励磁控制系统论文（共12篇）
励磁控制系统论文 篇1
摘要：对励磁变故障后, 励磁系统的动作行为作出了简要分析, 通过灭磁开关检查、励磁系统小电流试验和空载灭磁试验检验励磁系统的完好性, 保证机组的正常运行。
关键词：励磁系统,灭磁开关,小电流试验,空载灭磁特性
1 事故过程
某500kV系统4号变开关5021、第二串联络开关5022合闸位置, 机组有功负荷423MW, 无功负荷28MVar, 发电机机端电流12157 A /12241 A /12268A, 机端电压20kV/19.98 kV /19.98 kV, 励磁电流2470A。故障时, 500kV系统4号变开关5021、第二串联络开关5022跳开, #4锅炉MFT动作, #4汽机跳闸, ETS首出“发变组主保护”动作报警, #4机组励磁变差动保护动作出口, 励磁开关跳闸, 厂用电6kV三段开关切换成功。检查发现:变压器外护罩全毁、变压器本体熏黑、高压进线封母与变压器之间的膨胀节以及连接铜绞线烧毁、高压侧CT崩裂、高压CT与高压绕组的连接软铜线烧断;励磁变低压侧基本完好, 高压CT的二次接线连接牢固、除表面熏黑外基本完好。未发现小动物或异物导致故障的迹象。
保护动作信号有:励磁变比例差动A相动作、励磁变比例差动B相动作、励磁变差动速断A相动作、励磁变差动速断B相动作、励磁变差动速断C相保护动作、主变比例差动A相动作、主变比例差动B相动作、主变比例差动C相动作、主变差动速断A相动作、主变差动速断B相动作、主变差动速断C相保护动作。
保护的首出是励磁变差动保护动作, 说明故障最早发生在励磁变的高、低压CT之间, 结合现场情况及故障录波图分析, 具体故障部位应该是励磁变压器高压侧CT下端连接铜排至高压侧线圈之间, 在这个区间, 会导致阻抗变化引起弧光性短路的可能性主要有:连接螺栓松脱, 接触不良, 导致接触电阻变大;连接导线脱落;连接导线线耳断裂;连接导线断裂。以下介绍对励磁系统二次设备的检查及处理。
2 励磁调节器动作过程分析
根据图1故障录波器记录曲线, #4 发电机机端电压Ug幅值从11:53:47.310 开始跌落。11:53:47.326, 即机端电压Ug 下降16ms后, AVR 检测到机端电压下降, 并作出调节反应, Uf幅值开始从260V迅速上升, 因故障录波器中的励磁电压由励磁柜内的变送器上送, 从录波图上看Uf幅值最高为400V, 初步判断励磁调节器实际上已经强励, 因变送器响应时间原因, 实际的Uf幅值可能远远大于400V (额定励磁电压407V, 强励倍数2倍) 。
由于励磁变高压侧短路故障的发展, 机端电压Ug于 11:53:47.341时, 即强励开始16ms 后, 机端电压开始迅速跌落;且由于励磁变存在相间短路故障, 励磁变低压侧三相电压必然不对称且中性点偏移, 导致整流桥同步电压不正常, 整流桥同步移相触发混乱。从11:53:47.387 时, 即强励维持61ms 后, 整流桥输出值迅速跌落至0V。之后励磁电压在0V至100V之间波动。 11:53:47.343 时, 励磁变差动保护动作发出灭磁开关跳闸指令, 灭磁开关于 11:53:47.448时分开。对于正常的灭磁过程, 整流桥输出电压由正常运行时的正值, 转为逆变时的负值, 以利于提高灭磁电阻两端的电压、励磁电流由灭磁开关转移至灭磁电阻进行灭磁。由于同步电压的不正常, 整流桥输出电压没有及时逆转, 导致灭磁开关分开后, 转子电流没有及时转移到灭磁电阻里去, 触头燃弧时间就会偏长。导致灭磁开关灭弧栅近触头的部位被熏黑, 灭磁开关触头两侧的捕弧器也被熏黑。
3 励磁系统处理
进行了灭磁开关触头更换、励磁整流桥小电流试验和开机时进行灭磁特性试验。更换触头后现场进行了就地/远方合闸试验, 一跳二跳试验, 试验正常;并测量合闸后开关直阻, 直阻阻值为:13.3μΩ, 合格 (标准≤15μΩ) , 励磁开关正常。对5个整流桥进行小电流试验, 当α=60°时, 由整流桥波形图可见, 每20MS内 有6个波头, 整流桥正常, 励磁调节器同步、移相、触发、可控硅开断正常。空载灭磁特性试验见图1.
如图1所示, 在分开关瞬间, 控制电压UC变为-10000对应于可控硅触发角为-150℃, 励磁电流下降为0, 转子电压反转, 跨接器也在此时导通, 导通电流约120A, 机端电压缓慢下降, 从100%电压下降为0的时间约为14s。分开关灭磁过程, 励磁调节器控制逻辑正确, 跨接器导通正常, 灭磁正常。
4 结论
综上所述, #4励磁变故障后, 励磁系统调节正常, #4励磁变高压侧三相短路使得励磁系统同步电压紊乱, 未能正确的逆变, 未能实现换流, 灭磁开关长时间的灭弧, 导致灭磁开关灭弧栅近触头的部位和两侧的捕弧器被熏黑, 处理后, 系统运行正常。
励磁控制系统论文 篇2
电气维护班
孙小兰
我于2013年11月25日到12月6日到上海ABB公司学习励磁调节器UNITROL6800系统，经过二周的学习对静态励磁调节器UNITROL6800系统有了初步地了解，现将学习内容小结如下：
励磁控制系统论文 篇3
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）：
nlc202309041918
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。
励磁控制系统论文 篇4
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:
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:
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)。
励磁监督总结 篇5
励磁专业技术监督工作总结
国 电 吉 林 热 电 厂
2007年12月
国电吉林热电厂
电气励磁技术监督专责人：
技术监督 办公室 主任：
总
工
程
师：
国电吉林热电厂2007 励磁专业技术监督工作总结 励磁系统概况及运行情况
我厂11台机组，共计11台自动励磁调节装置，运行情况良好。
8、9号发电机励磁调节器型式为SAVR-2000三通道微机励磁调节器，10、11号机励磁调节器为SAVR-2000双通道微机励磁调节器，2号发电机励磁调节器型式为LT-03型集成电路调节器，5、7号发电机励磁调节器型式为HIKT-01（S）型调节器，1、3、4、6号机励磁调节器型式HWJT-08C型微机励磁调节器。2 励磁系统缺陷处理情况
2.1 4月20日，11号机励磁调节器来B套“低励限制”和“综合限制”灯光，经检查为B套调节通道主CPU板内部EPROM芯片故障，更换备件后，恢复正常运行。(防范措施:励磁系统应批准采购必要的备品备件)。
2.2 7月10日，4号机励磁调节器运行中发现输出电流突变，造成机组无功波动，经与厂家共同检查确认为调节器IGBT驱动板故障，现已更换备件，投运良好。3 基础管理工作情况
3.1 进一步加强了技术培训，结合8号发电机励磁调节器大修的机会，对班组励磁负责人进行技术培训，提高了励磁专业人员的技术素质。
3.2 加强了现场励磁设备的巡视和维护工作，如果发现缺陷会得到及时消除，保证机组稳定运行。
3.3 完成了编制国电吉林热电厂――《继电保护和安全自动装置检验规程》,内容涵盖了SAVR2000型、HWJT-08C型、HIKT-01(S)型励磁调节器的检验方法和调试注意事项，为设备的调试检验提供了科学依据。
3.4 完成了国电吉林热电厂——《低压电器检修规程》修订，增加了DM4-2500/800-2灭磁开关的检修规则。
4、结合发电机大、小修，调节器及励磁系统定检情况
截止12月06日，2007年3、5、7、8机组大修台次为4台次。按照标准项目进行了励磁系统设备大修，励磁调节器整组试验，无异常情况发生，设备启机试验和实负荷投运良好。
完成了对8号机励磁系统大修及励磁系统自动装置（调节器、可控硅、整流柜）的校验工作和静态小电流整组开环试验，由电科院完成了对励磁调节器的模拟仿真试验，数据和技术指标全部合格，配合完成了机组的起机投运试验，确保了设备安全可靠投运，此次设备大修后，将确保机组励磁系统强励和励磁调节器投入率等各项指标达到100％。
完成了5号机励磁系统大修及自动装置全项目试验（调节器型号为HIKT-01），其中5号机励磁调节器数字电压指示表进行了修复，可以投入运行，此次大修将确保设备投运180天无临检，确保强励和励磁调节器投入率等各项指标达到100％。
完成了9号机励磁系统小修和开关传动试验工作，静态小电流整组试验合格，设备投运后运行良好。（9号机3号整流柜发生短路故障，重新更换了备件――可控硅管6只和脉冲变压器盒2个）。
在8号机大修中，仪表专业将8号机转子电流和转子电压回路进行了彻底改造，消除了转子电流和转子电压波动造成机组参数不稳定的缺陷，保证了机组的安全稳定运行。全年共检定励磁参数变送器18块，测量仪表35块，校验率100％。
5、指标完成情况（截止到11月20日）
5．1 励磁系统投入率：
励磁系统未随机运行小时数为零，发电机运行小时数为：略 注：①2007年9月7日12时左右，9号发电机滑环冒火，至2007年9月9日00时10分清扫检查处理工作结束，主要工作内容：负极部分电刷、刷握、防护罩有机玻璃烧损更换，清扫灭火粉、熔渣、碳粉。整改措施：
1、认真按时完成滑环的定期清扫工作。
2、加强日常滑环电刷定期测温工作。
3、加强滑环电刷的检修质量水平。
4、电刷的更换、调整要及时。
②2007年3月2日11：50，运行中的9号发电机跳闸，经检查励磁变过流保护动作，1号整流柜烧损，2、3号整流柜各有3个熔断器熔断。2007年3月3日14：30分恢复运行。
原因分析：1号整流柜上方风机金属滤网脱落造成1号整流柜交流电源短路。
事件处理：对烧损的2、3号整流柜各3个熔断器进行更换，并从厂家订购抽屉式备件对烧损的1号整流柜进行更换。
整改措施：
1、取消8、9、11号机励磁整流柜上方风机滤网。
2、每周四定期对8、9、11号机励磁整流柜内设备运行状况进行巡视检查。
5．2 AVR投入率：
AVR未随机运行小时数为0小时，AVR投入率为100%。5．3 励磁系统强行切除率：
造成发电机停机小时数为零，励磁系统强行切除率为零。5．4 强励正确动作率：
强励动作总次数为2次，不正确动作次数为0次，正确动作率为100%。
5．5 缺陷消除率
截止到11月20日，发生缺陷2次，缺陷消除率为100%。
6、励磁系统存在的问题
我厂发电机励磁调节器多为集成电路和微机型励磁调节装置，性能可靠，给电力系统和发电机组安全稳定运行带来了很大的好处，同时，为调节器试验带来了很大的方便。但我们也应该意识到，一旦调节器出现了问题或疑难缺陷，限于测试手段等原因，也会给问题查找带来很大的困难；尤其是找到原因或问题症结后，对于无法进行修复的部件，应必备部分重要环节的备品备件，以备急需。完成了对10、11号机励磁调节器开关电源、系统电源和脉冲电源插件的备品备件的申购审批，现已到货。
7号机工作励磁机电枢绕组绝缘低，为0.5MΩ。建议购买励磁机进行更换。
励磁控制系统论文 篇6
【摘要】漫湾电厂水轮发电机机组均采用自并励励磁方式，其中一期2-6号机组励磁控制系统采用南瑞NES5100励磁系统，该系统运行可靠性高。但由于励磁系统所处的环境温度过高、粉尘较多、设备长时间运行的疲劳缺陷以及人为因素等，不可避免地出现故障，其中整流柜故障是其中一种较为常见的故障，故为了能在励磁系统报整流柜故障信号后，能快速、准确地查找并解决故障，提高机组的运行的可靠性，因此本文针对平常整流柜故障原因进行系统的分析，提出解决思路和判别方法，为今后的故障排查提供一定的理论支持。
【关键词】励磁系统；整流柜；故障；判别方法
一、引言
漫湾电厂一期工程水轮发电机组励磁系统采用南瑞NES5100励磁系统，每台机组的额定出力250MW，机端额定电压15.75kV，机组采用自并励励磁方式，NES5100系统由调节柜、1号整流柜、2号整流柜、3号整流柜、灭磁开关柜、非线性电阻柜等6部分组成。其中2号机组、3号机组励磁整流柜已经完成了改造升级，后续的3台机组亦将进行相应的改造，因此本文针对改造后的整流柜故障进行分析探讨，为后续的改造过程中以及日常维护中出现整流柜故障提供思路以及判别方法，因此本文提出了故障判别“三法”，即观察法、分割法、原理法，通过三种方法，逐层剖析故障原因，排查故障点。
二、整流柜的组成
漫湾一期2号、3号机组励磁整流柜经过改造升级后，采用FLZ-2200可控硅整流柜，每台机组配置3个整流柜，整流柜取消了原有的交直流侧刀闸，交流输入侧及直流输出侧采用电缆连接头的方式进行连接，每个整流柜由三组抽屉式整流块组成。励磁整流柜在运行中，整流柜风机故障、熔断器熔断、风机无风故障信号均会报相应的整流柜故障。
三、观察法查找故障概况
當监控系统、励磁调节器面板、整流柜现地控制单元励磁整流柜任意一个地方报故障时，首先采用观察法，检查整流柜正面外观有无异常，柜体外壳有无变形，是否有冒烟、甚至出现明火的现象，整流柜运行的声音是否与日常声音相似，有无异常的响声，如有节奏的起伏的轰鸣声。在检查柜体外观未发现异常后，与带电柜体保持一定的距离的情况下，打开调节器及整流柜后面的柜门，检查接线端子有没有松动，柜体内部有没有电缆是否有破损、冒烟现场。上述检查完毕后，检查故障整流柜与另外正常运行的整流柜输出电流是否偏差过大。
四、分割法查找故障区
整流柜报故障后，在经过观察法进行故障查找无法奏效时，为查找故障原因，采用分割法对故障区进行分割检查，缩小故障范围，从而找出故障点。首先分四个故障区，第一故障区为励磁调节器，排查的目的检查调节器故障信号是否误报。采用万用表的对整流柜故障端子进行测量，若故障信号确实到达励磁调节器，则排除励磁调节器误报的可能，若故障信号未到达励磁调节器，则可以初步判断为励磁调节器故障信号误报，以下为组合判断结果。
调节器故障信号输入端子调节器报警信号的真实性
有效真实
无效不真实
第二故障区为现地整流柜输出端子至调节器电缆是否有无破损。首先检查输出端子的故障信号是否有效，同时检查调节器故障输入端子故障信号是否有效，根据以下组合来判断传输故障信号的电缆好坏：
调节器故障信号输入端子整流柜故障信号输出端子传输电缆品质好坏判别
有效有效传输电缆正常
有效无效传输电缆某点被短接
无效有效传输电缆断裂或者端子松动
第三故障区为励磁整流柜控制输入、输出模块，排查的目的为检查整流柜现地控制输入、输出模块功能是否正常。采用万用表对该模块的故障信号输入、输出信号是否有效进行判别，其判别方法如下：
故障信号输入端子故障信号输出端子模块正常与否
有效有效正常
有效无效异常
无效有效异常
通过上述排查后，如果前面三个故障区都排除了，那么剩下的就是整流柜本身真正的故障，则第四个故障区则为整流柜本身。
五、原理法查找故障点
经过对故障区进行识别后，那么将故障点缩小在某个区域，这个时候，可以根据故障信号报警机制进行剖析，找到最终原因。我们知道整流柜风机故障、熔断器熔断、风机无风故障信号均会报出整流柜故障信号。首先针对整流柜风机故障原因进行判断。首先检查整流柜风机动力电源是否正常，空气开关是否因过流或者误跳，导致动力电源消失，其动力电缆是否有破损短路现象，如果电源不正常，则检查动力空开上端是否带电。如果电源正常，则暂时认为风机无故障，待对熔断器熔断现象以及风机无风故障后，再对风机内部问题进行检查处理。对于因熔断器熔断造成整流柜故障问题，通常可以通过故障现象进行判断，若熔断器熔断，则整流柜出力下降，整流柜声音异常，甚至因为某个桥臂熔断器熔断导致整流桥不平衡，最终导致多个熔断器熔断而使得整流柜失去整流功能，因此熔断器熔断问题，易于通过观察判别的方法进行判别，若熔断器熔断缺陷隐蔽，则需要将整流柜退出后，方可进行全面实际的检查。风机无风的故障判别方法，首先检查起励阶段整流柜控制触摸屏上风机运行情况进行检查，若风机运行，但风机无风，则可以判断为风压管是否堵塞、偏移风口而导致无法检测到风压原因导致。因此可以直接通过观察风压管安装位置是否正确进行判断。在2013年3号机组C级检修后，机组在进行零起升压过程中，励磁系统检查到整流柜风机无风后，报整流柜故障信号，经过现场观察，最终原因为整流柜风压测量管偏移导致无法检查到风压的原因引起。
五、结语
南瑞NES5100励磁系统在机组正常运行期间，整流柜总体运行可靠性高。当调节器报整流柜故障时，首先应理清检查思路，切勿随意检查，以免造成故障扩大，危机机组正常运行以及人身安全，采用故障判别“三法”，即观察法、分割法、原理法，通过三种方法，逐层剖析故障原因，排查故障点，以保证设备的正常运行。
作者简介
李晓伟（1986～），男，河北蔚县人，本科，助理工程师，研究方向：电气工程及其自动化方向。
励磁控制系统论文 篇7
中国石化股份有限公司镇海炼化分公司为国内特大型炼化企业, 炼油加工能力位居国内行业企业前列。炼油生产装置中有多套连续重整装置, 其中三套重整装置于1996年建成, 在当时属于是国内同类装置中生产规模最大的, 两台加氢压缩机组C302A、C302B为关键设备, 配套电动机为增安型无刷励磁同步电动机, 电动机额定功率为3500kW, 属于当时国内最大功率的同步电动机组。正常生产期间, 两台机组必须运行其中一台。
二、无刷励磁系统的工作原理简述
增安型无刷励磁同步电动机因对其取消了碳刷和滑环, 因此无需考虑电动机内部的正压通风系统, 同时励磁系统能量的传递是采用非接触式, 从而大大减少了日常维护的工作量, 满足了连续运行的要求, 其结构如图1所示, 其中励磁发电动机与同步电动机同轴转动。
工作原理:当发出启动机组的命令后, 高压断路器即合闸, 主电动机定子绕组受电后机组启动, 电动机进入异步运行升速状态, 此时旋转整流器灭磁回路可控硅导通, 将灭磁电阻连接至无刷同步电动机的转子励磁绕组上, 一方面, 为机组启动提供较大的启动转矩, 另一方面, 也降低励磁绕组的端电压, 防止过高的感应电压击穿投励回路中的电子元件 (此时旋转整流回路可控硅也处于截止状态) 。当电动机达到亚同步转速且满足准角度投入条件时, 旋转整流器控制模块触发整流可控硅t1～t3, 将励磁发电动机的电枢电压整流后, 加在同步电动机的励磁绕组上, 为同步电动机提供持续的励磁电流, 同时关断灭磁回可控硅。此时, 旋转整流器等效于三相二极管, 最终将电动机顺利地牵入同步状态, 并保持稳定运行。
三、机组存在问题
受当时国内在大型同步机组设计水平、材料供应、制造工艺等方面的制约, 两台压缩机组长周期运行状况不够理想, 压缩机故障比较频繁, 机组切换、维修频次高;同时电动机本体旋转整流部分故障率也很高。公司对电动机自1996年12月正式投入运行至2005年期间内故障情况进行了统计, 共计发生重要的故障7起, 其中因旋转整流环中投励模块的故障有4起, 因投励可控硅的故障有3起。此类故障直接导致机组无法正常启动或在运行中突然停机, 严重影响生产的平稳运行。
四、问题的原因分析
原有旋转整流环的控制原理 (图2) :交流励磁机转子输出, 经三相全桥整流后, 再经投励可控硅SCR3, 输出至主电动机转子绕组, 达到投励目的。启动回路由二极管D12、D13、可控硅SCR1、SCR2和灭磁电阻Rd组成, 在电动机异步启动的过程中, 转子感应电流正负半波分别流经二极管、可控硅和灭磁电阻。
经上述原理分析, 发现旋转励磁存在以下设计缺陷。
(1) 放电电阻模块Rd只有一个开通电压, 开通电压整定值为额定励磁电压值加200V时, 灭磁可控硅才开通;低于整定值时, 灭磁可控硅根本无法导通, 不能满足电动机启动的要求, 电动机启动末尾有脉振现象, 存在转矩的不对称性, 牵入力矩大大减小, 并且在电动机运行过程中, 灭磁可控硅存在误开通现象, 虽然有灭磁电阻误开通报警模块, 但报警模块为光电传输, 其可靠性较差。
(2) 触发控制模块由电阻及二极管组成, 没有滑差检测环节, 只是通过限流电阻, 提供投励可控硅SCR3的触发信号, 以达到投励目的。原有励磁系统投励过程为电动机启动时, 静态励磁靠人为定时投励, 只有当电动机完全进入亚同步转速后, 才能可靠投上励磁, 但电动机靠异步力矩加速至亚同步的时间受电网电压、负载影响较大, 若静态励磁投励时间延时短, 则会造成带励启动, 脉振程度加剧。静态励磁投励时间延时长, 捕捉不到最佳投励时机, 也容易造成投励失败, 同时电动机启动绕组长时间通大电流, 会使绕组的绝缘老化加速。
(3) 投励可控硅SCR3的散热器面积有限, 满负荷运行时发热比整流二极管严重, 易造成投励可控硅SCR3的老化。
五、改造方案
针对上述问题, 在充分论证的基础上, 选用WKLF-41型微机控制无刷同步电动机励磁系统旋转整流励磁装置, 对原有励磁系统进行全面的改造。
1. 新的旋转励磁环的控制原理
(1) 旋转主回路电气图见图3, 主回路包括三相半控桥式整流电路和启动回路。启动回路由启动可控硅、二极管及启动电阻组成。该回路取消了众多励磁厂家采用的直流回路投励主可控硅, 解决了由于直流侧电流大而引起的主可控硅过热的电流瓶颈问题, 同时还避免了由于主可控硅的损坏而导致电动机的失磁现象, 并且其中任意一个功率组件损坏, 都不会导致电动机立即失磁。
(2) 控制回路由主控模块ZK12控制, 电动机启动后, 交流励磁机输出为主控模块提供工作电源。主控模块控制三相半控桥式整流电路及启动回路的工作状况, 在电动机异步启动和再整步异步驱动过程中, 启动可控硅导通阀值被设定为低定值 (10几伏) , 使启动电阻能可靠接入, 保证转子感应电流正负半波对称, 使电动机异步启动和再整步过程中平稳快速。主控模块设有滑差投励和零压计时投励检测环节, 实现顺极性准角投励, 消除牵入同步过程中的振荡, 减小对电动机的冲击。投励完成后, 启动可控硅导通阀值被设定为高定值, 使启动电阻退出回路避免长时带电发热, 当转子回路实现过电压时, 启动回路重新接入电动机转子回路, 吸收过电压, 保护主桥。主控模块设有防止电动机运行中启动回路出现误开通的检测环节, 通过逻辑控制使整流电路工作处于失控工况, 利用其续流时刻将启动可控硅关断。
2. 整流环元器件的参数选择
主电动机参数:额定励磁电流Ife=188A, 额定励磁电压Ufe=195V;空载励磁电流Ife=85A, 空载励磁电压Ufe=60V;灭磁电阻Rd=6Ω, 满压启动感应电流Ifq=145A。
整流功率模块电流按两倍额定励磁电流选择, 电压按>1.5×1.414×Ifq×Rd选择;整流功率模块型号为ZL-400A/2 300V;启动功率模块型号为QD-300A/1 000V;主控制模块电压等级要满足空载和满载励磁电压的要求;主控制模块型号为ZK42-24V/270V。
六、实施效果
在经过充分的技术论证和细致的施工准备后, 公司于2006年10月、11月分别对两台机组旋转整流环进行了全面的改造, 带负荷运行均一次成功, 运行至今, 两台机组电气部分没有出现任何故障, 机组运行可靠性大幅度提高。也正鉴于改造取得的成功经验, 公司2010年6月对甚为关键的加氢裂化核心机组C302C进行了类似改造, 同样取得了十分满意的效果, 同时也获得了良好的经济效益。据统计, 改造后的机组每台每年可节约维修费用约4万元。
七、结束语
电厂励磁系统优化设计 篇8
1 同步发电机的励磁方式
同步发电机励磁系统按基本型式分为三大类, 即直流励磁机励磁系统、交流励磁机励磁系统、静止励磁系统。交流励磁机励磁系统主要有交流励磁机—静止整流器励磁系统、交流励磁机—静止可控整流器励磁系统及交流励磁机—旋转整流器励磁系统 (无刷励磁系统) , 其中无刷励磁系统应用较广泛。静止励磁系统主要有电压源—可控硅整流器励磁系统和复励—可控整流器励磁系统两种方式, 目前应用日益广泛的自并励励磁系统即属于第一种静止励磁系统, 后者 (复励方式) 在国内运行的实际运行中较为少见。
直流励磁机励磁系统采用采用励磁电流由直流励磁机供给的励磁方式, 由于高转速的直流励磁机换相技术困难, 该励磁系统多用于50MW及以下的发电机。同时, 直流励磁机励磁系统励磁调节速度慢, 维护工作量较大, 实际工程已较少采用。以下重点对工程应用较多的自并励静止励磁系统及交流励磁机—无刷励磁系统进行横向对比。
1.1 自并励静止励磁系统的特点
自并励静止励磁系统的的主要特点在于相较于无刷励磁, 其强励励磁的反应速度快。这这是因为交流励磁机对峰值励磁的上升速率有一定影响, 而自并励静止励磁系统则是由可控硅整流器直接提供励磁。自并励静止励磁系统的电源取自本机的机端电压, 所以其端电压直接受到转速的影响, 当机端电压下降时其强励的能力也会相应下降。另外, 自并励静止励磁系统还可以实现逆变灭磁 (三相全控整流桥) , 因而自并励静止励磁系统具有抑制甩负荷时端电压快速升高的优异性能。自并励静止励磁系统具有运行可靠性高、可提高系统稳定性、噪音小、相应速度快、维护简单和可提高电力系统稳定性等优点。
1.2 无刷励磁系统的特点
无刷励磁系统的主要特点在于没有滑环和碳刷, 根除了碳粉污染, 减少了正常维护所需的工作量并减少了损耗及噪音, 因此大容量机组中较为常见。由于全部励磁功率取自轴系, 所以励磁电源独立, 强励能力不像自并励静止励磁系统受端电压影响。
无刷励磁系统的缺点是灭磁时间较长, 是因为将励磁机的励磁强减少为零后, 旋转回路中的直流电流才逐渐下降为零。因此, 发电机励磁方式推荐选择自并励静止励磁系统, 目前我院DTWH 2X300MW, DTLY1X300MW等工程均采用自并励静止励磁方式。
2 自并励静止励磁系统的构成
自并励静止励磁系统主要由励磁变、可控硅整流装置、励磁调节装置及灭磁和过电压保护设备四个主要部分组成。 (1) 励磁变压器。励磁变的作用是给可控硅整流装置提供电源, 考虑到励磁变必须可靠, 强励时要有一定的过载能力, 在设计时应充分考虑整流负载电流分量中高次谐波所产生的热量。且其电源系统一般考虑备用, 因此通常选用维护简单且过载能力强的干式变。若考虑降低励磁系统造价也可以采用油浸式变压器。当励磁变压器安装在户外时, 由变压器副方到整流桥之间的馈线, 由于有电抗压降, 不宜太长, 特别是在励磁电流很大的情况下, 这一点必须考虑。 (2) 可控硅整流装置。可控硅整流装置的功能是将励磁机发出的交流电转变为作为发电机励磁的直流电源。使用可控硅整流, 可以通过调整可控硅的导通角来改变输出端的直流电压的高低, 相应地改变励磁电流值。 (3) 励磁调节装置。在励磁系统中, 励磁调节装置是对大型同步发电机的励磁进行调节的装置。现代励磁调节装置采用数字微机型, 其性能可靠, 并具有微调节和调高发电机暂态稳定的特性。 (4) 灭磁回路及过电压保护。为将磁场能量快速转移出磁场绕组, 在大型自并励系统中使用断路器。由于励磁回路感抗很大, 切断电流是很困难的, 因此需要专用的灭磁开关, 用以迅速切断发电机励磁绕组与励磁电源的通路并迅速熄灭发电机内部磁场。灭磁回路的过电压保护通常用氧化锌电阻与跨接器串联后并接在磁场绕组两端, 可在转子发生正向或反向过压时触发导通, 保护转子绕组。 (5) 励磁电源接线方式。1) 接于发电机机端并联变压器。这是自并励的一种典型接线方式, 励磁电源取自发电机机端并联变压器。就有励磁电源随着发电机的运行而供给。该接线方式由于结构简单而具有较高的可靠性。缺点是励磁电源受发电机机端电压的影响较大, 当机端电压下降时, 会使强励作用有所减弱, 如果发电机机端电压长期无法恢复正常范围, 则不能保证励磁电源正确运行。2) 接于厂用母线。这种接线方式当系统的外部故障切除后, 接于厂用母线的电动机在其转速恢复过程中会吸取较多的无功, 造成比较大的电压降ΔU, 故厂用母线电压往往难以恢复到正常范围, 影响了励磁系统的强励能力。3) 接于系统侧。这种接线方式励磁电源直接取自升压站的高压侧母线, 起励电源相对独立, 。缺点是当发电机跳闸后, 由于系统电压低, 励磁装置有可能无法自行恢复正常运行状态;在电压极低的极端状况下, 存在励磁消失的可能性。比较三种接线方式, 接于机端发电机出口的封闭母线、机端励磁方式是一种简单、优先的方案, 故本文推荐励磁变压器接于发电机出口母线。
3 采用自并励静止励磁系统的发电机保护优化
采用自并励静止励磁系统的主要问题是在线路近区故障时, 由于它的顶值励磁特性受发电机端电压的抑制而将对保护可靠性和系统稳定产生不利影响。根据这种励磁系统特点, 后备保护需采取响应措施。例如, 可采用带电流记忆的低压过流保护或带电流记忆的复合低电压过流保护使发电机的后备保护可以可靠动作以切除故障。
4 结语
同步发电机自并励静止励磁系统具有结构简单, 运行可靠以及经济性能好等特点, 因此, 发电机励磁方式推荐选择自并励静止励磁系统, 目前我院DTWH 2X300MW, DTLY1X300MW等工程均采用自并励静止励磁方式, 也是国内的是大中型汽轮发电机组的优选励磁方式。
参考文献
励磁系统故障分析及处理 篇9
大唐国际张家口发电厂装机容量为300MW×8,发电机励磁系统1~4号机为三机他励励磁方式,5~8号机为自并励励磁方式,发电机励磁系统是发电厂机组安全稳定运行的重要支柱部分,本文针对励磁系统出现的2个典型案例进行详细分析探讨。
1CT开路,基波零序电压定子接地保护动作,机组掉闸
1.1事件经过
2004年2月2日15:00,由张家口发电厂保护人员和励磁调节器厂家人员处理#2机调节器A柜内部一个24V工作电源异常缺陷时(A柜已停运,由B柜和手动柜并列运行),发现A柜工作电源回路一根内部配线断开,该线经背板上的插头连接进入机箱内部,在进一步检查时,需拔开背板插 头。在拔插头时,由于考虑不周,误拔了发电机CT和PT回路插头(该插头内有发电机励磁专用CT(6LH)和乙、丙两组PT的二次线),造成CT二次回路开路,插头打火。保 护人员马 上意识到CT开路,迅速将端子排的CT回路封死,着火熄灭。
16:06,#2机基波零序电压定子接地保护动作,机组掉闸,备用电源自投;16:07,6kVⅡA段备用分支差动保护动作,公用段2号、3号电抗器跳闸。
1.2原因分析
1.2.1机组掉闸原因
导致机组掉闸的直接原因是发电机基波零序电 压定子接地保护动作。
检查发现发电机基波零序电压高达45V,而保护整定值为15V。发电机基波零序电压定子接地保护t1、t2动作,t1延时0.5s发信号,t2延时4s跳闸。从故障录波器打印波形看,发电机3U0基波零序电压超过42V,时间超过4s。
发电机基波零序电压取自发动机中性点消弧线圈,如图1所示。
其升高的原因是CT开路,造成同一插头的PT二次回路短路,由于定子接地保护用PT与励磁用PT是从6.5m端子箱到保护室为同一根电缆,保护用PT受到干扰,基波零序电压升高,致使定子接地保护动作切机。
1.2.26kVⅡA段备用分支差动保护及开关动作分析
6kVⅡA段备用分支差动保护动作后,启动1号启动变非电量保护,跳开高、低压侧开 关,故公用段 #2、#3电抗器跳 闸正确。
公用段#2电抗器跳闸,#1电抗器未 自投,公用Ⅰ段 不自投的原因是备用电源(即6kVⅠB段)无电压,有压检定未动作,故公用段#1电抗器未自投正确。
6kVⅡA段备用分支差动保护由电磁型继电器构成,该保护在区外故障时无制动特性,由于当时#1、#2机电泵运行,#2机定子接地保护动作停机备用电源自投时,相当于公用0A段带2台机负荷,且在#2机备用电源自投时受到很大冲击,母线电压突降,电流突增,在此种运行工况下加上保护原理上的 缺陷,会造成6kVⅡA段备用分支差动保护误动。
1.3问题处理
造成这次事故的根本原因是CT二次开路,即励磁调节器CT二次回路设计不合理。
遂将调节柜背板的转接插头去掉,直接用4.0mm2糠铜导线从调节柜端子排经背板接到AVR控制层的 接口板,如图2所示。
这次事故之后,分别对#1机、#4机、#2机、#3机励磁调节器CT、PT二次回路进行了改进,避免了类似的事故发生。
2发电机无功摆动
2.1事件经过
#2机多次发生无功摆动现象。2003-02-26T19:00,#2机无功再次摆动,励磁调节柜输出摆动较大,运行人员手切励 磁调节器B柜,投入手动柜与A柜并列运行。21:00,调节器A柜输出再次发生摆动,投入B柜,手切A柜,摆动消失。
2.2原因分析
对调节器A柜硬件检查,未发现明显异常,通过录波图发现A柜乙PT(图3)谐波较大,而B柜丙PT(图4)的波形较平滑。
分析:PT电压Ut与励磁调 节器给定 电压Ur之差(UrUt)经综合放大环节后得到控制电压Uc,按最简单的比例调节,得以下关系(不考虑调差):
Uc=K(Ur-Ut)
Ut 谐波畸变后,不能准确反映发电机机端电压,其发生振荡致使控制电压摆动,而控制角α=arccos(Uc·Uff0/1.35Uz),其中,Uff0为励磁机空载励磁电压。
因为对于三相全控整流桥有以下关系:
Uff=1.35Uzcosα
式中,Uz为副励磁机输出电压。
Uff=Uc·Uff0
所以控制角α也发生振 荡,使励磁调 节器输出 不稳定,造成无功摆动。
乙、丙PT二次线是从6.5m端子箱到机组保护室,通过绝缘摇测,结果显示绝缘良好,检测电缆两头屏蔽芯接地良好,经过认真分析,排除了电缆受到干扰的可能,认定乙PT谐波较大是由乙PT自身引起(因为从GEC-1投运以来,#2机无功就不稳,A柜的输出摆动较大)。
2.3问题处理
经厂专业技术人员开会分析讨论决定更换2号机发电 机出口乙PT和乙PT二次电缆。
3结语
发电机励磁调节系统是发电厂机组安全稳定 运行的重 要环节,更是电网安全与稳定运行的主要部分,所以,作为继电保护人员应倍加重视与不断提高发电机组励磁维护技术,保证机组的安全稳定运行。
摘要：针对励磁系统出现的CT开路导致机组跳闸和励磁系统故障导致的发电机无功摆动2个典型案例,分别从事件经过、原因分析和问题处理3个方面进行了详细阐述,说明发电机励磁系统对发电厂机组的稳定运行至关重要。
黑启动系统自励磁研究 篇10
目前,中国各区域电网根据自身网络状况与电源分布情况,制定了相应的黑启动预案,有的还做过黑启动模拟试验[2,3]。黑启动方案中通常选择自启动能力的机组,如水轮机组和燃气轮机组,待黑启动机组启动后再向不具有自启动能力的机组送电。在黑启动过程中极易发生自励磁现象,因为系统启动初期作为启动电源的机组带空载长线路,相当于带了一个容性负荷,线路的容性充电功率很大,系统易满足自励磁发生的条件,所以在制定黑启动方案时必须要考虑自励磁现象[4,5]。为此,本文通过理论研究和结合实际,探讨了地方电网内水电自励磁判据,研究了自励磁现象对系统的影响。
1 自励磁判据
自励磁现象产生的根本原因就是励磁绕组电流为零时,过大的容性负荷使电压自发上升,因此可以结合自励磁现象产生的物理过程和发生现象,对黑启动中的自励磁问题本质进行近似分析。黑启动方案中通常选取水轮机组作为启动电源,典型水轮机组联网结构如图1所示,若忽略水轮机组阻尼绕组作用,并假定ω=1且维持恒定,简化等效电路如图2所示。
通过阻抗比较法可知,发电机自励磁产生条件为
自励磁可以分为同步自励磁和异步自励磁两类,水轮发电机为凸极式发电机,而一般凸极式同步发电机Xd≠Xq,通常产生的是同步自励磁。汽轮发电机为隐极式发电机,通常产生的是异步自励磁,所以Xc<Xq时产生的异步自励磁情况不作考虑。考虑变压器参数对自励磁产生的影响,则应将变压器漏抗XT并入发电机电抗,即
本文选取此条件为黑启动产生自励磁的判断依据,它所需参数少,容易获得,直观简单,而且从自励磁产生机理可得出,满足黑启动中对自励磁判据的要求,此类阻抗比较法具有一定的工程实用性[6]。所以根据判断Xc是否落入此区间,可判断系统是否发生自励磁现象。
判据所需参数Xc、Xd、XT的标幺值可由系统设备参数计算获得,即
由上面公式可获得
式中:l为线路长度;Uk%为短路电压百分比;Ud为发电机机端电压;UT为变压器额定电压;UcN为线路基准电压;UdN为发电机基准电压;UTN为变压器基准电压;Pd发电机额定功率;PT变压器额定容量。
本文用式(1)作为黑启动自励磁判据公式。
2 黑启动路径分析
电网黑启动过程是一个复杂的过程,并不是预先准备好的一个理论最佳方案就能完成黑启动过程,在实际电网运行工作中会遇到各种问题,所以在找到黑启动最佳方案后还需要进行技术效验,找到最优方案完成系统的黑启动。
2.1 黑龙江电网概况:
黑龙江电网运行管理电厂279座,总装机容量为25033.11 MW。其中火电厂149座,装机容量为19408.15 MW,占比77.53%;水电厂65座,装机容量为978.11 MW,占比3.91%;风电场64座,装机容量为4636.95 MW,占比18.52%;光伏电站1座,装机容量为9.9 MWp,占比0.04%。黑龙江电网中,牡丹江电网镜泊湖水电老厂配有35 k W柴油发电机一台,柴油发电机启动后带镜老厂400 V厂用电,具备自启动能力,所以选择镜泊湖水电老厂作为黑龙江电网黑启动电源。
2.2 黑启动路径一
设定黑启动路径一:黑启动电源点为镜老厂2号机组,被启动电源点为牡二A厂7号机200 MW发电机组。
启动路径为:镜老厂2号机—220 k V镜老厂母线—220 k V镜联线—220 k V镜新厂母线—220 k V镜海线—220 k V林海变母线—220 k V林青甲线—220 k V青梅变母线—220 k V牡青甲线—220 k V牡二A厂母线—10.5 k V牡二A厂7号机,如图3所示。
2.3 黑启动路径二
设定黑启动路径二:黑启动电源点为镜老厂2号机组,被启动电源点为七台河600 MW发电机组。
启动路径为:镜老厂2号机—220 k V镜老厂母线—220 k V镜联线—220 k V镜新厂母线—220 k V镜海线—220 k V林海变母线—500 k V林海变—500 k V方林线—500 k V方正变母线—500 k V云方甲线—500 k V庆云变母线—500 k V七云甲线—500 k V七台河厂母线—24 k V七台河厂4号机,如图4所示。
3 黑启动不同路径自励磁分析
已知条件:镜老厂2号机组型号TSK460/100-32;额定电压11.00 k V;额定出力18.00 MW;额定功率因数0.90,电抗参数Xd=5.2030,Xd'=2.1500,Xd″=1.5490,X2=1.6400,X0=0.9980,Xq=3.7030,时间常数Td0=10.06 s。镜老厂主变:型号SFPSB—50000/220,额定电压及变比242(+1/-3)×2.5%/121/11 k V;容量SN=50/50/50×1 MVA;结线组别Y0/Y0/Δ-12-11;短路电压UKⅠ—Ⅱ21.50%,UKⅠ—Ⅲ13.60%,UKⅡ—Ⅲ7.12%;短路损失PKⅠ—Ⅱ246.40 k W,PKⅠ—Ⅲ242.60 k W,PKⅡ—Ⅲ180.50 k W;空载损失P0=75.50 k W;空载电流I0=0.65%。牡二厂7号主变:型号SFP7—240000/220,额定电压及变比242±2×2.5%/15.75 k V;容量SN=240×1 WVA;结线组别Yn/d11;短路电压UKⅠ—Ⅲ13.5%;短路损失PKⅠ—Ⅲ594.1 k W;空载损失P0=160 k W;空载电流I0=0.264%。
根据已知计算知:XT(镜老厂主变)=0.3291;Xd(镜老厂2号机)=5.2030,XT(林海变)=0.020 28,XT(牡二厂7号主变)=0.0681。
3.1 黑启动路径一
黑启动路径一上线路电抗值如表1所示。
1)启动路径镜联线时,容抗Xc=Xc(镜联线)=179.83,Xc>Xd(镜老厂2号机)+XT(镜老厂主变)。
2)启动路径镜海线时,容抗Xc=Xc(镜联线)//Xc(镜海线)=9.7065,Xc>Xd(镜老厂2号机)+XT(镜老厂主变)。
3)启动路径林青甲线时,容抗Xc=Xc(镜联线)//Xc(镜海线)//Xc(林青甲线)=6.6593,Xc>Xd(镜老厂2号机)+XT(镜老厂主变),系统不产生自励磁现象。
4)启动路径牡青甲线时,容抗Xc=Xc(镜联线)//Xc(镜海线)//Xc(林青甲线)//Xc(牡青甲线)=6.6237,Xc>Xd(镜老厂2号机)+XT(镜老厂主变),系统不产生自励磁现象。
由计算结果可知,黑启动路径一启动电源点为镜老厂2号机组,被启动电源点为牡二A厂7号机发电机组,系统不发生自励磁现象。黑启动路径一,镜老厂投入的线路虽然空载,但并不长,容性充电功率较小,经计算约为4.3363×10-2MVar,而镜老厂发出无功约为3.3 MVar,远大于线路充电功率,因此未发生发电机自励磁。黑启动过程中,当发电机初步稳定后,牡二厂A厂母线及时投入了部分负载,破坏了自励磁所需要的长输电线空载容性无功注入,避免了发电机自励磁。
3.2 黑启动路径二
黑启动路径二上线路电抗值如表2所示。
1)启动路径镜联线时,容抗Xc=Xc(镜联线)=179.83,Xc>Xd(镜联厂2号机)+XT(镜老厂主变),系统不产生自励磁现象。
2)启动路径镜海线时,容抗Xc=Xc(镜联线)∥Xc(镜海线)=9.7065,Xc>Xd(镜联厂2号机)+XT(镜老厂主变),系统不产生自励磁现象。
3)启动路径方林线时,容抗Xc=Xc(镜联线)∥Xc(镜海线)∥Xc(方林甲线)=0.40212,Xc<Xd(镜老厂2号机)+XT(镜老厂主变机),系统产生自励磁现象。
由计算结果可知,黑启动路径二启动电源点为镜老厂2号机组,被启动电源点为七台河发电机组在空充到方林线时,系统发生自励磁现象。黑启动路径二,启动方林线时,线路184.04 km,线路长度很长,容性充电功率较大,因此发生发电机自励磁。
4 结语
发电机自励磁现象是空载长输电线电容电流助磁作用的正反馈引起的参数谐振现象。文中采用计及线路电抗、发电机电抗和变压器漏抗对自励磁的影响,推导出自励磁判据表达式。结合黑龙江电网的实际运行情况,对黑启动这种特殊情况和系统自励磁情况进行了分析,对黑启动路径的制定以及自励磁现象进行了研究,可指导黑启动控制策略的确定。
摘要：发电机空载长输电线路运行时,由于线路分布电容电流的助磁作用,通常会出现发电机自励磁现象。如何有效避免黑启动过程中发生机组自励磁现象,是决定黑启动恢复方案是否可行的关键因素之一。因此根据自励磁产生的原因,提出了识别地方电网内水电自励磁判据,研究了黑龙江电网制定不同黑启动方案时,自励磁现象对系统的影响。
关键词：黑启动,自励磁,地方电网,稳定运行。
参考文献
[1]贺家李,贺继红,王小玲,等.发电机自励磁发生根源及其对特高压输电线运行的影响[J].电力系统自动化,2011,35(23):52-58,98.HE Jiali,HE Jihong,WANG Xiaolin,et al.Cause of generator self-excitation and its influences on operation of uhv transmission lines[J].Automation of Electric Power Systems,2011,35(23):52-58,98.
[2]程时杰,曹一家,江全元.电力系统次同步振荡的理论与方法[M].北京:科学出版社,2009.CHENG Shijie,CHAO Yijia,JIANG Quanyuan.Theory and method of power system subsynchronous oscillation[M].Beijing:Science Press,2009.
[3]黄杨,张毅威,闵勇,等.水电群孤网后的安全稳定特性及控制策略[J].电力系统自动化,2012,36(9):1-5.HUANG Yang,ZHANG Yiwei,MIN Yong,et al.Security and stability characteristics and control strategies for isolated hydropower groups[J].Automation of Electric Power Systems,2012,36(9):1-5.
[4]刘艳,顾雪平,赵书强,等.基于MATLAB的电力系统黑启动发电机自励磁仿真研究[J].华北电力技术,2005(4):14-18.LIU Yan,GU Xueping,ZHAO Shuqiang,et al.Simulation of generator's self-excitation in power system black start based on matlab[J].North China Electric Power,2005(4):14-18.
[5]张华,李旻,丁理杰.对地方电网小水电自励磁判断方法的探讨[J].电力系统保护与控制,2013,41(20):112-117.ZHANG Hua,LI Min,DING Lijie.Study on self-excitation judgment method for small hydro-generator in local grid[J].Power System Protection and Control,2013,41(20):112-117.
励磁控制系统论文 篇11
关键词：船舶发电机 励磁系统 故障处理
1 概述
HFC6船用无刷发电机由韩国现代电气工程有限公司（Hyundai Electrical Engineering Co. Ltd.）采用西门子技术生产制造，其性能指标及工作原理与同年代我国无锡电机厂（现无锡汾锡电机有限公司）按西门子专利许可制造的1FC5、1FC6基本一致。由于该类型发电机具有技术先进、运行可靠、维护管理简单等特点，受到船东和船舶管理公司的青睐，在上世纪90年代广泛应用于韩国建造的各类船舶上。目前我公司有2艘1995年韩国建造的4 960总吨392TUE集装箱船舶装备了该类型发电机，作为船舶主发电机。随着使用年限的增加，该类型发电机的故障逐渐增多，一些隐性的缺陷也开始显现，本文以HFC6 456-84K船舶发电机为研究对象，介绍一起较典型的励磁系统故障处理方法与日常维护管理要点，以供同行借鉴。HFC6 456-84K船舶发电机主要参数如表1所示。
表1发电机主要参数
序号参数名称参数值
序号参数名称参数值
1额定容量500KVA
2额定转速900r/min
3额定电压445V
4额定电流648.7A
5额定频率60Hz
6功率因数0.8（感性）
7绝缘等级F级
2 励磁系统基本原理
HFC6 456-84K 船用无刷同步发电机励磁系统如图1所示，G1发电机，G2同轴励磁机，A1电压调整器，L1线性电抗器，T1、T2、T3为单相电流互感器，T4压降补偿中间电流互感器，T6整流变压器，C1、C2、C3谐振电容器，V28励磁分流可控硅，R48串联限流电阻，V29静止整流模块，V2旋转整流器，U压敏电阻。
发电机组启动后，残留在发电机转子铁芯磁极上的剩磁与定子三相绕组相互作用，在定子三相绕组上产生较小的剩磁三相交流电压Us。该电压作为发电机调压装置的自励分量 Lu，经L1线性电抗器降压和移相后输入到T6整流变压器，经整流变压器电磁耦合，输出至V29静止整流模块整流。静止整流模块输出的直流励磁电压加载给予发电机同轴的交流励磁机G2的定子励磁绕组，交流励磁机转子绕组上便产生相应的三相交流电压。励磁机输出电压经V2旋转整流器整流后，形成发电机的励磁电压供给发电机G1转子励磁绕组。在此励磁电压作用下，发电机的定子绕组产生更高的三相交流电压。这种正反馈的作用使发电机输出电压迅速上升到空载特性曲线1和励磁特性曲线2的交汇点A，如图2所示，也即额定电压Ue （445V），从而完成发电机的自励起压过程。
图2 励磁系统自励起压过程
电容C1、C2、C3在系统中的作用是：在发电机运行于0.9额定频率附近的起压阶段，通过LC串联电压谐振作用，增大输入整流变压器的电压，使图2中的励磁特性曲线2右移，成为特性曲线3，从而快速越过B、C点，以避免电压稳定在该两点上，使发电机迅速起压。电压增大到一定值后，由于非线性阻抗迅速减小，励磁特性曲线又逐步恢复到特性曲线2上。
T1、T2、T3单相电流互感器将发电机的各相负载电流，即发电机的复励分量 Li输送至整流变压器复励绕组，复励分量 Li作为发电机电枢反应去磁效应和内阻抗压降的补偿，在整流变压器上与自励分量 Lu进行电磁（磁势）矢量叠加、耦合后经整流变压器输出绕组输出，共同加载给发电机的励磁系统，从而完成发电机的相复励调压。整流变压器在其中的作用是对电压和电流进行变换，通过电磁综合电压和电流分量，同时隔离励磁电路和发电机主回路。利用等值电路分析，可以画出相位和电流补偿时静止整流模块V29交流侧励磁电流 L的矢端轨迹，如图3所示。
图3交流侧励磁电流I的矢端轨迹图
在进行等值电路分析时，我们是用变换到副边的电流相迭加的方法来得到 L的，这只是一种分析、计算的方法，实际上两分量只有电磁联系而没有电的联系，计算分析方法中等值电路中的那些电流实际上都是磁势的表征，它的迭加实际上也是磁势的迭加，即电压与电流分量是通过电磁关系而迭加的，如图4所示。
图4相复励系统磁势迭加矢量图
电磁叠加相复励调压系统具有电流补偿和相位补偿功能，由于调压和发电机电压的变化几乎是同时进行的，因此调压动作速速，动态特性好，能满足对发电机电压的动态调整率要求。
发电机的静态电压调整主要由图1中的A1电压调整器来完成的，其调节原理：发电机的输出电压经A1电压调整器的1、3端引入，与电压调整器A1中设置的基准电压进行比较，差值经电压调整器A1中的积分比例单元电路放大后去控制可控硅的触发单元。触发单元则根据差值信号的大小和方向控制可控硅V28的导通角，以调节发电机励磁电流分流作用的大小，达到输出电压精调的目的。电压调整器A1和分流可控硅V28共同作用，来满足发电机输出电压的静态调整率。电压调整器A1在系统中的实际功能就是一个电压校正器，理论上静态电压可以做到无差调节。
为了使发电机能并联运行，励磁系统中增加了一个压降补偿电流互感器T4，其功能是与电压调节器A1中的专设元器件共同作用，来保证发电机输出外特性曲线有一定的斜率，即对输出电压进行调差。
R48在可控硅回路中进行限流，保护可控硅不受过电流的冲击。旋转整流器电路中的电容C和压敏电阻U防止瞬间过高的励磁电压对旋转整流器V2的冲击。
3 励磁系统故障现象与检查
nlc202309021332
2013年3月10日，某轮海上航行中准备对正在运行的1#辅机进行常规检修，便启动2#发电机组。运行15分钟后成功并网，并在负载转移后将1#发电机解列。此时，发现2#发电机电压突然由445V降到400V左右，调节A1电压调整器上的调压钮，电压变化不大。值班人员随即通知驾驶台停主机及相关辅助设备。这些操作完成后，发现2#发电机电压回升至410V左右，船舶电气管理人员卸载部分负荷后迅速将2#主开关分闸，同时合上1#主开关，启动相关辅助设备，待恢复主机动力及正常航行后，船舶电气管理人员查看2#发电机，电压又恢复到445V。为安全起见，船舶使用1#发电机直至靠港，同时将故障情况E-MAIL报公司，寻求岸基支持。
船舶靠妥码头后，笔者上船对2#发电机调压系统进行了全面检查，发电机各接线未发现有松动及脱落现象。检查电压调整器A1板子，也未发现有明显的烧灼和脱焊假焊痕迹。进一步检查励磁控制系统的各整流设备及其他部件，也未发现有异常，检查中仅发现静止整流器模块环氧封装面上有一条裂缝，见图5。
图5 静止整流器模块
随后启动2#发电机，将转速调到额定转速，电压为445V，将2#发电机并网，转移功率后分闸1#主开关。2#发电机电压再次降至415V左右，此时发电机频率为60Hz，功率为50kW，调节A1电压调整器上的调压钮，电压变化不大。
4 励磁系统故障分析与处理
在上述故障现象检查的基础上，对故障进行了分析。首先空载电压正常，说明发电机的自励部分及相关设备工作是正常的；发电机加上正常航行功率120kW，电压下降到400V左右，切断为主机服务的辅助设备后，电压略有上升为415V左右，说明发电机的电压是随着负荷的增加而下降的。因此，判断故障应发生在复励部分和电压调整器A1主板及整流器部分。根据以往经验，在本发电机的励磁系统中，比较容易发生故障的是电压调整器主板及整流器部分。电压调整器主板发生故障，有可能发出错误的调压信号，导致电压错调。整流模块元器件老化，有可能发生元器件可逆性击穿现象，即元器件在一定的端电压下能正常工作，但当端电压超越该值后发生击穿类似于稳压管的反向工作特性，当端电压恢复到该值以下后又恢复原先的特性，故此我把它定义为元器件的可逆性击穿。整流元器件的可逆性击穿故障，笔者曾在二十几年前的原装西门子IFC4发电机故障中碰到并处理过。相对而言，发生在T1、T2、T3单相电流互感器及T6整流变压器的概率较小。
本发电机调压系统中更换电压调整器A1主板（全插件式）和整流器模块还是比较方便的，因此我们首先考虑更换整流器模块。旋转整流器虽然运行环境较恶劣，但由于励磁电压低，整流元件超配容量大，发生损坏的概率较小，以往的管理中也较少发生这类情况，为此我们决定先更换静止整流器模块V29，况且它环氧封装面上已有一条裂缝。
但更换备用静止整流模块V29后开机试车，故障如前。然后，更换备用电压调整器A1主板，换妥后启动发电机组试车，发电机故障依旧。
进一步检查旋转整流器和T1、T2、T3单相电流互感器及整流变压器T6接线，外部连接线正常。然后将各线逐步拆除检查电流互感器T1、T2、T3和整流变压器T6，发现T3电流互感器次级绕组回路不通，拆卸下T3电流互感器检查，发现互感器引线至接线桩处断裂。对断线处重新进行了焊接处理后，将T3电流互感器装复。检查确认各拆接线连接无误后，开机试车，发电机恢复正常。我们将原更换下的静止整流模块V29和电压调整器A1主板等备件换回发电机，进行试验，发电机运行正常。由此我们确认故障是由T3电流互感器次级绕组引线处断裂所致。
5 管理中应注意的问题
对故障电流互感器T3检查发现，引线断裂处应该在生产时就存有瑕疵，经过这么多年的使用，瑕疵处不断被氧化，最终导致断裂。但由于该设备安装在发电机输出接线铜排的下端半封闭位置处，见图6，平时检查一般不会检查到这一步，发电机进厂进行预防性修理时也常常会被忽略。由设备老化和疏于检查导致的这一故障，提醒我们船舶发电机进厂进行预防性修理时，对平时容易被忽略的检查部位和项目有必要做细致的检查，尽可能将故障隐患消除在萌芽状态，从而控制和降低船舶的营运风险。
图6 电流互感器T1、T2、T3安装位置
船舶电气管理人员具备一定的专业知识是相当重要的，公司已在该船舶储备了足够的更换备件，船舶电气管理人员应有能力对这类故障进行自修处理，但该轮电气管理人员由于缺乏这方面的技能，致使船舶一台发电机运行到靠港，船舶和公司均承担了很大的风险。因此在船舶电气管理人员队伍整体技能滑坡的今天，加强对船舶电气管理人员上岗前的技能审核，培养在职船舶电气管理人员的责任意识和综合职业素养是十分重要的，也是十分必要的。在船舶电气管理人员技能培训、岗位收入等环节增加必要的投入，是确保航运企业船舶营运安全的有效途径之一。
参考文献
[1] 黄伦坤，朱正鹏，刘宗德。船舶电站及其自动装置[M]。北京：人民交通出版社，1981
[2] HFC6 456-84K船用无刷同步发电机使用手册
励磁控制系统论文 篇12
交流电动机为高阶、强耦合及非线性系统,古典线性控制方法不能解决输入输出的耦合及输出的独立控制等问题,无法满足高性能调速系统的控制要求。国内外学者研究将非线性控制理论应用到交流电动机控制系统中,取得了进展。应用到交流电动机中的非线性控制理论主要有:反馈线性法、反步法、逆系统方法、无源理论及自抗扰技术等[1],这些非线性控制理论的应用改善了电动机的控制性能。
无源性控制(PBC)作为本质上的非线性控制,利用输出反馈使电动机闭环系统特性表现为无源映射,从电动机的能量方程入手,利用不影响稳定性的无功力简化控制器的设计[2,3]。
近几年来的无源性控制研究主要集中在异步电动机上[4,5,6],本文采用同步电动机的欧拉—拉格朗日形式的机电统一数学模型,并从能量函数出发,根据系统转矩给定、速度给定,设计渐近跟踪的无源控制器。由该方法设计的同步电机无源性控制器简单,不影响系统的稳定性,无奇异点且鲁棒性较好。
2 同步电机欧拉-拉格朗日数学模型
同步电机在两相同步旋转dq坐标系下的电压方程和电磁转矩平衡方程如下所示[7]:
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其中,Rs、Rf分别为定子、励磁绕组电阻;RD、RQ分别为阻尼绕组d、q轴电阻;Lsd、Lsq分别为定子d、q轴自感;LD、LQ分别为阻尼绕组d、q轴自感;Lmd、Lmq分别d、q轴电枢反应电感;Lf为励磁绕组自感;J为转动惯量;D为机械阻尼系数;TL为负载转矩;np为极对数;p为微分算子;ω为转子旋转角速度;ud、uq、uf分别为定子d、q轴电压和励磁电压;id、iq、if、iD、iQ分别为定子d、q轴、励磁和阻尼绕组d、q轴电流。
将电气方程和转矩平衡方程结合在一起,并整理可得同步电机E-L形式的电气—机械系统方程,如下所示:
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其中
xT=(idiqifiDiQω)=(x1x2x3
x4x5x6)为状态变量;
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u1,u2,u3为控制变量
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F(x)为反对称矩阵,即xTFx=0,G为对角正定矩阵。
取正定二次型能量函数:
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对式(2)求导后,代入式(1)中整理可得:
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对式(3)两边同时积分,可得:
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式(4)左边为整个电动机系统能量的增量,右边为外部电源供给电动机的能量,系统能量增量的总和小于外部注入能量的总和,则电动机系统是严格无源的。
3 控制器设计
3.1 磁链、转矩控制器设计
设系统期望的输出转矩为Td,转子磁链为Ψf,期望的磁链幅值为M,根据同步电机矢量控制的转子磁场定向的思想,采用id=0控制,转子磁链渐近跟踪磁链幅值,电磁转矩跟踪期望转矩,则跟踪问题转化为实现下列控制目标[3]:
(1) 电磁转矩渐近跟踪期望转矩:
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(2) 转子磁场渐近定向:
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(3) 转子磁链幅值渐近跟踪期望幅值:
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设xd=[x1dx2dx3dx4dx5dx6d]T为待设计的期望状态变量,设计xd使之满足控制目标,即下列相应的式子:
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令跟踪信号误差e=x-xd,代入式(1)可得误差系统的动态方程为:
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取误差系统的正定能量函数为:
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对式(6)求导后代入式(5)中,可得:
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由Lyapunov稳定性定理第二法[8]可得,若式(7)小于0,则e渐近收敛到0。因此,可令h=-Ke,K=diag(k1k2k3k4k5k6)。其中,k1,k2…k6均大于0,K为阻尼系数,是为改善系统的动态响应,降低控制系统对参数变化的灵敏度而增加的阻尼项,K的大小决定了e→0的速度。则式(7)变为:
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此时,系统在获得期望跟踪性能的同时,也保证了稳定性,这一过程可通过选择合适的xd来实现,称为能量成形。
由控制目标可得期望状态变量的计算方程为:
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无源性控制变量的计算方程为:
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由此设计出的控制器能实现电磁转矩的跟踪,同时又能实现对电气状态的控制目标。一般而言,因为转子阻尼绕组电流x4、x5不可测量,跟踪误差e4、e5无法得到,所以,常取k4=k5=0。
3.2 转速控制器的设计
转速外环建立转速误差反馈,采用PI控制器,就可以得到参考转矩:
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其中,kp、ki分别为比例增益和积分增益。
4 仿真验证
采用MATLAB对无源性控制系统进行仿真验证,同步电机参数[9]为:Rs=0.142Ω,Rf=0.375Ω,RD=RQ=0.823Ω,np=4,J=0.058kg·m2,D=0.01N·(m/s),M=1,Lsd=0.852H,Lsq=0.952H,Lmd=0.423H,Lmq=0.423H,Lf=0.823H,LD=0.823,LQ=0.623H。
系统空载启动,在0.5s时给定200r/min的转速信号,系统稳定后,2s时突增负载为8N·m,在3s时转速增加至400r/min。可得系统仿真结果如图1所示。
仿真结果可见,电机的实际转速能够快速、平稳地跟踪参考转速,在突加负载时,转速略有变化,随后能很快跟踪目标转速,稳态运行无静差,抗扰力较好;电动机输出的电磁转矩能够较快地跟踪负载转矩的波动;定子三相电流和转子位置角输出效果较好,还有的谐波量少。
5 实验验证
以TI公司的高性能浮点DSP TM320F28335为核心控制器,在一台2kW的电励磁同步电机上进行了实验,电机参数与仿真所用参数相同,实验波形如图2所示。
由图2(a)可以看出电机的实际转速能够很好地跟踪期望转速,稳态运行无静差;图2(b)为电机的转子位置角,可以看出电机转子位置能够实现快速跟踪;图2(c)为电机转速在300rpm时测出的A相定子电流波形,波形接近正弦,电流畸变较小。实验结果证明了电励磁同步电机无源性控制的合理性和有效性。
6 结论
本文建立了同步电动机欧拉—拉格朗日形式的机电统一数学模型,配置出不影响系统稳定性的无功力,迫使系统总能量跟踪预期的能量函数,保证了系统的稳定性。所设计的无源性控制器考虑了同步电机转子阻尼绕组对动态过程的影响,同时实现了间接的转子磁链定向和磁链幅值保持,从而实现了转速的渐近跟踪控制。仿真和实验结果表明了该控制方法的有效性。
值得注意的是,与传统的矢量控制有所不同,无源性控制器的磁通控制是开环的,参数的变化或者磁路的饱和都可能使实际磁通偏离给定值,从而影响系统的控制性能。
参考文献
[1]王久和(Wang Jiuhe).交流电动机的非线性控制(Nonlinear control of AC motors)[M].北京:电子工业出版社(Beijing:Publishing House of Electronics In-dustry),2009.
[2]陈峰,徐立文(Chen Feng,Xu Liwen).基于无源性的同步电机控制器设计(The design of passivity-basedcontroller for synchronous motor)[J].电机与控制学报(Electric Machines and Control),1998,2(4):217-220.
[3]薛花,姜建国(Xue Hua,Jiang Jianguo).同步电动机无源性控制方法(Passivity-based control strategies ofsynchronous motors)[J].上海交通大学学报(Journalof Shanghai Jiaotong University),2008,42(12):2015-2019.
[4]Galaz M,Ortega R,Bazanella A.A consistent parameterestimator for excitation control of synchronous generators[A].Proceeding of the 41st IEEE Conference on Deci-sion and Control[C].Las Vegas,Nevada USA,2002.142-147.
[5]张新华,戴先中(Zhang Xinhua,Dai Xianzhong).基于无源性的感应电机转矩与转速控制(Torque and speedcontrol of induction motor based on passivity)[J].电工技术学报(Trans.of China Electrotechnical Society),2001,16(4):34-37.
[6]Romeo Ortega,Carlos Canudas,Seleme I Seleme.Non-linear control of induction motors:torque tracking withunknown load disturbance[J].IEEE Transaction on Au-tomatic Control,1993,38(11):1675-1680.
[7]李崇坚(Li Chongjian).交流同步电机调速系统(ACsynchronous motor control system)[M].北京:科学出版社(Beijing:Science Press),2006.
[8]李先允(Li Xianyun).现代控制理论基础(Moderncontrol theory)[M].北京:机械工业出版社(Beijing:China Machine Press),2007.