计的新型同步电机励磁主电路无续流二极管。其具有较好的异步驱动特性和同步运行特性。当电机在异步驱动状态时, 由于主电路的控制元器件在较低的电压下便能够开通, 从而能够满足带载起动及再整步的要求;当电机在同步运行状态时, 由于主电路的控制元器件在过电压情况下才会开通, 不易出现误导通, 此时既对元器件起到保护作用, 同时不会影响电机的正常运行。

2.4.2 失步保护环节

对于带励失步和失励失步的保护电路, 其所取的信号是从串接在励磁回路中的分流器上测量得到, 此时测得的是不失真的毫伏信号, 通常需要经过放大处理、变换处理、光耦隔离处理后输入到微处理器的控制系统中, 控制系统再对其波形特征进行智能分析和判断。

2.4.3 灭磁环节

灭磁环节是同步电机励磁控制技术中的重要环节。工作时, 根据具体的工作状况, 选择合适的每次方式进行灭磁。常用的是阻容灭磁和断励续流灭磁。本文设计的新型励磁控制系统可采用多种闭环调节运行方式, 采用微处理器为指挥中心, 通过软件编程进行控制, 从而实现励磁控制技术的数字化控制, 其控制方式高效可靠[6]。

3 结语

励磁控制技术是实现大型同步电机可靠稳定工作的关键技术。通过研究目前励磁控制技术存在的问题并加以改进, 解决了目前励磁控制技术中存在的失步和起动损伤等问题, 并设计了一种新型励磁控制技术, 其在大型电力排灌站、大型水利枢纽泵站以及冶金、机械、化工等大型企业的运行稳定、工作性能可靠, 具有重要的应用价值。

摘要：大型同步电机因其运行稳定、输出功率大、能向电网发送无功功率、支持电网电压、提高功率因数等优点被广泛应用于大型电力排灌站、大型水利枢纽泵站以及冶金、机械、化工等大型企业的生产中。励磁控制系统是同步电机的重要组成部分, 其特性好坏直接影响到同步电机的可靠性和稳定性。文章针对目前同步电机中励磁控制技术存在的弊端加以改进, 提出切实可行、行之有效的改进技术措施, 大大提高了电机工作的可靠性和稳定性。

关键词：同步电机,励磁控制,失步,起动脉振

参考文献

[1]姚志刚.励磁控制技术的研究与应用[J].电工技术杂志, 2003 (5) :60-61, 79.

[2]魏东海.浅析励磁系统的应用[J].中国科技博览, 2012 (24) :612-612.

[3]梁毅, 王玉梅.同步电动机运行过程中常见故障分析及改进办法[J].国外建材科技, 2008, 29 (6) :141-143, 146.

励磁控制技术 篇2

一、船舶轴带发电机主要参数及原理

1.轴带发电机主要参数：

发电机型号：DGASO 5621-6N

生产厂家：VEB ELEKTROMAS CHINENBAU DRESDEN

额定功率：1 250KVA

额定转速：1 000RPM

额定电压：390V

额定电流：1850A

额定频率：50Hz

功率因数：0.8

励磁电压：95V

励磁电流：210A

2.轴带发电机励磁系统组成及工作原理：

轴带发电机励磁系统原理图见图1。

该轴带发电机励磁系统采用单相桥式半控带电流复励的有刷自励恒压励磁系统，系统分别由扼流圈单元、功率单元、功率保护单元、调节单元、复励单元、复励变压器等部件组成（图2）。

轴带发电机励磁系统的基本工作原理：

由发电机R相与零线构成的URO 220V电压经扼流圈单元中的两个扼流圈（空心电抗器）后送功率单元，经功率单元内的单相桥式半控整流器整流后，作为励磁系统的自励分量给发电机励磁绕组供电。励磁系统的复励分量则通过复励变压器送入复励单元，经复励单元三相全波整流后输出，并在直流侧与自励分量叠加，共同给发电机励磁绕组供电。

发电机的输出电压UST在调节单元中与基准电压进行比较，其差值信号经整形、放大、移相等环节输出，作为可控硅的触发信号去功率单元中的单相桥式半控整流器，通过控制可控硅的导通角，对发电机输出电压进行自动调节，维持输出电压恒定。调节单元同时在轴带发电机起压时根据励磁指令控制发电机的起压。

电路中扼流圈（空心电抗器）单元主要作用是限制整流回路中电流上升的陡度和高频滤波，同时兼有移向作用。保护单元主要作用是防止励磁电压过高及起压、调节时的冲击对功率单元及复励单元的整流元件进行保护。

二、故障现象及检查

2010年2月10日，海上航行中船舶轴带发电机主开关突然跳闸，轴带发电机仪表显示电压迅速归零。船舶值班人员紧急启动柴油发电机组供电，在恢复主机动力及正常航行后，船舶电机员对轴带发电机进行了系统检查，轴带发电机各接线未发现有松动及脱落情况，检查轴带发电机滑环、四组碳刷接触良好，进一步检查励磁控制系统的各整流设备及其他部件也未发现问题。随后，主机降速合上轴带发电机离合器且逐步将转速调整到正常转速，对轴带发电机进行充磁起压，电压指针有晃动但无法起压。停机更换功率单元中的可控硅等元器件后试验，情况如前。进一步检查分析后，判断故障应该在该轴带发电机励磁控制系统的调压单元（REGULATE UNIT）， 由于船舶电机员自己无法修复，为此电请公司岸基支持。

船舶抵港后，我们即携带部分仪器上船对轴带发电机等设备进行了详细检查，确认船舶电机员的判断是正确的。发电机的调压单元（REGULATE UNIT）由10块不同功能的插板组成，而每块插板均由各分立元器件焊接组成（图3）：

也许该部分涉及当时生产厂家的核心技术，或船舶出厂后几经周折，船上无法找到厂家提供的内部接线图及相关的说明书等资料。我们拔下10块插板，对其外观进行检查，未发现有明显缺陷。更换10块备用插板试验，故障依然存在。于是我们安排相关专业修单位将该单元的10块插板拆厂检查修理，经几次反复修理及试验，无法找到故障板子。为此我们有理由判断该类故障以前也曾发生过，备用插板有可能就是换下来的，也是有同类问题的板子。考虑到原设备使用至今已有二十几年，且发电机励磁控制系统调节单元元器件老化严重，单元组合相对复杂，特别是各插板均由分立元器件焊接组成，即便本次找到毛病也可能无法找到替换元器件，或本次修复了，但老化了的元器件故障率会较高，导致单元的可靠性大幅下降，使轴带发电机无法正常连续运行，从而影响船舶安全。为此，我们决定寻找性能适合的调节单元予以更换，即对该轴带发电机的励磁控制系统进行更新改造。

三、改造方案的确定和试验

由于故障部分为轴带发电机励磁系统中的调节单元（REGULATE UNIT），我们在确定方案前，曾联系过国内几家主要发电机生产厂家，寻求相关功能的产品或请他们帮助设计相关功能的产品，也许是产值过小或产品仅为个案并无推广价值，所以他们都予以婉拒。为此，我们从寻找相关功能的产品着手，经与几家相关产品生产厂家沟通后，我们最终选定使用东莞市广聚电子有限公司生产的HJH-178发电机励磁调压器驱动板，作为轴带发电机励磁系统调节单元的替代单元。选用这家企业的产品，主要是考虑HJH-178发电机励磁调压器驱动板功能与我们轴带发电机励磁系统中的调压单元主要功能比较接近，对整个线路改动小。我们参考厂家的产品设计接线图，并进一步细化改进后对轴带发电机励磁系统进行改造。

HJH-178发电机励磁调压器驱动板外部接线图如图4。（资料来源于网上）：

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驱动板的主要技术参数（摘驱动板说明书）：

输入： 正常范围：150V～240V，最大277V。

输出： 正常范围：0～180V/0～300A。

最大： 210V/600A（持续一分钟）。

该驱动板的特点：

1.最低输入交流电压1.0V 时即可输出0.4V励磁电压。

2.能在低于150V的输入电压下工作10秒。

3.驱动设过流保护。

4.驱动板能驱动功率器件作半波和全波输出。

5.励磁信号输出最大电流3A（峰值，单路峰值1.5A），可安全的驱动600A或600A以下的可控硅正常工作。

HJH-178发电机励磁调压器驱动板实际图片如图5。

驱动板厂家设计的发电机励磁系统基本接线图如图6。

由于驱动板是该厂家2008年后刚上市的新产品，且厂方只提供驱动板产品及产品的外部接线图和励磁系统的理论设计，不参与实际施工与调试。该产品能否应用于我们的轴带发电机励磁系统，厂方不做担保。至于驱动板性能到底如何，是否与说明书中主要技术参数相符？厂方也不提供设计及试验数据。而我们的设计仅根据产品的说明及厂家提供的资料进行，理论上虽然能讲得通，但是否能替代原设备单元并无十分把握。为此我们分两步对轴带发电机励磁系统进行改造试验：

首选确认该驱动板的产品性能及板子能驱动的最大连续工作电流是否符合本轴带发电机的实际使用要求。

获得基本参数后，我们按细化设计的实际线路，测试发电机励磁系统在空载和航行最大负荷的120%工况下的自励分量和复励分量电流，尤其是确认自励分量是否在上述试验值范围内，只有保证在最大典型工况中驱动板的连续驱动电流在上述的测试范围内，才能保证轴带发电机在日常最大连续负载下的稳定可靠运行。

A.为此我们首先按下图接线，即将发电机励磁系统中的复励部分切除，对驱动板的性能及板子能驱动的最大持续电流进行实效试验。

接妥各接线并检查确认无误后，将推进器螺距置零位开启主机，运行一段时间后合上轴带发电机离合器，并逐步将主机加速到额定转速，然后对轴带发电机进行充磁建压，并调整空载电压（即调节驱动板上的P1）至额定电压，调整稳定性（即调节驱动板上的P2）至电压波动为最小，此时测试空载励磁电压为33V。但在发电机空载稳定运行约10分钟左右，驱动板即烧坏。我们将驱动板及试验情况反馈生产厂家，由生产厂家对驱动板进行改进，经来回反复几次试验改进，板子的性能逐步满足要求。

我们在收到最终改进后的驱动板后，按上述步骤对轴带发电机进行了再次试验。我们在轴带发电机空载稳定运行30分钟后，逐步增加负载，直至400kW，测试励磁电压：48V，励磁电流125A，运行15分钟左右情况正常。我们增加负荷至460kW，运行10分钟左右，轴带发电机主开关跳闸，检查驱动板发现有明显的烧坏痕迹，我们将驱动板及试验情况再一次反馈生产厂家，由生产厂家对驱动板进行再改进。

我们在收到改进后的驱动板后，对轴带发电机进行了再次试验。我们在轴带发电机空载稳定运行30分钟后，逐步增加负载，直至400kW，测试励磁电压：48V，励磁电流125A，运行15分钟左右情况正常。我们增加负荷至460kW，运行35分钟左右，轴带发电机情况正常，说明驱动板基本能满足我们要求。我们用点温计测试驱动板上各元器件，温升正常，测试各接线连接点温度，发现部分节点处温度过高，特别是R，N连接处50mm2线接头处温度高达85℃左右，即停机结束试验。

重新制作连接线及接头，对发热部分线路进行更换。更换后重新进行试验，轴带发电机负载加至470kW，测试励磁电压：48V，励磁电流110A；负载增加至520kW，测试励磁电压：51V，励磁电流115A。在520kW运行2.5小时，期间多次测试数据，基本稳定。我们对船舶最大负荷的两台电机（75kW的主机应急鼓风机）进行突卸突加试验，以检测大负荷突卸突加对主电网的冲击波动，测试的动静态指标符合规范要求。考虑到船舶平时航行工况电力负荷基本在420kW左右，试验数据已大于航行工况数据，基本确认驱动板符合本轴带发电机使用要求。从而结束第一步的试验。

B.随后我们进行第二步的试验：

按我们细化设计的实际线路连接，即图7。

加入发电机励磁系统中的复励部分。在轴带发电机正常发电后测试空载数据：发电机电压390V，励磁电压32V，励磁电流85A，其中自励分量为45A，复励分量为40A。负荷增加至480kW时测试数据：发电机电压390V，励磁电压49V，励磁电流128A，其中自励分量为56A，复励分量为72A。轴带发电机在480kW的负荷下连续运行3小时，期间测试各数据基本没什么变化。负荷在增减中及船舶最大负荷电机进行突卸突加试验中发电机的静态指标和动态指标符合规范要求。轴带发电机在额定功率48%负荷时，驱动板的驱动电流为第一步试验值（115A）的49%。通过实测我们认为该驱动板可满足本轴带发电机的实际使用要求，用该驱动板取代原轴带发电机的调节单元（REGULATE UNIT）性能上不存在问题，能投入正常使用。随后我们在船舶海上航行中对轴带发电机进行了3航次的运行试验，基本每航次负荷在420～470kW下连续运行30～32小时，轴带发电机运行正常，船舶对试运行情况进行了详细记载。至此我们可以确认该轴带发电机励磁控制系统更新改造工作是成功的。

四、结束语

我司“向泰”轮轴带发电机励磁控制系统改造后使用至今已近三年，设备运行状况一直比较理想，基本未发生过故障。上述整个改造费用约3.5万元左右（包括提供一块备用驱动板），其经济性是显而易见的。当然整个改造过程不会像以上论述的那么简单，从事一项新的没有前人经验可借鉴的改造工程，曲折、风险和困难是不可避免的。轴带发电机励磁控制系统更新改造的成功，为类似老发电机励磁系统的修理改造提供了一些借鉴经验，这也是本人发表这篇论文的初衷。科学技术的发展，科技新产品的不断问世，给船用发电机修理提供了多种新的途径和方案，关键是取舍和经验。

励磁控制技术 篇3

同步发电机作为移动电站的重要供电设备,其供电的稳定性直接影响负载运行状态的安全,因此,同步发电机输出稳定性的研究非常重要[1]。传统的PID控制方法作为单变量(电压)反馈控制,不能很好地满足电力系统对抑制振荡、提高动态稳定极限以及稳态电压调节精度等方面的要求。最优励磁控制为提高系统稳定性,增加了功率角和角速度2个变量控制,通过求解Riccati方程确定最优控制量,克服了传统的PID控制方法的缺点。本文在Matlab环境下,建立了基于交流跟踪的同步发电机最优励磁控制数学模型。通过比较传统PID控制和基于交流跟踪的最优励磁控制的仿真结果,说明基于交流跟踪的最优励磁控制的优越性,从而保证了同步发电机的输出稳定性。

1 基于拉格朗日方法的励磁系统偏差线性化模型建立

同步发电机的转子运动方程、励磁绕组动态方程、角速度方程构成的同步发电机模型是非线性的,需要采用泰勒公式对其在不同的工作点进行偏差化、线性化。本文所述移动电站同步发电机为凸极发电机[2,3,4,5],其不同工作点的偏差化、线性化过程如下所述。

(1) 转子运动方程偏差化

转子运动方程为$\frac{{\rm H}}{2\text{π}f}\frac{\text{d}{}^2\delta }{\text{d}t{}^2}={\rm P}{}_{\text{m}}-{\rm P}{}_{\text{e}}-{\rm P}{}_{\text{D}}{}^{[6]}$,将其偏差化后为

$\frac{{\rm H}}{2\text{π}f}\text{Δ}\stackrel{\cdot \cdot }{{\displaystyle \delta }}=\text{Δ}{\rm P}{}_{\text{m}}-\text{Δ}{\rm P}{}_{\text{e}}-\text{Δ}{\rm P}{}_{\text{D}}(1)$

式中:H为转动惯量;f为频率;δ为发电机转子功角;Pm、Pe、PD分别为机械功率、电磁功率、阻尼消耗功率。

(2) 有功功率方程偏差化

凸极发电机功率方程为[7]

$\begin{array}{l}{\rm P}{}_{\text{e}}=\frac{E{}_{q}U{}_{\text{t}}}{x{}_d}\sin \delta +\frac{U{}_{\text{t}}^2}{2}\frac{x{}_d-x{}_q}{x{}_{d}x{}_q}\sin 2\delta (2)\\ {\rm P}{}_{\text{e}}=\frac{E^{\prime }{}_{q}U{}_{\text{t}}}{x^{\prime }{}_d}\sin \delta +\frac{U{}_{\text{t}}^2}{2}\frac{x^{\prime }{}_d-x{}_q}{x^{\prime }{}_{d}x{}_q}\sin 2\delta (3)\end{array}$

式中:Eq、E′q分别为q轴电势和暂态电势;Ut为发电机端电压;xd、x′d分别为d轴电抗和暂态电抗;xq为q轴电抗。

将式(2)或式(3)进行线性化和偏差化处理可得

$\begin{array}{l}\text{Δ}{\rm P}{}_{\text{e}}=S{}_{\text{E}}\text{Δ}\delta +R{}_{\text{E}}\text{Δ}E{}_q(4)\\ \text{Δ}{\rm P}{}_{\text{e}}=S{}_{{\text{E}}^{\prime }}\text{Δ}\delta +R{}_{{\text{E}}^{\prime }}\text{Δ}{\text{E}}^{\prime }{}_q(5)\end{array}$

其中:

$\begin{array}{l}S{}_{\text{E}}=\frac{E{}_{q}U{}_{\text{t}}}{x{}_d}\cos \delta +U{}_{\text{t}}^2\frac{x{}_d-x{}_q}{x{}_{d}x{}_q}\cos 2\delta (6)\\ S{}_{{\text{E}}^{\prime }}=\frac{E^{\prime }{}_{q}U{}_{\text{t}}}{x^{\prime }{}_d}\cos \delta +U{}_{\text{t}}^2\frac{x^{\prime }{}_d-x{}_q}{x^{\prime }{}_{d}x{}_q}\cos 2\delta (7)\end{array}\begin{array}{l}R{}_{\text{E}}=\frac{U{}_{\text{t}}}{x{}_d}\sin \delta (8)\\ R{}_{{\text{E}}^{\prime }}=\frac{U{}_{\text{t}}}{x^{\prime }{}_d}\sin \delta (9)\end{array}$

将式(4)、式(5)代入式(1)并考虑到$\text{Δ}{\rm P}{}_{\text{D}}=\frac{D}{2\text{π}f{}_0}\text{Δ}\dot{\delta }$可得

$\begin{array}{l}\frac{{\rm H}}{2\text{π}f}\text{Δ}\dot{\omega }=\text{Δ}{\rm P}{}_m-S{}_{\text{E}}\text{Δ}\delta -R{}_{\text{E}}\text{Δ}E{}_q-\frac{D}{2\text{π}f{}_0}\text{Δ}\omega (10)\\ \frac{{\rm H}}{2\text{π}f}\text{Δ}\dot{\omega }=\text{Δ}{\rm P}{}_{\text{m}}-S{}_{{\text{E}}^{\prime }}\text{Δ}\delta -R{}_{{\text{E}}^{\prime }}\text{Δ}{E}^{\prime }{}_q-\frac{D}{2\text{π}f{}_0}\text{Δ}\omega (11)\end{array}$

式中:D为阻尼系数;Δω为角速度差;f0为初始时刻频率。

(3) 端电压方程偏差化

凸极发电机的机端电压方程为Ut=u${}_d^2$+u${}_q^2$,将其线性化后为

$\text{Δ}U{}_{\text{t}}=\frac{u{}_{d0}}{U{}_{\text{t}0}}\text{Δ}u{}_d+\frac{u{}_{q0}}{U{}_{\text{t}0}}\text{Δ}u{}_q(12)$

同步发电机方程为

$\{\begin{array}{l}u{}_d=u\text{s}\text{i}\text{n}\delta =i{}_{d}R{}_{\text{e}}-X{}_{\text{L}}i{}_q\\ u{}_q=u\text{c}\text{o}\text{s}\delta =i{}_{q}R{}_{\text{L}}+X{}_{\text{L}}i{}_d\end{array}(13)$

式中:Re为定子电阻;RL、XL分别为负载的电阻、电抗。

将式(13)偏差化后代入式(12)可得

$\text{Δ}U{}_{\text{t}}={\rm K}{}_5\text{Δ}\delta +{\rm K}{}_6\text{Δ}{E}^{\prime }{}_q(14)$

式中:K5=-aud0xq[Resin δ0+(XL+x′d)cos δ0]+uq0x′d[Recos δ0-(XL+xq)sin δ0];${\rm K}{}_6=\frac{au{}_{d0}}{U{}_{\text{t}0}}\cdot x{}_{q}R{}_{\text{e}}+\frac{u{}_{q0}}{U{}_{\text{t}0}}[1-a{x}^{\prime }{}_d(X{}_{\text{L}}+x{}_q)]$;a=[R2e+(XL+x′d)(XL+xq)]-1。

(4) 励磁绕组电压方程偏差化

对主发电机励磁绕组动态方程式进行偏差线性化可得

$\text{Δ}E{}_{\text{f}}=\text{Δ}E{}_q+{\rm T}{}_{\text{d}0}\text{Δ}\dot{E}´{}_q(15)$

式中:Ef为励磁电势;Td0为时间常数。

(5) 励磁系统的偏差化状态方程

由式(2)、式(3)可看出,ΔEq与ΔE′q中只有一个量是独立的变量,应从中消去任一个,由式(15)可得

$\text{Δ}E{}_q=(\frac{S{}_{{\text{E}}^{\prime }}-S{}_{\text{E}}}{R{}_{\text{E}}})\text{Δ}\delta +\frac{R{}_{{\text{E}}^{\prime }}}{R{}_{\text{E}}}\text{Δ}{E}^{\prime }{}_q(16)$

将式(16)代入式(15)并加以整理可得

$\text{Δ}{\dot{E}}^{\prime }{}_q=(\frac{S{}_{{\text{E}}^{\prime }}-S{}_{\text{E}}}{{\rm T}{}_{\text{d}0}R{}_{\text{E}}})\text{Δ}\delta +\frac{1}{{{\rm T}}^{\prime }{}_{\text{d}}}\text{Δ}{E}^{\prime }{}_q+\frac{1}{{\rm T}{}_{\text{d}0}}\text{Δ}E{}_{\text{f}}(17)$

式中:T′d为暂态时间常数。

根据式(1)～(17)可得励磁系统状态方程式为

$\begin{array}{l}\left[\begin{array}{c}\text{Δ}\dot{\delta }\\ \text{Δ}\dot{\omega }\\ \text{Δ}\dot{E}´{}_q\\ \text{Δ}E{}_{\text{f}}\end{array}\right]=\left[\begin{array}{cccc}0& 1& 0& 0\\ -\frac{\omega {}_0}{{\rm H}}S{}_{{\text{E}}^{\prime }}& -\frac{D}{{\rm H}}& -\frac{\omega {}_0}{{\rm H}}R{}_{{\text{E}}^{\prime }}& 0\\ \frac{S{}_{\text{E}}-S{}_{{\text{E}}^{\prime }}}{{\rm T}{}_{\text{d}0}R{}_{\text{E}}}& 0& -\frac{1}{{{\rm T}}^{\prime }{}_{\text{d}}}& \frac{1}{{\rm T}{}_{\text{d}0}}\\ 0& 0& 0& -\frac{1}{{\rm T}{}_{\text{e}}}\end{array}\right]\cdot \\ \left[\begin{array}{c}\text{Δ}\delta \\ \text{Δ}\omega \\ \text{Δ}{E}^{\prime }{}_q\\ \text{Δ}E{}_{\text{f}}\end{array}\right]+\left[\begin{array}{c}0\\ 0\\ 0\\ \frac{1}{{\rm T}{}_{\text{e}}}\end{array}\right]\text{Δ}U{}_R(18)\end{array}$

式中:ω0为初始角速度;Te为励磁绕组时间常数。

由式(14)可得E′q与ΔUt的关系式,代入式(10)、式(4)、式(5),得

$\begin{array}{l}\text{Δ}\dot{\omega }=(S{}_{{\text{E}}^{\prime }}+\frac{R{}_{{\text{E}}^{\prime }}}{{\rm K}{}_6})\text{Δ}\delta -\frac{R{}_{E^{\prime }}{\rm K}{}_5}{{\rm K}{}_6}\text{Δ}U{}_{\text{t}}-\frac{D}{{\rm H}}\text{Δ}\omega (19)\\ \text{Δ}\dot{U}{}_{\text{t}}=\frac{{\rm K}{}_6(S{}_{{\text{E}}^{\prime }}-S{}_{\text{E}})+{\rm K}{}_5{\rm T}{}_{\text{d}0}R{}_{\text{E}}}{{\rm T}{}_{\text{d}0}R{}_{\text{E}}}\text{Δ}\delta +{\rm K}{}_5\text{Δ}\omega -\\ \frac{1}{{{\rm T}}^{\prime }{}_{\text{d}}}\text{Δ}U{}_{\text{t}}+\frac{{\rm K}{}_6}{{\rm T}{}_{\text{d}0}}\text{Δ}E{}_{\text{f}}(20)\end{array}$

根据以上方程式可得励磁系统状态方程式为

$\begin{array}{l}\left[\begin{array}{c}\text{Δ}\dot{\delta }\\ \text{Δ}\dot{\omega }\\ \text{Δ}\dot{U}{}_{\text{t}}\end{array}\right]=\\ \left[\begin{array}{ccc}0\hfill & 1\hfill & 0\hfill \\ -\frac{\omega {}_0}{{\rm H}}S{}_{{\text{E}}^{\prime }}\hfill & -\frac{D}{{\rm H}}\hfill & -\frac{\omega {}_0}{{\rm H}}R{}_{{\text{E}}^{\prime }}\hfill \\ \frac{{\rm K}{}_6(S{}_{\text{E}}-S{}_{{\text{E}}^{\prime }})+{\rm K}{}_5{\rm T}{}_{\text{d}0}R{}_{\text{E}}}{{\rm T}{}_{\text{d}0}R{}_{\text{E}}}\hfill & {\rm K}{}_5\hfill & -\frac{1}{{{\rm T}}^{\prime }{}_{\text{d}}}\hfill \end{array}\right]\cdot \\ \left[\begin{array}{c}\text{Δ}\delta \\ \text{Δ}\omega \\ \text{Δ}U{}_{\text{t}}\end{array}\right]+\left[\begin{array}{c}0\\ 0\\ \frac{{\rm K}{}_6}{{\rm T}{}_{\text{d}0}}\end{array}\right]\text{Δ}E{}_{\text{f}}(21)\end{array}$

式(21)可以表示为

$\dot{\mathit{X}}=\mathit{A}\mathit{X}+\mathit{B}\mathit{U}(22)$

2 最优励磁控制量的确定

对于式(22),根据控制系统最优化原理即海米尔登-庞特亚金方程可以得出最优反馈增益矩阵求解公式:

$\mathit{{\rm K}}=\mathit{R}{}^{-1}\mathit{B}{}^{\text{Τ}}\mathit{{\rm P}}(23)$

由励磁系统状态方程的建立过程可知,A、B是由网络参数和和运行点所确定的系数矩阵,当系统网络参数和初始运行点选定后,A、B均为已知。Q、R是根据动态响应的要求所选定的权矩阵,其中Q为状态加权系数矩阵,其形式的选取需与A的形式对应为3×3阶对角线矩阵;R为控制加权系数矩阵,它的选取为方便反馈增益的求解,通常为单位阵,即R=1。

因为A、B、Q、R均为已知常数矩阵,则可通过黎卡梯方程:

$\mathit{A}{}^{\text{Τ}}\mathit{{\rm P}}+\mathit{{\rm P}}\mathit{A}-\mathit{{\rm P}}\mathit{B}\mathit{R}{}^{-1}\mathit{B}{}^{\text{Τ}}\mathit{{\rm P}}+\mathit{Q}=0(24)$

解出矩阵P(P是存在且唯一的),该解存在的判别条件为判别矩阵D(D=[B|AB|A2B])的行列式值|D|≠0,即D满秩,则所研究的系统具有完全的可控性,从而可以断定其黎卡梯方程存在着唯一真解。

在小扰动情况下,因为发电机电参数变化不大,满足D满秩;但是在大扰动情况下,发电机状态波动很大,而且参数也会发生较大变化,D不一定是满秩矩阵,从而使受控系统不可控。因此,本文设计了几个运行点,每个运行点对应相应的稳态运行点,并以此作为最优励磁的最优运行点。

对应于式(24)的P应为3×3阶对称正定实矩阵:

$\mathit{{\rm P}}=\left[\begin{array}{ccc}p{}_{11}& p{}_{12}& p{}_{13}\\ p{}_{21}& p{}_{22}& p{}_{23}\\ p{}_{31}& p{}_{32}& p{}_{33}\end{array}\right]$

因为R=1,则

$\begin{array}{l}\mathit{{\rm K}}=\mathit{B}{}^{\text{Τ}}\mathit{{\rm P}}=\left[\begin{array}{ccc}0& 0& \frac{{\rm K}{}_6}{{\rm T}{}_{\text{d}0}}\end{array}\right]\left[\begin{array}{ccc}p{}_{11}& p{}_{12}& p{}_{13}\\ p{}_{21}& p{}_{22}& p{}_{23}\\ p{}_{31}& p{}_{32}& p{}_{33}\end{array}\right]=\\ [\begin{array}{ccc}k{}_{\delta }& k{}_{\omega }& k{}_u\end{array}](25)\end{array}$

得到的最优控制量为

$\mathit{U}=\text{Δ}\mathit{E}{}_{\text{f}}=-\mathit{{\rm K}}\mathit{X}=-k{}_{\delta }\text{Δ}\delta -k{}_{\omega }\text{Δ}\omega -k{}_u\text{Δ}U{}_{\text{t}}(26)$

3 励磁控制模型

最优励磁控制理论解决问题的基本程序:第一步是合理确定对象系统的数学模型,最好能够建立控制系统的状态空间方程;第二步是要选择控制系统的性能指标,并且设定通过何种的控制规律才能够达到设计要求的性能指标;第三步是通过计算选择出实现最优控制规律并达到设计性能指标的途径。

所谓交流跟踪技术是指计算电压偏差时采用输出电压与一个交流基准正弦电压实时比较,根据比较差值,得到ΔUt,因为仿真采用的是标幺值的形式,所以基准电压的值即为标准正弦波,这种方法控制迅速实时、稳定性更好。为方便起见,对式(21),采用Δδ、Δω及ΔUt为状态变量。Δδ和Δω可分别由发电机模型引出,最终由所得到的励磁电压输入发电机,以达到调节控制的作用。最优励磁控制模型如图1所示。

4 仿真分析

采用Matlab对最优励磁控制同步发电机仿真,主要工作过程[8,9,10,11,12]:假定同步发电机工作在某一稳定状态,此时即为动态系统的初始值,得到初始状态各个量的值,可分别表示为δ0、ω0、Ut0,由于Ut的值受负载和传输线路电流的影响较大,在仿真中,可将Ut的值作为一个反馈量输给最优励磁控制模型,使相应参数即A、B矩阵做出调整,再结合最优励磁控制设计就可实现移动电站的最优励磁控制仿真。为验证最优励磁控制方法的可行性及优越性,分别对最优励磁控制和传统PID控制进行比较分析。参考文献[9]中具体说明了采用固定反馈增益控制规律的合理性,因为最优增益相量对于设计运行角的变化不敏感的特性,采用固定反馈增益的控制规律在运行方式较大的变化范围内都可以得到接近于最优的动态特性。移动电站同步发电机参数:定子电阻Rs=0.74 pu,d轴电抗xd=1.25 pu,暂态电抗x′d=0.221 pu,次暂态电抗x″d=0.225 pu,q轴电抗xq=0.353 pu,q轴次暂态电抗x″q=0.152 pu,暂态时间常数T′d0=1.05 s,次暂态时间常数T″d0=0.05 s,q轴次暂态时间常数T″q=0.07 s。配套调压器的参数:滤波时间常数Tr=32 ms,衰减时间常数Ta=6 ms,励磁放大倍数Ka=300。

设计最优运行点δ=13.12°,Pe0=0.5,结合同步发电机参数,算出A、B矩阵各元素的数值为

$\begin{array}{l}\mathit{A}=\left[\begin{array}{ccc}0\hfill & 1.0000\hfill & 0\hfill \\ -1.0182\hfill & -0.6250\hfill & 0.1861\hfill \\ -0.5835\hfill & 0.22061\hfill & -0.9901\hfill \end{array}\right]\\ \mathit{B}=\left[\begin{array}{ccc}0& 0& 0.8760\end{array}\right]{}^{\text{Τ}}\\ \mathit{Q}=\text{d}\text{i}\text{a}\text{g}[1,100,1000]\end{array}$

则

$\begin{array}{l}\mathit{{\rm P}}=\left[\begin{array}{ccc}90.1997& 0.6510& -0.7263\\ 0.6510& 80.8907& -0.2857\\ -0.7263& -0.2857& 34.8356\end{array}\right]\\ \mathit{{\rm K}}=\mathit{B}{}^{\text{Τ}}\mathit{{\rm P}}=\left[\begin{array}{ccc}-0.6362& -0.2503& 30.5143\end{array}\right]\end{array}$

得到最优控制量表达式为

$\mathit{U}=0.6362\text{Δ}\delta +0.2503\text{Δ}\omega -30.5143\text{Δ}U{}_{\text{t}}$

仿真结果如图2、图3所示。该仿真是在1 s时突加50%的负载,在2 s时恢复负载的条件下进行的。由结果可看出,最优励磁控制方法在抑制参量振荡和调节时间方面具有更好的效果,反应速度快,稳定时间短。

5 结语

根据传统的基于PID的移动电站励磁控制方法存在的不足,提出了一种基于交流跟踪的最优励磁控制方法。仿真结果表明,与传统的PID控制方法相比,基于交流跟踪的最优励磁控制方法能够实现对励磁系统的实时控制,有效提高了系统的动态性、稳定性。

摘要：针对同步发电机采用传统PID控制不能很好地满足电力系统对抑制振荡、提高动态稳定极限等方面要求的问题,提出了一种基于交流跟踪的同步发电机最优励磁控制方法;给出了基于拉格朗日方法的同步发电机励磁系统偏差线性化模型,分析了最优励磁控制量的确定方法,建立了基于最优励磁控制方法的同步发电机系统仿真模型。仿真结果表明,与传统PID控制方法相比,最优励磁控制方法能够实时控制同步发电机励磁系统,确保了同步发电机的输出稳定性。

关键词：同步发电机,供电稳定性,励磁系统,最优励磁控制,交流跟踪

参考文献

[1]栗彦辉,胡玉贵,闫英敏.军用电站励磁及控制系统[D].石家庄:军械工程学院,2007:1-11.

[2]倪以信,陈寿孙,张宝霖.动态电力系统的理论和分析[M].北京:清华大学出版社,2002.

[3]卢强,梅生伟,孙元章.电力系统非线性控制[M].北京:清华大学出版社,2008:249-284.

[4]杨伟,李仁东.带电压反馈的非线性最优励磁控制器设计[J].电力系统保护与控制,2010,38(14):110-115.

[5]黄曼磊,李殿璞.船舶电站柴油发电机组的非线性数学模型[J].哈尔滨工程大学学报,2004,25(3):305-309.

[6]陈珩.同步电机运行基本原理与计算机算法[M].北京:水利电力出版社,1992:75-115.

[7]卢强,王仲鸿,韩英铎.输电系统最优控制[M].北京:科学出版社,1984:137-183.

[8]何蔚超,姚强.同步电机最优励磁控制系统的研究与仿真[J].电工电气,2011(7):9-14.

[9]王晶.电力系统的MATLAB/SINMULINK仿真与应用[M].西安:西安电子科技大学出版社,2008.

[10]张新波.移动电站最优励磁控制系统设计与仿真[D].郑州:郑州大学,2009.

[11]李仁东.电力系统励磁控制方法研究[D].南京:南京理工大学,2008.

励磁控制技术 篇4

随着发电厂自动化信息化水平的不断提高,要求励磁控制器稳定、可靠运行的同时,能够提供更丰富的人机界面和“人机和谐”的多维信息空间;新型网络技术的应用和管控一体化的趋势,要求励磁控制器能够连接到新的通信网络——以太网上。网络技术的应用给控制领域带来了全新的概念,使得系统的每个控制器不再工作于孤立的环境中,而是能够相互交换信息,从而实现系统的统一调度与安排,甚至可以进行远距离的遥控。这有利于提高机组效率,减少运行人员的工作量,以适应未来电站实现少人值守、无人值班的发展趋势[1]。本文基于美国TI公司TMS320F2812 DSP芯片,介绍了一种给数字式励磁控制器扩展网络接口的方法。

2 系统硬件电路

TMS320F2812是美国TI公司最新推出的32位定点DSP,是目前控制器领域最先进的处理器之一,其系统处理能力高达150MI/s,片上有丰富的外设资源,不同的片上标准通信端口可为主机、测试设备、显示器及其它组件提供简单方便的连接[2,3]。这些优势使TMS320F2812基本上提供了整套的片上系统,同时降低了板级空间及系统成本,实现了更简单、更高效和更经济的设计,在励磁控制应用领域展现出强大的功能和性能优势。

基于TMS320F2812 DSP的自动励磁控制装置的硬件结构如图1所示,整个系统主要由同步信号捕获单元、信号采集单元、主控制单元、脉冲触发单元、功率输出单元、人机界面单元、通讯单元等部分组成。

RTL8019AS性价比高,通过与DSP的结合大大拓宽了DSP的应用范围。带有以太网接口的励磁控制器可以通过双绞线与PC机构成一个高速局域网,并且可以通过PC机接入互联网,进一步提高励磁控制器的智能化水平,有利于发电厂管控一体化实现。

2.1RTL8019AS简介

RTL8019AS是Realtek公司生产的一种高度集成的全面支持IEEE802.3标准的以太网络控制器。RTL8019AS支持8位、16位、32位的微处理器,软件兼容NE2000,同时还支持微软公司的PnP规范。RTL8019AS的主要性能如下:

1)符合Ethernet II与IEEE802.3标准;

2)全双工,收发可同时达到10Mb/s的速率;

3)内置16kB的SRAM,用于收发缓冲,降低对主处理器的速度要求;

4)支持8/16位数据总线,8个中断申请线以及16个I/O基地址选择;

5)支持UTP,AUI,BNC,自动检测,还支持对10BASET拓扑结构的自动极性修正;

6)允许4个诊断LED引脚可编程输出;

7)100脚的PQFP封装,缩小了PCB尺寸。

RTL8019AS的内部有两块RAM区,一块16k字节,地址为:0x4000-0x7FFF;一块32字节,地址为0x000-0x001F,RAM按页存储,每256字节为一页,一般将RAM的前12页(即0x4000-0x4BFF)存储区作为发送缓冲区,后52页(即0x4C00-0x7FFF)存储区作为接收缓冲,第0页叫PROM页,只有32字节,地址为0x0000-0x001F,用于存储以太网物理地址。要接收和发送数据包就必须通过DMA读写RTL8019AS内部的16kBRAM。它实际上是双端口的RAM,是指有两套总线连接到该RAM,一套总线是RTL8019AS读或写该RAM,即本地DMA;另一套总线是DSP读或写该RAM,即远程DMA。

对主处理器来说RTL8019AS相当于一个向以太网收发数据的DMA控制器。分为远程DMA接口,本地DMA接口,MAC(介质访问控制)逻辑,数据编码解码逻辑和其他端口。MAC逻辑完成以下功能:当DSP向网上发送数据时,先将一帧数据通过远程DMA通道送到RTL8019AS中的发送缓存区,然后发出传送命令;当RTL8019AS完成了上一帧的发送后,再开始此帧的发送。RTL8019AS接收到的数据通过MAC比较,CRC校验后,由FIFO存到接收缓冲区,收满一帧后,以中断或寄存器标志的方式通知主处理器, FIFO逻辑对收发数据作16字节的缓冲,以减少对本地DMA请求的频率。

RTL8019AS具有32个输入输出地址,地址偏移量为00H-1FH,其中00H-0FH共16个地址,为寄存器地址,寄存器分为4页,选择哪一页由命令寄存器CR中的PS1,PS0位来决定。远程DMA地址包括10H-17H都可以用来做远程DMA端口,只要用其中的一个就可以了,复位端口包括18H-1FH共8个地址,功能一样,用于RTL8019AS复位。因此,本系统只用到上面地址中的18 个:00H-0FH为 16个寄存器地址,10H为DMA 地址,1FH为复位地址[4]。

2.2RTL8019AS与DSP的连接

由于TMS320F2812DSP没有I/O空间,所以把RTL8019AS的寄存器和DMA通道映射为DSP的外部存储器,这样我们就可以像访问DSP的外部RAM一样对RTL8019AS进行读写操作。DSP的总线电平是3.3V的,而RTL8019AS的接口电平是5V的,采用74LVTH16425对数据总线进行电平转换,选择以太网控制器的INT0中断输出,经过电平转换后连接到DSP的外部中断请求引脚INT1。另外,总线接口是与ISA总线兼容的,虽然不能与DSP的外部总线直接接口,但是只要进行一些简单的逻辑变换就可以了[5,6,7],如图2所示。

RTL8019AS网络接口控制器提供了3种与系统主CPU的接口方式:一是跳线模式;二是PnP模式;三是RT模式。本系统采用跳线模式,

通过将RTL8019AS的第65脚拉高实现。

RTL8019AS的中断由IRQS0,IRQS1和IRQS2决定,本系统采用中断方式判断网络芯片是否接收到数据,因此78~80引脚接低电平,选择INT0作为中断信号引脚。

RTL8019AS的IOCS16B引脚通过一个10kΩ的上拉电阻,使RTL8019AS工作在16位数据总线的模式。

2.3 RTL8019AS与传输介质的连接

RTL8019AS可与双绞线或同轴电缆连接,本系统采用双绞线连接,方法如图3所示。系统使用RJ-45接口,20F001N是双绞线驱动/接收器,内部也有2个传输变压器,以太网控制器提供两对差分信号TPIN±和TPOUT±经过网络变压器与传输介质相连。

3 系统软件设计

本系统主要是在基于DSP的励磁系统中实现TCP/IP协议栈,具体实现ARP,IP,ICMP,UDP等协议,数据传输通过以太网控制器完成。数据发送前,要对传输的数据进行协议封装,如图4所示。UDP耗用的系统资源少, 响应速度较快,在实际中应用广泛,当对UDP数据报封装时,首先为原始数据添加UDP头,包括源端口、目的端口、UDP数据长度和校验和,然后添加IP头,包括源IP地址、目的IP地址(32位)、IP数据长度和校验和,最后封装以太网IEEE802.3帧,包括源MAC地址、目的MAC地址和以太网帧长度。其中源MAC地址为本地物理地址(48位),由程序在初始化时设定,而IEEE802.3帧结构中的CRC校验由以太网硬件自动完成。

对于接收到的数据包,主处理器对其进行拆解,将解包得到的IP地址与本地地址相比较,同时进行校验和验证,如果IP一致,则接收该数据包,否则丢弃它。

程序主要由主函数、头文件和子函数组成。主函数负责完成对数据包进行处理,头文件定义DSP 存储器映射寄存器和程序中需要用到的一些变量,子函数实现具体的功能。在所有的接收函数中都是逐层解析各种协议的;而发送函数则相反,是逐层协议进行打包的,最后利用底层的发送函数进行发送,这些函数的基础是底层的接收与发送函数。利用VC++语言编写的UDP调试助手,可以将发送或接收的数据以文件的形式保存起来,供其他应用程序调用。

4 应用界面的设计

LabVIEW是虚拟仪器领域中最具代表性的图形化编程开发平台,主要应用于仪器控制,以及数据采集、分析和显示等领域,并适用于多种不同的操作系统平台。LabVIEW采用强大的图形化语言(G语言)编程,面向测试工程师而非专业程序员,编程非常方便,人机交互界面直观友好,具有强大的数据可视化分析和仪器控制能力等特点。在LabVIEW开发环境下,用户可以创建32位的编译程序,从而为常规的数据采集、测试、测量等任务提供更快的运行速度[8]。

本系统监测界面采用LabVIEW 8.2编写,LabVIEW 8.2是美国国家仪器有限公司(NI)日前宣布推出LabVIEW图形化开发平台的一个升级版本,将图形化编程方式扩展至测试和控制系统,从机架式测试解决方案扩展到自动化设备网络。该版本提供了一个简化的、可扩展的界面,用于在远程智能设备和系统间进行通信和同步。

LabVIEW 8.2的文件I/O控件和图表图形等控件方便易用,功能强大。使用它们编写的励磁信号显示界面,可以显示以文件形式保存的波形数据。

5 结论

以太网是目前最受欢迎的局域网之一,它组网方便, 相对于现场总线,不仅网络产品供应商众多、价格低廉,而且具有更好的开放性。本文将DSP技术和网络技术相结合,应用在励磁控制系统中,通过对该嵌入式以太网系统的调试,在实验室内完成了预期的通信功能,并取得了满意的结果。本系统采用以太网作为现场设备和上位机之间的通信网络平台,不仅性能高,实现便宜,而且可以实现远程上网的功能。

参考文献

[1]周雪松,康文广,马幼捷,等.现代励磁控制装置辅助功能的研究[J].水利水电技术,2006,37(8):65-67.

[2]苏奎峰,吕强,耿庆锋,等.TMS320F2812原理与开发.北京:电子工业出版社,2005:11-18.

[3] TMS320F2810,TMS320F2812 Digital Signal Processors DataManual Literature Number:SPRS174I Texas InstrumentsInc.2003.

[4] Realtek Inc.RTL8019AS Full-Duplex Ethernet Controllerwith Plug and Play Function(RealPNP),2000.

[5]黄键,陈刚,潘超军.TMS320F2812DSP与以太网接口的技术研究[J].工业控制计算机,2005,30(1):47-48.

[6]刘海峰.基于DSP的TCP/IP协议的应用研究[J].微电子学与计算机,2006,23(2):179-181.

[7]陈雪平,渠慎丰,谢刚.TMS320F206 DSP的以太网接口设计[J].微计算机信息,2006,22(5):156-158.

励磁控制技术 篇5

近年来,随着大容量、远距离串联补偿输电工程和高压直流输电工程不断增多,由此面临的次同步谐振/振荡(subsynchronous resonance/oscillation,SSR/SSO)问题受到了越来越多的研究和关注[1,2]。IEEE次同步谐振工作组曾提出一系列抑制措施[3],其中,通过同步发电机励磁系统实现的附加励磁阻尼控制器(supplementary excitation damping controller,SEDC)[4,5,6]得到了较多研究,并由GE公司在美国Navajo电站实施了工程应用[7]。应用结果表明,SEDC是一种抑制SSR/SSO经济且有效的措施。国内也开展了相关研究[8,9,10]和现场试验[11],初步试验结果显示了SEDC的有效性。

类似于电力系统稳定器(PSS),SEDC的控制输出也是通过叠加在励磁调节器原有控制信号上发挥作用[8,9]的。是否能与励磁系统原有功能互不影响,成为其应用的关键问题之一。目前,PSS已在国内外得到广泛采用,有关PSS与欠励限制[12]、强励(转子电流)限制、过无功限制、伏/赫(V/f)限制和调差控制等之间的相互影响和协调也得到了研究。文献[11]研究了在小扰动和大扰动情况下SEDC对励磁系统常规功能的影响,重点研究对强励功能的影响,但尚未能够全面研究SEDC与励磁系统各常规功能之间的相互影响。为此,本文基于实用励磁系统详细模型,采用RTDS搭建具有实际工程背景的研究系统,通过大量的RTDS仿真试验,研究了SEDC与励磁系统的各种限制、PSS、调差控制等的相互影响。

1 系统模型

本文励磁系统模型采用已在现场广泛应用的某励磁系统的详细数学模型,其基本模型如图1所示。

图中:Ut为机端电压;Uts为机端电压测量值;0.004 8为测量时间常数;Uref为电压给定值;UOEL为过无功限制输出;UUEL为欠励限制输出;UPSS为PSS的输出;Uc为调差控制输出;KP,KI,KD分别为比例、积分、微分参数;0.003 3为励磁系统自身时间常数;USEDC为SEDC控制输出;Uf为励磁电压;Ufmax和Ufmin分别为励磁电压上限、下限;Ti为时间常数;Gi为比例放大系数;i=1,2,…,m。

PSS模型采用IEEE 421.5标准中的标准2B模型[13]。

过无功限制器模型见附录A图A1。

欠励限制器模型见附录A图A2,欠励限制器考虑机端电压影响,一般数学表达式为:

$Q{}_{\text{c}\text{r}\text{e}\text{f}}=a{\rm P}{}_{\text{t}\text{s}}-bU{}_{\text{t}\text{s}}^2(1)$

式中:a和b为比例系数,均为正值;Qcref为欠励参考值;Pts为机端有功功率测量值。

强励限制模型包括转子电流反时限限制和瞬时强励限制,转子电流反时限限制采用热量累积算法,一般表达式为:

$10({\rm I}{}_{\text{L}{}_{\max }}^2-{\rm I}{}_{\text{L}{}_{\min }}^2)=t({\rm I}{}_{\text{L}}^2-{\rm I}{}_{L{}_{\min }}^2)(2)$

式中:IL为转子电流;ILmax为强励转子电流;ILmin为发电机组长期运行允许的负载转子电流,一般设置为1.1倍额定负载转子电流;t为强励时间。

瞬时强励限制设置2.1倍,2.2倍,2.3倍额定负载转子电流三段限制。调差控制模型考虑有功功率影响;V/f限制设置1.06倍,1.10倍,1.15倍三段限制。限于篇幅,不再一一列出。

2 机理分析

励磁系统模型一般由自动电压闭环调节(AVR)、PSS及各种限制、保护器组成。其中:AVR产生励磁电压的直流分量;PSS产生励磁电压的低频分量(一般是0.2～2.5 Hz),抑制系统可能产生的低频振荡模态;SEDC则产生励磁电压的次同步频率分量(一般是10～40 Hz),抑制系统可能产生的SSR模态。三者的控制输出在频域上是独立的,稳态下应该互不影响。

另一方面,励磁系统本质上是通过励磁电流形成的磁链对发电机进行控制。励磁绕组的电感参数一般较大,在次同步频率上的阻抗远大于直流和低频的阻抗,使得SEDC产生的励磁电流的次同步频率分量远小于AVR和PSS产生的直流和低频分量,不会对励磁系统原有功能造成显著影响。

在系统发生小扰动的情况下,励磁控制输出一般距离顶值尚有较大裕量。同时,小扰动激发的轴系扭振冲击一般较小,SEDC输出也较小,不会受到励磁顶值限制的影响;而在系统发生大扰动后的暂态过程中,励磁控制输出将可能达到顶值限幅并发生剧烈振荡,同时,SEDC由于轴系扭振冲击而有较大输出,可能对励磁系统原有功能造成影响,需要制订合理协调措施并仿真校验。

3 RTDS仿真研究

3.1 仿真系统及参数配置

研究系统采用具有实际工程背景的串联补偿输电系统[14],串补度取45%,其接线图如图2所示。

轴系模型采用RTDS自带的集中4质量块模型描述,即高压缸转子、低压缸转子A、低压缸转子B和发电机转子。经计算,轴系与电气系统存在耦合的3个次同步扭振模态,其频率分别约为15.13 Hz(模态1),26.01 Hz(模态2),30.52 Hz(模态3),其中模态2阻尼最弱。

仿真研究中,轴系的机械阻尼设置为0。SEDC模态滤波器采用4阶Butterworth带通滤波器。滤波器中心频率为受控模态的自然频率,带宽设置为中心频率的14%。SEDC补偿相位参数采用文献[14]所述方法确定,整定参数如表1所示。

励磁系统PID控制器参数KP,KI,KD分别设置为60,20,0,强励反时限限制参数设为2倍/10 s,过无功限制、欠励限制放大倍数均设为10,超前时间常数均设为0,滞后时间常数均设为60,动作参考值设置采用五点拟合,见表2。

3.2 强励限制与SEDC的相互影响

转子电流反时限限制器是指在任何运行工况下,限制磁场电流不超过允许值、防止转子过热的限制器。当励磁电流超过1.1倍额定磁场电流且小于强励顶值电流时,按照等效发热的原则,强励允许持续时间和强励电流值按反时限规律确定。瞬时强励限制指最大励磁电流限制,即在任何运行工况下,瞬时限制磁场电流不超过磁场顶值电流。

该组仿真设置的扰动为机端升压变压器高压侧母线三相接地故障,对地阻抗1 Ω,0.09 s后故障线路切除。

为避免SEDC对励磁强励限制功能的不利影响,本文为SEDC设置了动态限幅措施,即励磁输出的顶值范围减去励磁实时输出得到差值作为SEDC输出的限幅值。这样,在机组需要励磁强励时,SEDC输出被动态减小,从而保证机组电压及时恢复。当然,这会对SEDC的SSO抑制功能有部分影响,但是考虑到励磁强励功能对电网稳定的重要作用,且SEDC功能更多定位在较小扰动下的抑制作用[7],本文认为这样做是比较合理的。

图3为有/无SEDC时的机组轴系扭矩曲线。图中,THP-LPA为高压缸转子与低压缸转子A间的转矩,TLPA-LPB为低压缸转子A与低压缸转子B间的转矩,TLPB-GEN为低压缸转子B与发电机转子间的转矩。可以看出,无SEDC时,系统在扰动后轴系扭矩出现了发散现象,失去稳定;而投入SEDC后,系统变为稳定。

图4是SEDC输出,可以看到在故障的初始阶段,当励磁电压达到顶值时,SEDC的输出被动态置为0,即实现了本文的SEDC动态限幅设计。

图5给出了有/无SEDC时的机端电压。可见,在实施动态限幅策略后,SEDC的投入对故障后机端电压的恢复基本没有影响。

有/无SEDC时的励磁电压见图6(其频谱见附录A图A3)。

经对励磁电压的频谱分析计算得知,投入SEDC后,励磁电压的直流分量只减小了0.2%(由4.362 0减小到4.353 4),因此在采取动态限幅措施后,SEDC的投入不会影响励磁的强励功能。

3.3 欠励限制与SEDC的相互影响

欠励限制器是当发电机进相运行时,为防止励磁电流过度减少而设置的。它通过增加励磁电流,将发电机运行点限制在发电机稳定有功—无功(P-Q)曲线范围内,目的是防止稳定破坏,防止定子端部铁芯过热。

该组仿真设置的扰动为电压给定值3%下阶跃。图7给出了不投入SEDC和投入SEDC时的机组励磁响应结果。由图7可见,SEDC投入时,欠励动作的时刻相比SEDC未投入时稍有提前。这是因为SEDC输出的负的分量比正的分量绝对值稍微大些引起的。除此之外,SEDC的投入几乎不影响欠励限制功能。

图8给出了不投入SEDC和投入SEDC时的机组轴系响应结果。由图8可见,SEDC的投入使得该扰动所激起的微弱次同步振荡幅度逐渐减小。在欠励限制器动作的过程中(见图7(b)),SEDC的功能仍然正常(见图8(b)),也说明了欠励限制不影响SEDC功能。

需要说明的是,现场同样存在由于不断减磁(如误操作或限制器性能验证试验)导致欠励限制器动作的情况,本文同样进行了此工况下的仿真,研究结论同上,限于篇幅,不再一一列举。

3.4 PSS与SEDC的相互影响

PSS是励磁系统的附加功能,它借助于AVR控制励磁功率单元的输出来抑制同步电机的低频功率振荡。3.3节中的仿真结果已可以说明SEDC的投入与不投入对PSS功能基本没有影响(如图7中PSS的输出所示)。实际中,PSS一般在一定的有功功率值(大于发电机正常运行时的最小有功功率,一般设置为30%～40%额定有功功率)时才投入。本文设计的SEDC控制功能在机组并网后投入,解列后退出。因此,本节进行了PSS对SEDC功能的影响的仿真。扰动类型为电压给定值5%上阶跃。SEDC投入时,PSS不投入与投入的机组励磁和轴系响应结果表明:PSS的投入几乎不影响SEDC的功能,扰动所激起的较小SSO幅度均能逐渐减小(从SEDC的输出值变化情况也可以看出)(具体仿真结果见附录A图A4和图A5)。

3.5 调差控制、过无功限制及V/f限制与SEDC的相互影响

励磁系统的调差实际是指电压调差率或无功调差率。国家标准对电压调差率的定义是:发电机在功率因数等于0的情况下,无功电流从0变化到额定定子电流值时,发电机机端电压的变化率。它主要用于改善系统电压稳定性、改善发电厂间的无功分配。在调差控制与SEDC的相互影响仿真研究中,分别仿真了调差系数为-5%(设置的扰动为电压给定值1%上阶跃)和调差系数为5%(设置的扰动为电压给定值2%上、下阶跃)2种情况,发现SEDC的投入几乎不影响调差功能的动作,调差控制器的输出及动态过程均无明显变化。并且SEDC的投入使得该扰动所激起的SSO幅度逐渐减小。同时,在调差控制器动作的过程中,SEDC的功能仍然正常,说明了调差控制不影响SEDC功能。

过无功限制器是当发电机运行在滞相工况时,为防止励磁电流过度增大而设置的。它通过减小励磁电流,将发电机运行点限制在发电机P-Q曲线范围内,目的是防止发电机定子、转子过热。在过无功限制(指过无功功率延时限制,区别于3.2节中的强励限制)与SEDC的相互影响仿真研究中,设置的扰动类型为电压给定值3%上阶跃。发现投入与不投入SEDC时,过无功限制器均在同一时刻动作,过无功限制器输出的动态过程不变,并且SEDC的投入抑制了该扰动所激起的SSO。同时,在过无功限制器动作的过程中,SEDC的功能仍然正常,说明了过无功限制不影响SEDC功能。同样需要说明的是,现场同样存在由于不断增磁(如误操作或限制器性能验证试验)导致过无功限制器动作的情况,本文同样进行了此工况下的仿真,研究结论同上。

V/f限制指当机组频率降低到某一预定值后,根据频率减少而使被调电压按比例减少,其目的是防止同步电机转子过电流或变压器过磁通。在V/f限制与SEDC的相互影响仿真研究中,设置的扰动是电压给定值7%上阶跃,V/f限制动作值设置的是1.06倍额定值(考虑到正常运行时机端电压的上限为额定值的1.05倍)。发现投入与不投入SEDC时,V/f限制器均在同一时刻动作,电压给定值被压低到1.06倍额定值(此时机组频率为额定值)。可见SEDC的投入几乎不影响V/f限制功能的动作,并且使得该扰动所激起的SSO幅度逐渐收敛。同时,在V/f限制器动作的过程中,SEDC的功能仍然正常,说明V/f限制不影响SEDC功能。

4 结论

本文采用RTDS,基于已在现场广泛应用的某励磁系统详细模型,研究了SEDC与励磁系统各限制、PSS、调差控制等的相互影响,通过大量的仿真试验结果可以得到以下结论:

1)通过设置SEDC与励磁强励的协调措施(对SEDC输出的动态限幅),可以使SEDC不影响励磁系统的强励功能。

2)SEDC对励磁系统的欠励限制、PSS、调差控制、过无功限制、V/f限制等功能影响很小,可以忽略不计。

3)除强励限制外,励磁其余常规功能对SEDC基本没有影响。

本文研究得到了上海交通大学电子信息与电气工程学院王西田老师的帮助和指导,特此致谢。

附录见本刊网络版(http://aeps.sgepri.sgcc.com.cn/aeps/ch/index.aspx)。

基于目标全息反馈的励磁滑模控制 篇6

励磁控制系统作为现代电力系统的不可或缺的部分,在维持电力功角系统稳定,抑制电压波动方面起着重要作用。在以往的设计思路中,微分几何理论作为一种严密的数学理论能将仿射非线性系统转化为Brunovsky标准型,从而为精确线性化提供了有利的条件,也得到广泛的应用。文献[1,2,3,4,5]分别从电力系统的各个角度证明了微分几何理论在不同机电控制系统中的有效性。但基于微分几何理论的设计方法中控制目标的选取需满足特定的条件,因此其控制目标选取缺乏一定的灵活性,无法完全满足实际需要。文献[7]提出了目标全息反馈法,通过严谨的数学证明,将系统运行时的发电机电磁功率,机端电压和角速度作为状态变量置于统一的状态方程组中,克服了微分几何理论中无法灵活选取状态变量的缺点。文献[6,7,8]的结果证明了目标全息反馈法的有效性。另外,直接基于微分几何理论的反馈线性化要求系统的参数完整,而实际中的参数总是含有一定的不确定性,就给直接基于微分几何法的应用带来一定的困难。

本文首先通过目标全息反馈法选取实际中比较关注的变量组成全新的Brunovsky标准型的状态方程组,接着按照最优反馈法得到滑模控制部分状态反馈的表达式;最后通过仿真验证本文方法的有效性。

1单机无穷大系统数学模型

发电机单机无穷大系统的三阶模型为

$\{\begin{array}{l}\delta {}^{\&}=\omega {}_0(\omega -1)\\ \omega {}^{\&}=\frac{1}{{\rm T}{}_J}({\rm P}{}_m-{\rm P}{}_e-D(\omega -1))\\ E{}_q^{{\&}^{\prime }}=-\frac{x{}_{d{\displaystyle \sum }}}{{\rm T}{}_{d0}^{´}x{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}}E{}_q^{´}+\frac{(x{}_d-x{}_d^{´})U{}_s\cos \delta }{{\rm T}{}_{d0}^{´}x{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}}+\frac{1}{{\rm T}{}_{d0}^{´}}E{}_f\end{array}(1)$

其中:${\rm P}{}_e=\frac{E{}_q^{´}U{}_s}{X{}_{d{\displaystyle \sum }}}\sin \delta +U{}_S^2\frac{X{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}-X{}_{d{\displaystyle \sum }}}{2X{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}X{}_{d{\displaystyle \sum }}}\sin 2\delta$

式中:δ为发电机功角;ω为发电机转速;ω0为发电机的稳态转速;TJ为机械转动惯量;D为机械阻尼系数;Pm为原动机机械功率;Pe为发电机电磁功率;E′q为q轴暂态电势;Ef为励磁的控制输入;T′d0为发电机定子开路时励磁绕组的时间常数;Ut为发电机机端电压;US为无穷大母线电压;xd为发电机的d轴同步电抗;xd∑为计入了输电系统总电抗后的d轴总同步电抗;x′d为发电机d轴暂态电抗;x′d∑为计入了输电系统总电抗后的d轴暂态总电抗。式(1)中除了δ的单位为弧度以外,其余的均为标幺值。

2目标全息反馈法

对于如下的标准形式的仿射非线性系统

式中:x为系统的状态变量;y=h(x),为输出向量;u为控制变量。

如果y是式(2)输出量期望跟踪的目标,则可以得到多目标方程为

ei=yi-yir(i=1,2L,n) , (3)

要想解决式(2)所表示系统的多目标跟踪问题,在多目标方程式(3)中,寻找某输出量yi与式(1)具有一阶关系度,并把该量标记为ym,于是有

y&=Lfhm(x)+LgL0fhm(x)u (4)

综合式(3)和(4),我们可以得到下面的方程

Z&=AZ+Bv (5)

式中v=Lfhm(x)+LgL0fhm(x)u-y&my,A和B为Brunovsky标准型,Z=[e1,e2L,em]T。

经过上述变换之后,系统原来的非线性因素都被变换到虚拟控制输入v中。

3滑模控制

滑模控制的主要目的是使状态轨迹达到预定的滑模面上,并沿着它收敛到状态原点。

对于如下的定常系统

x&=Ax+Bu (6)

其中A,B为n×n,n×1定常矩阵,x为状态变量,u为控制输入。

其对应的切换面为

s=CTx (7)

式中CT为定常的n维行向量。滑模控制器的设计的主要任务之一就是行向量C的确定。

滑模变结构控制在滑动模态下会产生高频抖振,为了减弱抖振采用趋近率的方法,本文采用指数趋近率的形式:

s&=-εsign(s)-ks,k>0,ε>0 ; (8)

同时(8)求导可得

s&=CTx&=CT(Ax+Bu) ; (9)

联立式(8)和(9)式可得

$u=\frac{1}{C{}^{{\rm T}}B}(-C{}^{{\rm T}}Ax-\epsilon sign(s)-ks)$。 (10)

合理地选择参数ε和k能够保证滑动模态的动态品质以及减弱控制信号的高频抖振。

为了更好地处理滑模控制出现的高频抖振问题,本文采用准滑动模态控制原理,即用饱和函数sat(s)代替滑动模态中的符号函数sign(s),sat(s)的表达式为[9]

$sat(s)=\{\begin{array}{l}1,s＞\text{Δ}\\ \frac{1}{\text{Δ}},|s|\le \text{Δ}\\ -1,s＜-\text{Δ}\end{array}$

其中:Δ为边界层。

对于经过反馈线性化之后的式(2)所表示的系统,可以通过式(10)求得其反馈增益。在这里用u0来表示经过反馈线性化之后的控制输入,其表达式为

$u{}_0=\frac{1}{C{}^{{\rm T}}B}(-C{}^{{\rm T}}Ax-\epsilon sat(s)-ks)(11)$

综合式(5)、(10)和(11),我们可以得出励磁控制输入的表达式为

$u=\frac{u{}_0-C{}_{v1}}{C{}_{v2}}$。 (12)

4设计步骤

4.1 首先应用目标全息反馈法在单机无穷大系统选取期望的跟踪值ei=[Pe-Pe0,ω-ω0,Ut-Ut0]T,(i=1,2,3),v=Cv1+Cv2Ef,

其中:

$\begin{array}{l}C{}_{v1}=\frac{1}{U{}_t}[\left(\frac{x{}_{q}U{}_s\cos \delta }{x{}_{q{\displaystyle \sum }}}-\frac{x{}_d^{´}U{}_s\sin \delta }{x{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}}\right)(\omega -1)\omega {}_0-\frac{(x^{\prime }{}_{d{\displaystyle \sum }}-x{}_d^{´})x{}_{d{\displaystyle \sum }}}{x{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}{\rm T}{}_{d0}^{´}\sin \delta }{\rm P}{}_e+(x{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}-x{}_d^{´})x{}_{d{\displaystyle \sum }}\times \frac{(x{}_d^{´}-x{}_q)U{}_s\cos \delta }{(x{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}){}^2{\rm T}{}_{d0}^{´}x{}_{q{\displaystyle \sum }}}{\rm P}{}_e+\\ \frac{(x{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}-x{}_d^{´})(x{}_d-x{}_d^{´})}{(x{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}){}^2{\rm T}{}_{d0}^{´}}U{}_s\cos \delta 2〗;\end{array}$

$C{}_{v2}=\frac{x{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}-x{}_d^{´}}{U{}_{t}x{}_{d{\displaystyle \sum }}^{´}{\rm T}{}_{d0}^{´}}.$

得到需要的Brunovsky标准型,系统中所有的非线性因素归结到含有机端电压的状态方程中。

4.2 应用最优控制法设计经过反馈线性化之后的控制变量

$u=\frac{1}{C{}_{v2}C{}^{{\rm T}}B}(-C{}^{{\rm T}}Ax-\epsilon sat(s)-ks)-\frac{C{}_{v1}}{C{}_{v2}}$。

5仿真分析

本文算例中单机无穷大系统的主要参数为Xd=1.305,X′d=0.293,XT=0.115,H=3.2,T′d0=4.45,D=0,Pe0=0.751 6,δ0=0.338 3,Ut0=1.00,Us0=1.0,ω0=377rad/s。

考虑到实际中物理元件的承受能力,设置了励磁限幅作用,上下限值分别为±11.5。

分别采用以下两种励磁控制器:

a. AVR+PSS,励磁系统AVR采用机端电压的偏差值作为输入信号,PSS采用转速的偏差作为输入信号。

b. 本文设计的励磁控制器,滑模切换面的参数通过文献[16]提出的方法得到:

s=c1e1+c2e2+e3

其中:c1=0.33,c2=-26.3,k=61.3,Δ=0.2,ε=2.

5.1原动机输入扰动

在0.1 s时,原动机的输入功率Pe发生10%的阶跃扰动,动态响应曲线分别如图1所示,其中实线代表本文提出励磁控制器,虚线则对应AVR+PSS控制器。

从图1可以看出,在两种不同励磁控制器用下,缩短了机端电压和电磁功率的调节时间。从仿真曲线上看,本文提出的励磁控制器使得功率振荡受到一定的抑制,而且减少了机端电压的高频波动。因此该励磁控制器能够改善了系统的小干扰稳定性。

5.2三相短路扰动

故障2为输电线路0.1 s时发生瞬时的三相短路,持续时间为0.1 s。功角δ、角速度ω、发电机有功功率Pe、机端电压Ut的动态响应曲线分别如图2所示。

从图2可以看出,在两种不同励磁控制器用下,除了本文功角曲线的幅值略大于AVR+PSS外,其他的三个均小于AVR+PSS。并且从仿真曲线上看,本文提出的励磁控制器使状态变量有效地抑制了振荡幅值,减少了调节时间,同时电压的高频振荡也得到明显的抑制。因此该励磁控制器也可以改善系统的暂态稳定性。

6结论

本文将目标全息反馈和滑模控制应用于发电机的励磁系统控制,其中目标全息反馈可以灵活地选取系统较为关心的指标作为系统的状态变量,实现协调了系统的协调控制。反馈线性化之后的滑模面参数可以使用最优反馈法整定,规范了参数的选择过程,同时也降低了参数选择的难度。仿真结果证明了上述方法的有效性。

摘要：应用目标全息反馈法将系统中非线性因素转换到含有控制输入的状态方程中,转换后的系统中非线性因素转移到最后一阶方程中,然后使用最优反馈法来求得系统的滑模切换面的行向量。为抑制滑模控制器可能出现的抖振现象,故用饱和函数取代了符号函数。最后MATLAB的仿真结果证明了该方法的有效性。

关键词：目标全息反馈,布鲁克斯标准型,反馈线性化,滑模控制

参考文献

[1]周双喜,汪兴盛.基于直接反馈线性化的非线性励磁控制器[J].中国电机工程学报,1995,15(4):281-288.

[2]高朝晖,林辉,张晓斌.Boost变换器带恒功率负载状态反馈精确线性化与最优跟踪控制计算研究[J].中国电机工程学报,2007,27(13):70-75.

[3]颜伟,吴文胜,华智明,等.SSSC非线性控制的直接反馈线性化方法[J].中国电机工程学报,2003,23(3):65-68.

[4]张春朋,林飞,宋文超,等.基于直接反馈线性化的异步电动机非线性控制[J].中国电机工程学报,2003,23(2):99-102,107.

[5]曹建荣,虞烈,谢友柏.磁悬浮电动机的状态反馈线性化控制[J].中国电机工程学报,2001,21(9):22-26.

[6]刘辉,李啸骢,韦化.基于目标全息反馈法的单输入多输出控制系统极点配置[J].中国电机工程学报,2008,28(4):59-64.

[7]刘辉,李啸骢,韦化.基于目标全息反馈的发电机非线性综合控制设计[J].中国电机工程学报,2007,27(4):21-25.

[8]刘辉,李啸骢,韦化.基于目标全息反馈法的发电机非线性励磁控制器设计[J].中国电机工程学报,2007,27(1):14-18.

[9]韩绪鹏,李志民,孙勇,等.基于反馈线性化的TCSC滑模控制[J].控制工程,2010 17(4):51-54.

励磁控制变烧坏原因的分析与改进 篇7

1 事故概述

团滩河水力发电站是贵州电网都匀供电局主力电站之一, 装机容量2×3000kW, 2010年6月13日10时45分, 35kV团大线 (联网线路) 因雷击速断跳闸, 2台机组同时甩负荷, 11点05分电网恢复送电。该电站运行人员在并网发电操作过程中, 2号发电机励磁控制变压器B3在启励并网时烧坏, 维护人员经检查励磁系统无异常, 便启用备用控制变压器, 但是在并网时再次发生烧坏事故, 经再次对励磁系统检查仍无异常, 于是上报该局生产技术部门处理。

2 励磁系统介绍

该电站发电机组采取机端自励磁方式, 整个系统主要由励磁变压器、励磁控制柜、励磁整流柜等3个部分组成。

(1) 励磁变压器。为油浸自冷隔离变, 安装在副厂房励磁变室, 将发电机端出口电压由6.3kV降到130V, 送到励磁整流功率柜。

(2) 励磁控制柜。主要由电子控制元件与B1、B2、B3共3台励磁控制变压器组成。其中:B1、B2将来自机端与电网的电压进行电气隔离与降压, 作为控制信号供电子控制测量单元使用;B3接入厂用400V三相交流系统, 作为发电机启励电源和励磁控制电源。整个装置的主要作用是发电机开机启励、运行中励磁电流调节及停机灭磁。

(3) 励磁整流柜。接受励磁控制柜发出的指令, 将来自励磁变压器的交流电源通过晶闸管转变为直流电源, 经磁场断路器与电缆送入发电机转子绕组。

3 故障原因分析

结合事故经过, 根据控制原理分析:B3在启励过程中, 除了向励磁控制系统中的电子元件提供工作电源之外, 同时还作为发电机启励电源。因转子绕组的直流电阻较小 (仅0.15Ω) , 对B3而言, 在启励瞬间相当于短路运行。而且近期2台机组在启励的时候, 不像新投运时“点一下”启励按钮就实现了机组建压, 而是需要长时间 (好几秒钟) 按下启励按钮才能使机组建压。最后得出结论:发电机组随着运行年限增加, 铁芯导磁性能越来越差, 在短时间内不能建立起有效的磁场, 所以运行人员不得不长时间按下启励按钮, 从而使B3短路运行时间较长而被烧毁。为进一步验证分析结果是否正确, 对烧毁的第一台控制变压器进行解剖, 发现低压侧 (380V) 及启励绕组被严重烧坏 (其它部分未烧坏) 。

4 改进措施

为有效防止B3在启励时不被烧坏, 初步拟定4个解决方案:方案一, 不允许长时间按下启励按钮;方案二, 增大B3的容量, 提高B3短路能力;方案三, 断开B3与发电机转子绕组联接, 另引启励电源, 确保B3安全;方案四, 利用超级电容的强大储能功能, 在B3启励绕组出口端增设超级电容储能, 减少B3在启励时的输出电流。经对上述方案讨论认为:方案一不可行, 时间过短发电机根本无法启励;方案二受控制变压器的铁芯尺寸限制, 不可能增大容量;方案三因无法铺设导线而不能实施;最后选定方案四为实施方案。具体措施:在B3出线端子与直流接触器LC主触点之间, 增设三相全桥整流和超级储能电容。具体操作见图1所示。

在正常情况下, 三相交流经桥式整流变成直流, 向超级电容C1~C3充电。由于C1~C3的容量特别大 (3×HCAP-M/600F) , 在刚开始充电时电流特别大, 为防止在充电过程中因电流过大烧坏B3, 增设一个限流电阻R2 (线绕式电阻) 。R1与V7构成充电指示回路, 随着充电时间延长, 超级电容C1~C3两端电压逐渐升高, V7两端电压逐渐降低, 发光二极管 (V7) 由亮逐渐熄灭, 提醒运行人员, 超级电容储能完毕!当发电机启励时, 按下启励按钮, 直流接触器常开触点LC—5/6闭合, 超级电容 (C1~C3) 与B3并列, 同时向发电机转子提供启励电流。由于二极管只能单向导电, 因而反向接入V8, 从而实现超级电容放电时, 电流不经过限流电阻R2, 而是通过V8向转子充电。同时, B3由两相接入改三相接入, 有效减少A、B相的电流, 在一定程度上降低了B3被烧坏的风险。

5 结束语

励磁系统中高压侧电压控制的优化 篇8

发电机励磁系统中高压侧电压控制即负调差控制, 是保证电力系统中无功合理分配和提高电压质量的关键参数。该参数不仅涉及到电力系统的无功分配和电压质量, 而且也影响发电机同步转矩和阻尼转矩。迄今为止, 对于发电机励磁系统调差系数的确定, 一直没有明确的设置标准和依据。

发电机励磁控制系统中高压侧电压控制和负荷补偿系数的基本概念是一致的[1]。发电机高压侧电压反馈励磁控制器的实现是通过反馈发电机端电压、无功电流和升压变压器电抗综合完成的[2]。HSVC与常规励磁控制相比, 能更有效地提高电力系统的同步转矩和维持较高的电压水平, 提高输电线路的传输能力和改善动态电压稳定性[2,3]。由于缩短了电源和系统之间的电气距离, 因此在提高系统传输能力的同时, 也改善了系统的功角稳定性[4,5]。在国内外已有成功应用的例子, 并取得了良好的效果[6]。

1 高压侧电压控制的基本原理

高压侧电压控制是以控制发电机机端以外某点 (如升压变压器内一点或高压侧) 电压恒定为目标, 以达到提高电压稳定性的目的。高压侧电压控制与线路压降补偿以及负调差在原理是一致的。高压侧电压控制不需要从升压变压器内部直接取反馈信号进行控制, 而是取发电机机端电压与无功电流的组合值, 即通过计算VHr=Vt-IQ (XT-X0) 反馈到自动电压调节器AVR。其控制系统结构如图1所示。

以图2所示单机-无穷大系统为例进行说明, 其等值电路如图3所示。图3中所示各变量均取标么值。设升压变压器内部距高压侧电抗为X0处, 电压为VH, IQ是发电机发出的无功电流, 令:

Xe=XL+XT, Xd∑=XE+Xd

高压侧控制的目标是控制VHr恒定:

VHr=Vt-IQ (XT-X0) (1)

当X0=0时, 就是控制升压变压器高压侧电压恒定;当X0=XT时, 就是控制发电机机端电压恒定; 当0

2 高压侧电压控制的数学模型

发电机励磁控制调差系数可以影响系统的电压水平及无功潮流分布。合理设置变压器的补偿系数能够优化系统无功潮流分布, 降低系统网损。励磁控制采用高压侧电压控制时, 在AVR前端串联调差环节以控制升压变压器内部某点的电压为恒定值。在潮流计算中可认为该电压恒定点为PV节点, 通过补偿后的升压变压器接到系统中。为了确定系统中各台机组的补偿量, 以系统网损最小为优化目标, 以电压恒定点距离高压侧的阻抗X0为控制变量进行优化计算。这是一个典型的非线性规划问题。

其数学模型目标函数为系统的有功网损:

undefined

潮流约束条件:

undefined

不等式约束就是变压器的补偿系数:

0

为了寻找变压器负荷补偿系数XT0的最优解, 根据高压侧电压控制的原理, TT0的变化引起了机端电压的变化;反过来机端电压的变化就是XT0的变化, 也就是说在机端电压控制的范围内和不越限的情况下使得有功网损最小时, 也是变压器负荷补偿系数XT0的最优值。可以通过最优潮流方法优化发电机机端电压和发电机无功, 进而得到网损最小的潮流解, 最终得到最优的XT0;采用发电机无功为控制变量, 电力系统各节点u、θ为状态变量, 这就将问题转化成了系统无功优化的问题, 符合了工程实际, 即不等式约束就变成了:

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3 路径跟踪内点法

自1949年Dantzig提出求解线性规划问题的单纯形法以来, 单纯形法及其变型一直是实际应用中极其有效的计算方法。1984年, Karmarkar提出了线性规划的一个新算法。该方法不仅可从复杂性理论上证明是多项式时间算法, 而且在实际计算中也显示出可与单纯形法竞争的巨大潜力。与单纯形沿着可行域边界寻优不同, Karmarkar算法是建立在单纯形结构之上的, 它从初始内点出发, 沿着最速下降方向, 从可行域内部直接走向最优解。因此, Karmarkar算法也被称为内点法。由于是在可行域内部寻优, 故对于大规模线性规划问题, 当约束条件和变量数目增加时, 内点法的迭代次数变化较少, 收敛性和计算速度均优于单纯形法。

路径跟踪内点法, 又称为跟踪中心轨迹法。该方法将对数壁垒函数与牛顿法结合起来应用到线性规划问题, 已从理论上证明具有多项式时间复杂性。该方法收敛迅速, 鲁棒性强, 对初值的选择不敏感, 现已被推广应用到二次规划领域[7], 正被进一步发展为从复杂性角度研究一般非线性规划的内点算法, 是目前最有发展潜力的一类内点算法。

4 算法的实现

采用MATLAB语言编制算法程序, 优化算法采用路径跟踪内点算法。算法流程如下:

a.读入网络基本参数:包括母线数据, 支路数据变压器数据, 发电机、负荷的功率等;读入优化所需数据包括:控制变量和状态变量, 控制变量和状态变量的上下限约束等;潮流计算:计算各节点电压以及系统功率分布。在满足约束条件下判断网损改变量是否满足收敛精度, 若小于收敛精度计算结束, 输出最优解;否则调整线性化步长限制。

b.设置线性化步长限制, 判断约束是否超出限制范围若超出修正, 置k=0。

c.建立无功优化线性化模型, 给出内点法收敛精度, 给定合适的加速因子的值, 采用路径跟踪内点法求解无功优化线性化模型。

d.根据上一步所得的结果修正控制变量的值。置k=k+1转第二步。

e.给定高压侧电压恒定值, 根据无功优化的结果求出待优化的调差系数。

5 电网应用

5.1 系统结构简介

把该算法应用到IEEE-30节点系统中, 该系统具有30个节点, 6台发电机, 其结构如图4所示, 对6台发电机的高压侧电压控制调差系数进行优化计算。

5.2 优化结果

通过优化结果, 在优化完成的发电机无功和电压的基础上, 选择高压侧电压恒定值为1.01, 即励磁电压的参考值, 可得到发电机的高压侧电压控制调差系数见表1。

5.3 网损分析

以系统有功网损为优化目标, 对励磁调差系数进行优化, 从而改善了系统的电压水平和无功潮流分布。采用优化高压侧电压控制的调差系数后, 系统在大运行方式下的网损见表2。

表2数据表明:优化后的调差系数有效地降低了系统网损。

参考文献

[1]孙元章, 贾宇, 程林, 等.发电机励磁控制中负荷补偿系数的优化[J], 中国电机工程学报, 2006, 26 (23) :20-24.

[2]王琦, 朱凌志, 安宁, 等.采用先进的高压侧电压控制改善电压稳定性[J].清华大学学报, 2004, 44 (1) :102-105.

[3]孙元章, 姚小寅, 刘峰.二级电压控制对电力系统稳定性的影响[J].中国电机工程学报, 2000, 20 (2) :28-32.

[4]王琦, 周双喜, 朱凌志.采用高压侧电压控制发送系统的角度稳定性[J].电网技术, 2003, 27 (6) :19-21.

[5]周晓渊, 邱家驹, 陈新琪.高压侧电压控制对单机-无穷大系统稳定性的影响[J].中国电机工程学报, 2003, 23 (1) :60-63.