并联补偿

并联补偿（共7篇）

并联补偿 篇1

1 电容器故障类型

1 kV及以上电压的并联补偿电容器常见故障及异常运行方式有: (1) 电容器组和断路器之间的连接线短路; (2) 电容器内部故障及其引出线短路; (3) 如电容器组由若干个电容器并联及串联组成, 且在每个电容器上装有熔断器, 则当一部分电容器因故障切除后, 其余电容器上电压升高幅值可能超过允许值; (4) 电容器组的单相接地故障等。

2 保护配置及作用

(1) 电流速断保护:切除电容器组和断路器之间连线上的短路故障。

(2) 定时限过电流保护:防止电容器因谐波造成过负荷运行。

(3) 过电压保护:系统工频过电压的保护。

(4) 低电压保护:电源全停时, 断开电容器组, 以免恢复送电时产生高电压, 危害电容器及变电所其他设备。

(5) 电容器组的不平衡保护:应用于电容器内部故障。

(1) 电容器组为单星形接线且每相可接成4个平衡臂的桥路时, 常用电桥式差电流保护; (2) 电容器组为双星形接线时, 常用中性线不平衡电流保护; (3) 电容器组为三角形接线且每相为两组电容器并联时, 常用横差动电流保护; (4) 电容器组为单三角形接线时, 常用零序电流保护; (5) 电容器组为单星形接线且每相由2组电容器串联组成时, 常用电压差动保护; (6) 电容器组为双星形接线时, 常用中性线不平衡电压保护; (7) 电容器组为单星形接线时, 常用零序电压保护。

3 保护整定原则

3.1 电流速断保护

(1) 速断保护电流定值按电容器端部引线故障时具备足够的灵敏系数整定, 一般整定为3～5倍额定电流。

(2) 考虑电容器投入过渡过程的影响, 保护动作时间一般整定为0.1～0.2 s。

(3) 在电容器端部引出线发生故障时灵敏系数不小于2。

3.2 过电流保护

(1) 过电流保护应为三相式。

(2) 电流定值应可靠躲过电容器组的额定电流, 一般整定为1.5～2.0倍额定电流。

(3) 保护动作时间一般整定为0.3～1.0 s。

3.3 过电压保护

(1) 过电压保护定值应按电容器端电压不长时间超过1.1倍电容器额定电压的原则整定, 或根据电容器生产厂家所提供技术说明书中的允许过电压技术参数整定。

(2) 保护动作的时间应不超过60 s。

(3) 过电压保护可根据实际情况选择跳闸或发信号。

(4) 过电压继电器宜有较高的返回系数。

(5) 过电压继电器宜优先选用带有反时限特性的电压继电器。

3.4 低电压保护

(1) 低电压定值应能保证保护装置在电容器所接母线失压后可靠动作, 而在母线电压恢复正常后可靠返回。

(2) 保护动作时间应与本侧出线保护时间配合, 同时应考虑与各级备用电源自动投入装置的跳、合闸时间配合, 以防止失压电容器再次充电造成电容器损坏或二次侧熔断器熔断。

3.5 单星形接线电容器组电压差动保护

差动电压定值按部分单台电容器 (或单台电容器内小电容元件) 切除或击穿后, 故障相其余单台电容器所承受的电压不长期超过1.1倍额定电压的原则整定;同时, 还应可靠躲过电容器组正常运行时的不平衡电压。动作时间一般可整定为0.1～0.2 s。

电容器组正常运行时的不平衡电压应满足厂家要求和安装规程的规定。

3.6 单星形接线电容器组的开口三角电压保护

电压定值按部分单台电容器 (或单台电容器内小电容元件) 切除或击穿后, 故障相其余单台电容器所承受的电压 (或单台电容器内小电容元件) 不长期超过1.1倍额定电压的原则整定;同时, 还应可靠躲过电容器组正常运行时的不平衡电压。动作时间一般整定为0.1～0.2 s。

电容器组正常运行时的不平衡电压应满足厂家要求和安装规程的规定。

3.7 双星形接线电容器组的中性线不平衡电流保护

电流定值按部分单台电容器 (或单台电容器内小电容元件) 切除或击穿后, 故障相其余单台电容器 (或单台电容器内小电容元件) 所承受的电压不长期超过1.1倍额定电压的原则整定;同时, 还应可靠躲过电容器组正常运行时中性点间流过的不平衡电流。动作时间一般整定为0.1～0.2 s。

电容器组正常运行时中性点间流过的不平衡电流应满足厂家要求和安装规程的规定。

为保证可靠性, 在电容器投运后, 可以实际测试回路中的不平衡电压或电流, 以确定保护定值是否满足实际运行要求。

并联补偿 篇2

并联型有源电力滤波器具有实时补偿谐波和无功,不易与电网阻抗谐振及不受电网频率波动影响等优点。但因其造价高,特别是容量问题,一直制约其广泛应用。虽然大容量APF的研究已经取得了不少成果,如采用多电平级联方案或多重化主电路结构, 以及与LC电路构成混合型APF等, 但这些方案都难免存在结构复杂、控制繁琐、实时性变差及启停投切费用高等问题,所以采用多台小容量的并联APF是切实可行的办法[1,2,3]。

本文采用截断限流补偿控制方法, 使得单台小容量APF能安全运行于大谐波容量系统中,不过流并发挥补偿作用。在此基础上对滤波器的参数设计和多台有源电力滤波器实际工程应用问题进行研究。通过两台有源电力滤波器并联运行,验证了该控制策略和系统设计的可行性。

1 结构化及N+1冗余设计

结构化并联数字控制有源电力滤波器系统结构如图1所示。它采用模块化结构、N+1冗余控制。每台模块的结构完全相同,在并联补偿系统中的地位和作用完全相同。N+1冗余控制即N+1台有源电力滤波器模块并联补偿非线性负载,当一台模块故障退出时,其余N台有源电力滤波器模块仍然能够正常工作,并且,基于现场更新的均流控制策略,整个并联补偿系统仍然能够正常补偿非线性负载产生的谐波电流。

需要指出,由于APF实时性要求较高,因此,对某台APF补偿的控制实际由DSP控制单元完成,而上层控制器只对APF投切,补偿容量分配等起协调作用。DSP控制单元主要完成均流控制、限流控制、谐波抽取、电流指令合成等。上层控制器主要功能是监控有源电力滤波器模块的运行状态、故障监视以及APF投切控制,并且完成与DSP控制单元通讯控制,通讯方式采用CAN总线的方式。

2 截断限流控制策略

当系统非线性负荷容量变化很大,或发生短路或断路故障时,APF都将过流。为保证其安全运行, 常采用封锁功率开关器件触发脉冲的保护措施。然而脉冲封锁期间APF将停止工作,无法进行补偿。另外,若采用脉冲封锁措施,则单台小容量APF将无法投运于大谐波容量系统中, 不能发挥补偿作用。

一般,APF实际输出的补偿电流将严格跟踪参考电流。因此,可从参考电流角度提出一种限流补偿策略——截断限流补偿, 即将参考电流iref超过APF补偿极限Imax的部分截断,将其限制在Imax,不超过的部分不变。处理后的参考电流iref_为

$i{}_{\text{r}\text{e}\text{f}\_}=\{\begin{array}{l}-{\rm I}{}_{\max }i{}_{\text{r}\text{e}\text{f}}\le -{\rm I}{}_{\max }\\ i{}_{\text{r}\text{e}\text{f}}-{\rm I}{}_{\max }<i{}_{\text{r}\text{e}\text{f}}<{\rm I}{}_{\max }\\ {\rm I}{}_{\max }i{}_{\text{r}\text{e}\text{f}}\ge {\rm I}{}_{\max }\end{array}(1)$

式中:iref为检测到的参考电流;iref_为经截断限流处理的参考电流;Imax为APF补偿极限。

截断限流补偿方式并未增加控制的复杂程度,仅对原参考电流iref进行简单的比较限幅处理, 即得限幅参考电流iref_,APF实际补偿电流iF按iref_跟踪即可。iref和iref_两者关系见图2。

由上述分析, 截断限流控制是多台APF能够投切控制和联合运行的基础和保障。

3 有源电力滤波器交流侧高频无源滤波器设计

本文采用图3所示的交流侧无源滤波器结构,它常被称为二阶高通滤波器,具有电阻损耗较小、在很宽的频带上具有低阻抗值的特点。下面结合电容无功容量限制、开关纹波抑制、滤波支路工频电流分配等设计交流侧无源滤波器参数。

3.1 电容值设计

滤波电容Cf越大,对开关纹波的滤波效果越好;但是,电容取值不能过大,一方面,过大的电容将造成网侧低频段谐波被放大,另一方面,还要受到APF产生无功功率的限制。

输出滤波器无功容量Pf:

${\rm P}{}_{\text{f}}=3\frac{E{}_{\text{s}}^2}{1/\omega {}_{1}C{}_{\text{f}}}\le {\rm K}{}_{\text{C}}S{}_{\text{a}\text{p}\text{f}}(2)$

式中:Es为电网相电压有效值;ω1=50 Hz;KC为滤波器引起的无功限制指标;Sapf为APF的额定容量。

从式(2)可以得到:

Cf≤(KCSapf)/(3ωE2s) (3)

3.2 电阻值设计

电阻Rf值的确定要综合考虑开关纹波抑制、阻尼程度、损耗等要求[5]。

3.2.1 开关纹波抑制要求

忽略电网谐波电压,并且只考虑开关纹波频段,即角频率ω=ωc(ωc表示载波频率),并且将APF输出电流io、负载电流iL合起来考虑,可以画出APF的单相等效电路如图4所示。Zs表示电网等效阻抗,Zf表示输出滤波器阻抗,此处为Cf,Rf串联阻抗值。因为ω=ωc时,Rf远远大于Lf的感抗值,可以将Lf忽略。图4中其它参数含义与图3相同。

根据图4得到从(iL+io)到网侧电流is的传递函数为

令s=jωc代入式(4),并且取k的模,得到:

$|k|=\sqrt{\frac{1+(\omega {}_{\text{c}}R{}_{\text{f}}C{}_{\text{f}}){}^2}{(1-\omega {}_{\text{c}}^{2}L{}_{\text{s}}C{}_{\text{f}}){}^2+(\omega {}_{\text{c}}R{}_{\text{f}}C{}_{\text{f}}){}^2}}(5)$

令|k|≤K,K为开关纹波剩余率,由式(5)可以得到:

$R{}_{\text{f}}\le \sqrt{\frac{{\rm K}{}^2\omega {}_{\text{c}}^{4}L{}_{\text{s}}^2\cdot C{}_{\text{f}}^2-2{\rm K}{}^2\omega {}_{\text{c}}^{2}L{}_{\text{s}}\cdot C{}_{\text{f}}-(1-{\rm K}{}^2)}{(1-{\rm K}{}^2)\omega {}_{\text{c}}^{2}C{}_{\text{f}}^2}}(6)$

3.2.2 阻尼比要求

由Ls-Cf-Rf回路电流传递函数式(4)可知,它是典型的二阶振荡环节,其阻尼比为

$\xi =R{}_{\text{f}}/2\sqrt{C{}_{\text{f}}/L{}_{\text{s}}}(7)$

根据自动控制理论,阻尼比通常取0.4～0.8之间,既具有快速性,又具有适度的阻尼。令0.4<ξ<0.8代入式(7),得到:

$0.8\sqrt{L{}_{\text{s}}/C{}_{\text{f}}}<R{}_{\text{f}}<1.6\sqrt{L{}_{\text{s}}/C{}_{\text{f}}}(8)$

3.2.3 损耗要求

输出滤波器损耗(Pf)主要指电阻上的损耗,可按下式计算:

Pf=3I${}_{\text{f}\text{C}}^2$Rf=3(|1-k|·Io)2Rf (9)

式中:IfC,Io分别表示电容电流ifC,APF输出电流io的有效值。

令交流侧无源滤波器损耗小于APF装置额定容量的Kf倍,即:

Pf≤KfSapf (10)

由式(9)、式(10),可以得到:

$R{}_{\text{f}}\le \frac{{\rm K}{}_{\text{f}}S{}_{\text{a}\text{p}\text{f}}}{3(|1-k|\cdot {\rm I}{}_{\text{o}}){}^2}(11)$

总之,综合上述纹波抑制、阻尼比、损耗等要求,根据式(6)、式(8)、式(11),可以定出电阻Rf取值的合理范围。

3.3 电感值设计

电感Lf的作用主要是分流电阻Rf上的工频电流,降低电阻上的损耗。但是,电感如果太小,二阶高通滤波器就变为单调谐滤波器,起不到输出滤波的作用,并且引起网侧电流THD升高。

令电感、电阻上的工频电流分流比大于10,即

$\frac{{\rm I}{}_{\text{f}\text{L}}}{{\rm I}{}_{\text{f}\text{R}}}=\frac{|{\rm Z}{}_{\text{R}}|}{|{\rm Z}{}_{\text{L}}|}=\frac{R{}_{\text{f}}}{\omega {}_{1}L{}_{\text{f}}}>10(12)$

其中,ω1=50 Hz。根据式(12),可以得到电感Lf取值范围

Lf<Rf/(10ω1) (13)

4 实际工程应用效果

某钢材厂的一条生产线非线性负荷总容量为200 kV·A;并联2台50 kV·A有源电力滤波器模块,相当于“1+1”并联冗余运行方式。按照上文介绍的方法设计了并联有源滤波器,具体参数如下:系统有源部分容量为50 kV·A;输出滤波器参数为电容取Cf=100 μF,电阻取Rf=0.5 Ω,电感取Lf=0.1 mH。

图5所示为结构化并联数字控制有源电力滤波器的指令电流及输出电流波形。从图5可以看出,由于采用模块化并联补偿方案,两台有源电力滤波器模块的指令电流大小相等、输出电流也相同,达到了两台有源电力滤波器模块平均分配谐波补偿任务的设计目标,有利于并联补偿装置的长期稳定运行。

图6为补偿后电网电流波形及频谱。电流THD由补偿前的27.6%降低到补偿后的5.4%,可见结构化并联有源电力滤波器对典型谐波源有良好的谐波抑制性能。

5 结论

有源滤波器作为改善供电质量的一项关键技术,日益成为国内外研究的热点,但对多台有源电力滤波器协调补偿大容量装置,目前国内研究较少。本文研究了有源电力滤波器的模块化结构、N+l冗余控制策略、截断限流控制策略限流控制,以及输出滤波器参数设计。现场的实际投运表明,该控制策略和参数设计的正确性,并且多台并联补偿系统具有优良的谐波补偿性能。

参考文献

[1]Akagi H.New Trends in Active Filters for Power Condi-tioning[J].IEEE Trans.on Industry Applications,1996,32(6):1312-1322.

[2]Akagi H.Control Strategy and Site Selection of a Shunt Ac-tive Filter for Damping of Harmonic Propagation in Power Distribution Systems[J].IEEE Trans.on Power Delivery,1997,12(1):354-363.

[3]Peng F Z,Akagi H,Nabae A.Study of Active Power Fil-ters Using Quad-series Voltage-source PWMConverters for Harmonic Compensation[J].IEEE Trans.on Power Elec-tronics,1990,5(1):9-15.

[4]陈玮,王彤,曾继伦.电网短路故障时并联型电力有源滤波器的过流保护[J].电力系统自动化,2002,26(9):59-62.

并联补偿 篇3

随着农村工农业的发展,农网的电压等级在逐渐提高,农村电网的安全性也日显重要。在农村电网中,含有一些小冶炼类型的谐波负荷,使得农网系统谐波污染日益严重。谐波对变电所无功补偿电容器组的运行带来了不利的影响。一方面,无功补偿电容器组可能引起谐波电流的放大,这不仅加重系统谐波污染,而且可能导致电容器谐波过载,缩短寿命,甚至损坏。更为严重的是,在一定条件下,无功补偿电容器组与系统参数共同作用还会造成谐振,出现危险的过电流或过电压,危及设备和系统运行安全。

1 理论分析

1.1 并联电容器组谐波分析等值电路

电力系统的谐波源主要是谐波电流源,且可以认为是恒流源。图1(a)所示为具有谐波电流源和并联电容器组(带串联电抗器)的简化系统图,图1(b)为其谐波分析等值电路。图中,谐波源的n次谐波电流为$\dot{{\rm I}}$n,系统的谐波阻抗为zsn=rsn+jxsn,并联电容器组支路的谐波阻抗为zcn=rcn+j(xLn-xcn)。

1.2 并联电容器组的谐波放大效应

设电容器组未加串联电抗器,忽略电阻。

电容器支路与系统等值支路的谐波电抗之比为α,即

$\alpha =-x{}_{cn}/x{}_{sn}=-\frac{x{}_c}{n{}^{2}x{}_s}(1)$

则母线谐波电压和支路谐波电流与总谐波电流In的比值与α有关,即

$U{}_n/{\rm I}{}_n=\left|\frac{\alpha }{1+\alpha }\right|x{}_{sn},{\rm I}{}_{sn}/{\rm I}{}_n=\left|\frac{\alpha }{1+\alpha }\right|,{\rm I}{}_{cn}/{\rm I}{}_n=\left|\frac{1}{1+\alpha }\right|(2)$

当α=-2,即谐波次数$n=\sqrt{\frac{x{}_c}{2x{}_s}}=n{}_a$时,Isn/In=2,Icn/In=1,Un/In=2xsn,注入系统的谐波电流被放大1倍。

当α=-1/2,即谐波次数$n=\sqrt{\frac{2x{}_c}{x{}_s}}=n{}_b$时,Isn/In=1,Icn/In=2,Un/In=xsn,电容器支路的谐波电流被放大1倍。

当α=-1,即谐波次数$n=\sqrt{\frac{x{}_c}{x{}_s}}=n{}_0$时,系统出现并联谐振,Isn,Icn和Un都达到最大值,谐波放大达到最严重的程度。

显然na<n0<nb。在谐波次数处于na≤n≤nb范围内,谐波电流放大严重,这一谐波范围称为严重放大区。

设电容器组加有串联电抗器,忽略电阻。记

$\alpha =(x{}_{Ln}-x{}_{cn})/x{}_{sn}(3)$

由图1可以证明,此时的母线谐波电压和支路谐波电流与总谐波电流In的比值表达式仍可采用式(2),只需把其中的α改用式(3)即可。 不过此时,对应于α=-1、α=-2和α=-1/2的谐波次数分别为

$n{}_0=\sqrt{\frac{x{}_c}{x{}_s+x{}_L}},n{}_a=\sqrt{\frac{x{}_c}{2x{}_s+x{}_L}},n{}_b=\sqrt{\frac{2x{}_c}{x{}_s+2x{}_L}}(4)$

可见,在电容器支路加入串联电抗器后,与未加串联电抗器时相比,n0、na和nb都有所减小,即加入串联电抗器可以降低并联谐振的谐波次数,缩小严重放大区的宽度。加入串联电抗器还可以降低电容器投入时的涌流。

2 实测与分析

2.1 变电站简况

河南省某农网35 kV变电所主接线简图如图2所示,变电所10 kV两段母线上各接有一组电容器,电容器组未加串联电抗器。该变电所10 kVⅡ段母线上接有一电弧炉,为谐波源负荷。

2.2 测试结果

测试仪器采用PS-3型电能质量分析仪。

C2电容器组电流谐波频谱测试结果如图3所示。图中,HRIn为第n次谐波电流含有率;THDi为电流总谐波畸变率。

由上述频谱图可知,变电所并联补偿电容器组对谐波电流有一定程度的放大,并联电容器支路的谐波电流以5次为主。

3 处理方法及结果

从理论分析可知,该变电所的谐波放大主要是由于并联电容器组没有装设串联电抗器,通过对系统运行方式、谐波源变化和电容器的投切组数进行全面的分析,电容器支路中应串入6%电抗器。该变电所进行技术改造, 串入6%电抗器后,C2电容器组电流谐波频谱测试结果如图4所示。实测得出并联电容器的谐波放大得到了抑制。

4 结 语

对变电所并联补偿电容器回路的谐波放大问题进行了理论和实测分析。理论分析表明变电站并联补偿电容器对谐波的放大效应与电容器支路和系统等值支路的谐波电抗之比有关;选择恰当参数的串联电抗器后,可以降低并联谐振的谐波次数,缩小严重放大区的宽度。实测变电站站并联补偿电容器组对谐波电流有一定程度的放大,串入6%电抗器后,抑制了谐波放大。

参考文献

[1]吴竞昌.供电系统谐波[M].北京:中国电力出版社,1998.

[2]宋文南,刘宝仁.电力系统谐波分析[M].北京:中国电力出版社,1995,11.

并联补偿 篇4

关键词：高压并联电容器,补偿装置,熔断器,继电保护

0引言

近年来, 随着用电量的日益增加, 供电系统 常常出现 供不应求的现象, 其中一个主要原因是供电系统发生故障率高, 容易造成电能浪费, 降低输配电效率, 电网系统中, 主要是高压电容器组发生故障较 多, 这就要求 对其进行 更全面的 保护。目前, 我国电网中多采用并联电容器组作为补偿装置。为了提高输配电系统的供电质量并降低无功损耗, 无功功率补偿是应用最为广泛的补偿方式。传统的电容器补偿装置保护措施不 够完善, 一般只有内部故障保护和过电流保护, 但是没有设置 多次电容器爆炸和电容器组起火方面的保护措施。多起电容 器爆炸和电容器组起火事故的发生, 证明必须要对电容器补偿装置进行二次保护, 以保证高压电容器能够稳定可靠的工作。随着科技的进步, 相关专业人员也越来越重视高压并联电容器补偿装置的二次保护。下文对此展开讨论。

1高压并联电容器补偿装置二次保护的重要性

高压并联电容器补偿装置的主要组成部分有高压开关柜、并联电容器及其支架、串联电抗器、接地开关、单台电容器保护专用熔断器等。并联补偿装置的主要功能元件包括并联电 容器和与其串联的电抗器。在并联补偿装置中, 将电抗器串联到电容器中, 主要目的是当某些特定谐波通过时, 可以形成一 个高阻抗通路, 该高阻抗 通路可以 使电容器 避免谐波 带来的危害, 保证电容器始终在完全的工频电流条件下工作, 或者仅允许少部分谐波电流流入, 防止电容器超载, 避免事故 发生。传统的简单并联电容器无功补偿方式安全性差、效率低, 所以必须要设计针对不同形式负载条件的高压并联电容器补偿成套装置对其进行补偿, 并且随着用电量的增加和用电电压的提高必须要设计电容器补偿装置的二次保护, 保证整个电网系统可以安全可靠的运行。

2电容器组的保护

电容器组的保护方式有多种, 通常包括 继电保护、内 部熔丝保护和外部熔丝保护等。一旦电容器内部发生故障, 继电保护和外部熔丝保护共同作用, 防止电容器发生爆炸。进口电容器组和有内部熔丝的并联电容器多采用内部熔丝作为电容器的内部保护。下面介绍外部熔丝保护和继电保护的具体形式。

2.1外部熔丝保护

当单台电容器内部发生绝缘损坏时, 很容易产生极间的短路现象, 从而造成运行停止, 甚至发生失火事故。为了 避免短路现象的发生, 在每台电容器都要安装专用的熔断器。专用熔断器可以避免单台电容器损坏而导致极间短路等联锁反应的发生。常用的专用 熔断器有 限流式熔 断器和喷 逐式熔断 器。因为限流式熔断器成本较高, 所以目前我国输配电系统中多采用BRN-10/P型号的喷逐式 作为电容 器保护专 用熔断器。应根据熔断器的时间—电流特性曲线选择电 容器保护 专用熔断器, 合格的熔断器的时间—电流特性曲线应该在被保护电容器外壳爆裂概率曲线的左边, 熔断器的额定电压必须高于被保护电容器组的额定电压, 熔丝额定电流具体计算方法为:

式中, I为熔丝额定电流;Qc为被保护电容器的额定容量;Ue为被保护电容器额定电压。

2.2继电保护

目前我国使用的电容器组接线方式主要有三 角形和不 接地星形。在三角形接线电容器组中, 当电容器被击穿而造成短路时, 会产生很大的故障电流, 很可能造成电容器爆炸事故, 并且三角形接线方式的电容器还存在很多缺点, 比如, 三角形接线电容器没有可靠的保护方式, 并且其对单台保护熔断器有很高的性能要求。所以在20世纪80年代后, 三角形接线方式逐步被淘汰, 多采用星形接线方式, 因此本文主要介绍星形 接线方式, 不再介绍三角形接线方式。单星形接线方式优于双星形接线方式, 因为单星形接线电容器组是采用开口三角电压进行保护, 保护方式简单可靠并且投资少, 灵敏度高, 更容易布 置, 并且单星形接线电容器组没有双星形发生两臂对称故障时不能动作的不足, 所以目前 使用单星 形接线方 式的电容 器组较多。根据接线方式的不同, 继电保护分为以下3种形式:

2.2.1零序电流保护

零序电流保护主要应用于双星形接 线的电容 器组。双星形接线的不平衡电流保护整定计算公式为:

式中, Idz为每台电容器的额定电流 (A) ;I0为中性点 之间流经的电流 (A) , 当电容器 组装有专 用熔断器 保护时, , 当电容器组未安装专用的熔断器保护时, 必须要校验动作值, 否则可能会对正常状态下的不平衡电流产生影响, 即为正常状态下不平衡电流) 。

2.2.2零序电压保护

零序电压保护适用于电容器组单星 接线的形 式。零序电压保护的计算方式为:如果电容器组设有专用的单台熔断器保护, 则如果电容 器组没有 专用的熔 断器保护, 则其中, Udz为动作电 压 (V) ;K为发生故障而断开的电容器数;N为每相电容器串联段数;M为每相串联段并联电容器数;β为击穿1台电容器的百分数;Uex为电容器组额定相电压 (V) 。因为三相电容器是不平衡的, 并且电网本身的电压也具有不对称性质, 所以在正常工作时有不平衡零序电压存在, 应对其进行校核验证, 即Udz≥KKU0bp (KK为可靠系数, 通常取1.2~1.4) 。

2.2.3电压差动保护和桥式差电流保护

电压差动保护多用于多段串联的单星电容器组中;桥式差电保护适用于每相都接成4个桥的电容器组。

3高压并联电容器补偿装置的二次保护

高压并联电容器补偿成套装置的保护 包括:谐波保护、失压保护、过电压保护和过电流保护等。

3.1过电压保护

电容器组在运行过程中对作用在其上的电压是有限制的, 一般作用在电容器组上的电压不能超过1.2倍的额定电压, 如果电容器组长期在 高电压条 件下工作 可能会击 穿电容器 组。目前电容器组都装有母线过电压保护装置, 目的是防止当母线稳态电压突然升高时, 电容器组被击穿现象的发生。电容器组安装的过电压保护装置是带时限动作于信号。

母线过电压保护具体计算公式为:

式中, Udz为保护装置的动作电压;K为电容器组允许的电压与额定电压的比值;Uem为电容器额定电压;A为电容器组每相的感抗与容抗的比值, 通常可以根据不同的系统参照表对电容器组中的过电压保护参数进行整定。

例如, 在装置中安装有危机保护装置, 但是系统 中存在很严重的过电压现象, 就必须在微机保护装置中参照具体参数表设置过电压保护。该方法已经成熟应用于多项工程中, 且实际效果很好。

3.2失压保护

如果系统发生线路故障而导致电容器组失去电源, 而修复故障后又使电容器组的母线带电, 此时电容器的端子存在残余电压, 且该残余电压高于0.2倍的额定电压, 在此条件下, 电容器组将承受高于其允许的1.2倍额定电压, 从而造成电容器击穿破坏。所以应该增加失压保护装置, 且失压保护装置带时限动作于跳闸。

母线失压保护的具体计算公式为:

式中, K为当系统 工作正常 时出现的 最低电压 系数, 通常取0.3~0.5;Uhm为电容器组的母线电压 (V) ;n为电容器 装置的电压互感变化比。

4结语

本文所述保护方式已经成功应用于 输配电、钢铁、石 化等行业用电系统的系统补偿中, 并且高压并联电容器补偿成套装置的二次保护已经在实际运行中得到验证是安全可靠的, 装有本文讨论的保护系统的电容器组设备运行稳定可靠, 没有发生过电容器失火和电容器爆炸等重大危险事故。高压并联 电容器补偿装置的二次保护还有待进一步完善和改进。本文 所做研究可以为以后对于高压并联电容器补偿装置的二次保护的深入研究提供支持。

参考文献

并联补偿 篇5

关键词：并联电容器,控制器,技术性能,发展趋势

低压并联电容器装置安装在低压配电网中, 采用自动投切并联电容器组, 以期改善功率因数, 达到无功就地平衡。它在补偿电网所需无功, 降损节能, 提高电压质量, 增加电网输送能力和电气设备利用率等方面, 取得了明显的技术经济效益。具体产品技术性能比较分析如下:

1 低压无功补偿控制器的技术性能比较

从功能上看, 各厂家的控制器产品都能根据相应的输入模拟量的变化实现自动循环投切。从技术上看, 这些控制器产品均采用了硬件和软件的密切配合来实现控制功能。其硬件装置的作用是对电压信号、电流信号采样, 把它们转换成适合微机测量的信号。其软件是对采样的模拟量进行分析并作出合理的判断, 发送控制信号去投切电容器组。不同厂家的产品又有其各自的特点。

1.1 不同控制物理量的比较。

各厂家的控制器产品根据控制物理量的不同, 可分为三类:以无功功率为控制物理量的控制器、以功率因数为控制物理量的控制器以及电压、无功综合控制的控制器。从控制策略来看, 无功功率控制或电压、无功综合控制的控制、器控制更加合理;采用功率因数控制如不采取措施会产生投切振荡问题, 但比较直接、明了。而同样都采用功率因数控制的产品也有其不同之处:传统的采用功率因数作为控制物理量的产品存在着低负荷时的投切振荡问题, 这在1997年前送检的产品中较为普遍。而近两年的控制器产品在这点上有了较为显著的改进, 这类控制器都有超低负荷判断、闭锁功能, 防止了振荡。

1.2 模拟信号采样方式的比较。

各厂家的控制器产品根据采样方式的不同, 可分为两类:取线电压作为电压信号, 相电流作为电流信号或取同一相的电压和电流信号。低压三相交流配电系统, 其三相负载是不平衡的, 故采用线电压、相电流的采样方式相对而言较为合理。

1.3 执行标准的比较。

在14种规格的控制器产品中, 绝大部分规格的控制器按照1996年颁布的电力行标《低压无功补偿控制器订货技术条件》进行检测, 其余的产品按照机械部颁布的专业标准ZB K44001-89《低压无功功率自动补偿控制器》和各厂的企业标准进行测试。

根据不同的标准, 对产品的试验要求和试验内容有所不同。执行电力行标的控制器具有以下一些优点:

1.3.1 测量准确度高。

在行标中规定:当输入电压模拟量的值在80%—120%额定值、输入电流模拟量的值在50%—100%额定值范围内变化时, 应保证控制器电压测量准确度为0.5级、电流测量准确度为1.0级;当电压和电流之间的相位角Ψ在00~+600及00—-30。范围内变化时, 应保证控制器无功功率及功率因数测量准确度分别为2.5级和1.5级。执行电力行标的控制器在内部元件的选型上比较严格, 使得测量结果较为准确。

1.3.2 控制器的电气性能不受电源电压和频率变化的影响。

在行标中规定:按规定的参数 (即电压偏差:-20%一+20%, 波形:正弦波, 总畸变率5%, 频率:50±5%Hz) , 其中每一项按选定极限变化 (其余为额定值) , 控制器电压、电流、功率因数及无功功率测量准确度应分别符合0.5级、1.0级、1.5级和2.5级要求;如控制物理量为功率因数, 动作误差应在一2.0%~+2.0%之间:如控制物理量为无功功率, 动作误差应不大于±20%。而执行机械行业标准的控制器无此要求。对于控制器采用测量电压信号与电流信号过零的时间差来得出两者间的相位差, 这种算法的前提是电网中的交流电压波形周期是固定的, 所以一旦改变了电源频率, 其周期也会相应地变化, 从而影响了测量结果。执行电力行标的控制器在算法上采取了一些措施。所以这类控制器可以不受到频率变化的影响。

1.3.3 抗干扰性能好。

在电力行标中规定:控制器电压模拟量输入端叠加干扰试验波 (频率为100k Hz的衰减振荡波, 电压幅值为共模2500V、差模1000Ⅵ, 在于扰条件下动作误差应不大于t20% (控制物理量为无功功率) 或不大于±2.5% (控制物理量为功率因数) 。只有采取了抗干扰措施的控制器才能通过试验考核, 保证安全可靠运行。

2 低压并联电容器装置技术性能特点比较

在送检的20种规格产品中, 有12种是1998年以后送检的, 与同类产品相比较, 后期开发的成套装置的性能和质量都有了一定的改进。主要表现为: (1) 装置体积小, 内部各电器元件的安装安全合理、电路的布置美观且实用。 (2) 选用了体积小、重量轻、损耗小的自愈式并联电容器, 更利于杆上安装要求。 (3) 装置的保护措施齐全。如失压保护、断相保护、用避雷器作过电压保护等。 (4) 装置中选用了质量比较好的元件, 减少了故障的发生率, 提高了产品的质量和性能。

以下对这些装置的主要性能进行比较。

2.1 安装方式的比较除了GBP380/55和PDJ (F) 两个型号的成套装置是户内屏式外, 其余18套均为户外杆上式。

2.2 控制方式的比较。

装置主要由控制器来控制电容器组的投切, 故其控制方式是根据所用的控制器控制物理量的不同而决定的, 目前可分为由功率因数控制和由无功功率 (无功电流) 控制两种。关于它们之间的比较, 已作了详细叙述。

2.3 投切方式的比较。

根据投切方式的不同, 装置可以分为两大类, 即采用机械式接触器投切电容器的装置和采用可控硅投切电容器的装置。

2.3.1 用机械式接触器投切电容器的装置。

早期产品多采用接触器来投切电容器组。这类产品经不断改进, 产品的质量和性能都有了很大的改进。主要表现为: (1) 有效地抑制了涌流。控制电容器投切的交流接触器触头烧毁或粘结的弊病往往是影响补偿装置使用寿命的关键问题。为此, 各厂家采用了电容器投切专用接触器, 有效地限制了合闸涌流。被检产品均符合标准JB7113-93中要求:装置的最后一组电容器投入运行瞬间产生的涌流应限制在电容器组额定电流的20倍以下 (通常为10倍左右) 。 (2) 温升小。装置采用分组分相的保护, 给每组电容器的每一相都安装了熔断器, 且有效地抑制了熔断器上的发热。此外, 由于装置内部的元件及导线的布置合理, 也降低了温升。

2.3.2 用可控硅投切电容器的装置。

并联补偿 篇6

1 激光干涉仪角度测量原理

激光干涉仪是作为长度基准对数控设备的位置精度、几何精度进行精密测量的精密测量仪器。

光束从激光器发出经扩束准直后由分光镜分为两条光线, 一条经过固定反射镜直接射向移动反射镜Q1, 形成测量光O1;另条经固定反射镜反射后移动反射Q2形成测量光O2, 两条反射光反射会合在分光镜上产生干涉条纹。当可移动反射镜移动时, 干涉条纹的光强变化由接受器中的光电转换元件和电子线路等转换为电脉冲信号, 经整形、放大后输入可逆计数器计算出总脉冲数, 再由电子计算机按横梁变化角度公式 (1) 计算。

式中:θ是运动角度误差, d为测量光的光程差s为角度反射镜内两次反射间已知距离。算出可动反射镜角度变化量θ。从而推算精确度, 原理如图1。

2 激光干涉仪对五轴机床运动精度测量研究的目的

机床运行时直线度是机床的一项基础几何误差, 该误差会直接反射到加工工件上, 影响加工精度, 对其测量并建立误差补偿模型是一种有效措施。影响运动精度的原因很多, 主要是横梁yawing, 两轴pitching, 轨道摩擦, 以及刀具切削回转力, 后两者会直接造成前两者的影响。直线度我们通过对横梁和水平位置产生的角度测量值来证明直线误差存在。激光干涉仪测量分为无基准测量和有基准测量。本实验使用后者, 干涉仪型号为reinshaw XL80, 该仪器是经过国际认证的高精度激光干涉仪。据了解, 国内运动精度研究大多数为串联导轨直线精度, 对于双并联导轨运动精度进行激光干涉测量及误差补偿还是很少见的。双并联导轨是现代数控机床的发展方向之一, 本研究利用实验室龙门五轴加工机床简易模型, 通过renishaw激光干涉仪对实验装置的并联轴运动精度进行检测。

3 角度误差的评定与算法

干涉原理检测角度偏差是以两反射光互为基准, 转为电脉冲信号, 经计算机整合, 放大输出为角度值。本人在角度度误差的评定的实验中采用两端点连线基准线法。有n个实验数据点 , 连接第1, n两点, 将首尾两点连接后的直线作为基准线, 直线方程为:

计算除两端点之外的n--22点点到到基基准准线线的的距距离离。。

数据曲线分布在基线两边时, 具有方向性, 由求得最大和最小偏差, 假设对应为J, k两点, 分别计算两点到基线的距离, 两者之和即为所求的角度误差。当测量点的数据曲线全在基线的一边时, 由点到直线的距离公式来求第[2- (n-1) ]点到基准线的距离。

Smax就是所求的角度误差。

4 实验装置、误差分析以及测量

4.1 轨道式龙门机床实验装置以及测定器材

该研究内容为韩国南星机械加工厂委托韩国忠北大学精密测定实验室对机床精密度进行测量以及采取误差补偿。图2为实验室组装的简易实验模型以及激光干涉仪。

4.2 双并联轴干涉仪测量方法以及测得数据

按照图3中的连接方式, 安装好激光干涉仪以及其他控件:

本本试试验验条条件件::左左主主轴轴和和右右从动轴以10mm/s从原点开始运动, 滑板板固固定定在在横横梁梁中中间间, , 刀刀具具无无回转运动, 运动行程为300mm。本实验采采用用两两种种测测量量方方式式::11、、机机床床运动时, 1S测定30个数据, 连续10次测定, 每次测量时不进行归零处理, 得到测量数据并求得10次数据平均值。2、机床移动时, 10mm距离测定30个数据, 连续5次测定, 每次重新进行归零处理, 得到测量数据并求得5次的数据平均值。

根据上述检测原理和方法测得双并联轴的横梁变化角度。方法一10次测量数据如图4。

12.主轴X1 12`.从动轴X2 14.横梁24.移动反射镜10.导轨16.伺服电机20.分光器18.激光器26.电脑22.固定反射镜

下面是方法二5次测得的数据角度值, 以及平均值如图5。

5 角度误差测量数据分析

从两种方式测量数据进行分析, 图4 (a) 可看出不进行归零处理的方式下, 第一次测量误差从0度附近起始值开始, 角度误差逐步积累。多次运行时起始角度误差一并积累, 导致最后一次运行时起始角度误差高达1.2度, 最高角度误差达2.15度。图4 (b) 中10次测量的平均误差也是先积累后停止时急剧减小。而且在运行将要停止时期角度值剧烈变化, 可以推测停止前发生了zig-zag运动, 归零处理对运动精度影响甚大, 运动过程中误差累积。

以第二种方式测量, 从图5 (a) 可看出5次测量的起始时角度误差均为0度, 在机床启动时候角度误差的变化巨大, 说明启动时发生了zig-zag运动, 达到匀速后角度误差逐渐平稳, 随运动积累。同时看出5次测量的曲线基本一致。图5 (b) 中平均值从最初的0度开始积累到1.18度。方法二数据更可以说明机床运行时归零处理对精度的影响巨大, 起始时发生振动。

前面提到机床X, Y, Z三轴有21种误差, A, C轴有12种误差, 分析这些误差主要是机床本身荷重, 运行时轨道的摩擦力, 加工时刀具的切削力以及回转力, 两轴的伺服电机步调不一致等原因造成。

6 误差补偿

目前误差补偿分为软件补偿和硬件补偿, 硬件补偿很难满足, 本实验采用基于数学误差模型的软件补偿。将机器中运行时存在的三维空间误差补偿数据全都下载到CNC的记忆存储卡里, 输入的格式和输出格式相同。当三维空间误差补偿数据需要被下载的时候, 直接从记忆卡的数据库中提取有相应数据编码的三维误差补偿数据, 补偿数据可以直接使用通过伺服电机对误差进行迅速补偿。通过修正后的数控指令值驱动数控机床, 使机床精确运行到加工点, 实现误差补偿。

7 结论

利用激光干涉仪对机床运动精度进行测量是一种高效实用的方法, 检测数据较为精确, 本次实验可得出以下结论:a.在大型龙门机床启停阶段确实存在影响运动精度较为严重的zig-zag运动;b.在启停阶段的归零处理对运动精度的影响重大, 不进行归零处理, 误差会直线累积。c.角度误差会随着运行距离积累;d.数据脉冲进入电脑调用已建立好的误差补偿数学模型, 通过两轴的伺服电机实现误差实时补偿, 减小运动误差度, 但误差依然存在。本研究为双并联轴数控机床运动精度快速测量提供了可靠有效的方法, 同时也提出了提高加工精度切实有利的补偿措施。

摘要：龙门五轴机床运行精度和误差会直接反应到加工工件上。本研究通过采用renishaw激光干涉仪, 快速测量误差, 进行实时误差补偿.实验结果显示, 五轴机床的归零处理对误差积累影响重大, 双并联轴误差随着运行距离逐渐增大, 在启停阶段有较严重的俯仰倾斜晃动发生.该研究主要应用于对同步运行轴, 通过测量同步运行误差并进行补偿, 调整两轴的伺服电机, 提高平行运动的精度。

关键词：激光干涉仪,测量,并联轴,同步运行精度,误差补偿

参考文献

[1]高秀峰, 刘春时, 李焱.基于激光干涉仪的A/C轴双摆角铣头定位误差检测与辨识[J].机械设计与制造, 2011, 12 (12) .

并联补偿 篇7

1 运行中存在的问题

该站自2000年投运以来, 因10k V母线并联电容器的补偿容量不合理致使电容器不能正常投入运行, 因此, 10k V母线输送的无功负荷不能实现就地补偿, 从而不利于电网运行的经济性和稳定性。

1.1 并联电容器投入时补偿容量过剩

图例分析如下:

上图数据为该站10k V母线2011年有功、无功负荷平均值, 从图中可以看出, 10k V母线年输送无功负荷最大值为1500Kvar, 最小值为500Kvar, 平均值为1000Kvar。若投入一组容量为的电容器时除补偿了10kV母线输送的无功负荷外, 还向系统倒送无功容量800Kvar。按照规定, 电力系统无功补偿应以分级补偿, 就地平衡的原则进行, 向系统倒送无功时将会引起过电压, 系统稳定性受到破坏。因此, 向系统倒送无功是不允许的。

1.2 并联电容器投入时对母线电压影响较大

若正常运行时投入一台20000k VA的有载调压变压器时, 从图A中可知10k V母线年输送有功功率最大值为6000k W, 最小值为3000k W, 平均值为4500k W。正常运行时, 在110k V母线确保电压合格率的情况下, 35k V及10k V母线通过有载调压完全可以满足各级母线电压合格率的要求。当电容器投入时, 除补偿了10k V母线输送的无功功率外, 还向系统倒送了大量无功。此时, 变压器输出的无功功率减少, 导致高压侧母线向系统输送的无功减少而电压升高。变压器中、低压侧母线电压随之相应升高, 尤其低压侧母线电压升高较大, 而并联电容器运行时向系统补偿的无功容量与其端电压的平方成正比, 电压升高浮度越大, 向系统输送的无功容量越大, 如此恶性循环, 可能导致电容器过电压保护动作跳闸, 系统其它设备超过额定电压运行时, 其绝缘受到威胁。此时, 用有载调压来降低电压运行已不能满足电压合格率的要求。

1.3 并联电容器退出运行时对系统经济运行的影响

变电站并联电容器投入电网的目的是为了补偿系统无功的不足, 减少电源向系统输送的无功功率, 从而提高有功输送容量。因电源向系统远距离输送无功负荷时, 在线路及变压器等感性、容性元件及阻性元件上消耗一定的有功功率, 因此, 电源远距离大容量输送无功不经济。变电站采用并联电容器通过就地无功补偿, 可以降低电源向系统及用户输送的无功负荷, 从而提高了有功输送容量。相对于电源输送无功时, 变电站并联电容器的单位容量费用最低, 有功功率损耗最小 (约为额定容量的0.3%~0.5%) , 一次性投资, 运行维护简便。因此用系统减少输送的无功功率来相应的提高有功容量的输送能力, 从经济性方面比较, 并联电容器投资成本小, 最多1~2年可收回成本。因此, 获得了最好的经济效益。

从以上分析可以看出, 当该站并联电容器退出运行时, 据查10k V母线年输送无功电能约760万度。因此, 在当前负荷情况下, 并联电容器退出运行最不经济。

2 应采取的措施

针对以上分析, 该站10k V母线并联电容器在电压调整、无功补偿过剩及运行经济性方面存在着相互制约的矛盾, 如何解决这一问题, 本人提出采取以下措施:

2.1 改变10kV母线并联电容器的接线方式, 改造图如下:

图2为原接线, 改造前当一组电容器投入运行时向系统输送的总无功补偿容量为Q1=U2ωC, 式中:U为母线端电压, 当f为工频时, ω为一常数, C1=C2, 因C1和C2并联, 所以C=C1+C2, 即Q1=2U2ωC1。图C为改造后的接线图, 总无功补偿容量为Q2=U2ωC, 式中:U为母线端电压, 当f为工频时, ω为一常数, C1=C2, 因C1和C2串联, 所以C=C1/2, 即Q2=U2ωC1/2。所以Q1/Q2=2U2ωC1/U2ωC1/2=4, 即Q2=Q1/4=3600/4=900 (Kvar) 。

通过计算可知, 改造后两组电容器串联后再三相并联接于电网时的总无功功率900Kvar。

考虑到后期无功负荷的增长给补偿带来新的问题, 上述改造中在实际设备上可通过如图C所示加装一组隔离开关来实现, 即通过操作拉开G2隔离开关, 合上G1隔离开关来实现投入无功容量900Kvar。后期无功负荷增长较大时, 可通过操作拉开G1隔离开关, 合上G2隔离开关来实现投入无功容量1800Kvar。

2.2 改变并联电容器的接线方式后对系统及各元件的影响

2.2.1 对系统的无功补偿情况

图A中, 按目前年平均输送无功负荷曲线可以看出, 年平均无功输送容量为1000Kvar, 改造后并联电容器投入电网运行时补偿的无功容量为900Kvar, 因此, 可以实现就地补偿无功的能力。对于后期无功负荷增长带来的无功补偿不足时, 可通过操作G1、G2隔离开关来实现电容器无功容量在900Kvar与1800Kvar之间转换。

2.2.2 对电压质量的影响

改造后并联电容器输送的总无功容量为改造前的一半, 因此电容器投入运行时对电压的影响相对较小, 当各级母线电压变化时可通过变压器有载调压装置调整电压, 以及无功补偿情况投退并联电容器来调整电压。

2.2.3 改造后的并联电容器运行时的经济性

通过无功就地平衡补偿, 据查可实现年累计补偿无功负荷约760万度, 相对电源系统输送无功来说, 可减少网损, 提高电源输送能力, 最终达到经济效益最大化。

2.2.4 改造后对成套并联电容器装置各元件的影响

2.2.4. 1 对电容器各参数的影响

电容器额定电压为11/k V, 改造后C1和C2串联, 当接在10k V母线上时, C1和C2串联时分压, 即C1与C2各承受电压为改造前端电压的一半, 电容器通过的电流为I=Q2/2U=900/2×10=45 (A) 。因此, 改造后的各电容器承受的电压和通过的电流均在额定参数内。

2.2.4. 2 对电抗器的影响

因电抗器额定电压为10k V, 额定电流为189A, 改造后均在额定值范围内。

2.2.4. 3 对继电保护的影响

当并联电容器主接线改变后, 其输送的电流和各电容器承受的电压相应的发生变化, 因此, 原保护定值不能满足需要, 应重新计算并整定, 即可通过现有微机保护整定两套定值, 当电容器的无功容量在900Kvar与1800Kvar之间转换时, 切换相应的定值实现保护功能。

笔者认为通过上述改造后, 可解决该站目前10k V母线无功负荷的补偿问题, 从而实现了该站并联电容器长时间不能投入电网运行的难题, 同时, 提高了10k V系统的功率因数, 优化了电网运行方案, 提高了系统运行的经济性。

摘要：变电站并联电容器可以对电网的无功功率进行集中补偿。通过对无功功率的合理补偿, 从而达到调节电压、使系统经济和稳定运行。但在实际运行中, 往往由于设计原因, 无功负荷的分布不可预见性等因素导致变电站母线并联电容器不能合理的补偿无功和调节电压。下面就某站10kV母线并联电容器运行中存在的问题加以分析和探讨。

关键词：并联电容器,无功补偿,电压调节

参考文献

[1]韩祯祥, 吴国炎.电力系统分析.浙江大学出版社, 2002年版, 227页