励磁方式

2024-06-17

励磁方式（精选5篇）

励磁方式篇1

1 前言

宣龙公司三高线投产, 飞剪的控制采用的是控制采用西门子6ES70调速装置, 在实际生产中控制性能稳定。但是在生产过程中, 中轧前为1号飞剪, 有切头和碎断功能。预精轧前为2号飞剪, 有切头切尾和碎断功能, 精轧前为3号飞剪, 有切头功能。切头、切尾均由飞剪前热检控制, 由于过钢节奏为70秒左右。1、3号飞剪为每根钢剪切一次, 2号剪每根钢头尾各剪切一次, 每次剪切时飞剪运行约1.5秒左右, 加上故障碎断时间, 合计约95%时间为不运行状态, 但只要合闸, 励磁电流就一直常给着 (平均电流为28A左右) , 造成不必要的电能损耗, 同时由于励磁线圈常时间得电造成电机发热, 造成飞剪电机烧毁, 为了降低飞剪电机的温度, 以及节省不必要的能耗, 决定对其改造。

2 西门子6SE70的介绍

2.1 结构特点

·CUD1板:可外接模拟量、开关量的输入输出装置, 具有编码器接口, RS232和RS485接口, 测电机温度接口。

·CUD2板:配有丰富的开关量、模拟量接口以及SIMOREG装置并联接口。

·CBP通讯板:可与上位机之间通讯, 波特率高达12M, 并配有快速闪存存储器。

2.2 工作原理

西门子6RA70全数字直流调整装置是一个逻辑无环流控制系统, 主回路为正反相互并联的两组可控硅, 是典型的双闭环调速系统。双闭环调速系统实现了在电流限制下的快速起动。原理图如图所示:

飞剪的速度控制是用转速外环, 电流内环的双闭环调速方式。1ACR用来控制正组触发装置GTF, 2ACR用来控制反组触发装置GTR。1ACR的给定信号Ui1经反号器AR作为2ACR的给定信号-Ui1, 选择可使电流反馈信号Ui的极性在正反转时都不必改变, 从而可不用采用反应极性的电流检测器。此电路有一个最主要部件是无环流逻辑控制器DLC。它是保证系统正常工作的关键部件。它完成系统的自动切换工作, 在任何情况下不允许两组晶闸管同时触发, 保证“无环流”, 否则, 将造成严重的短路事故。即在一组晶闸管工作时, 另一组晶闸管脉冲被封锁。

3 励磁控制方法改造

3.1 技术创新方案

通过我们小组技术人员对实际情况的认真分析和各种方案的可行性研究, 决定将3个飞剪的励磁控制方式采用分段式励磁控制, 飞剪在不剪切或不碎断时, 将励磁电流减少 (剪切时, 励磁电流为18A左右) , 当飞剪动作时, 将励磁电流在短时间内提高到正常电流, 以保证正常剪切速度。

3.2 具体实施办法

将6ES70调速装置的P692=1, 选择接入停机励磁的源。P257=70% (停机励磁) , 该参数为通过选择了信号驱动的“停机励磁”功能 (P692在选择时) 时, 励磁电流减速小到的数值。然后PLC程序编程:飞剪剪切时, 当剪前热检有信号时, 马上把励磁电流提高到正常电流, 当剪切完成后, 减小励磁电流为节能状态;当有碎断命令时, 也同样把励磁电流恢复到正常电流, 当碎断结束后, 飞剪减小励磁电流为节能状态。

最后PLC编程的命令通过PROFIBUS DP网状态字传输到各个飞剪的70箱, 使飞剪最终实现分段励磁的效果, 完全实现了我们的预期效果。

4 改造中遇到的问题

在项目改造过程中我们遇到的主要问题是程序中的电流计算, 以及一些重要参数的修改。针对这一问题, 我们在得到有关部门领导的大力支持并咨询了当初设计飞剪的专家, 并且经过多次修改, 最终很好的完成了改造。

5 改造成果

通过我们对飞剪励磁控制的一系列改造, 飞剪电机温度已由原来的110℃左右, 下降到50℃左右, 大大提高了设备的安全运转性能。最主要的是避免了电机的烧毁, 降低了电能不必要的损耗。

6 结束语

通过对宣龙高线飞剪励磁控制的研究和改造, 极大的延长了飞剪电机的使用寿命, 提高了设备的安全运转性能和生产能力, 降低了电能不必要的损耗。此项改造的成功也为今后对其它设备的改造提供了良好范例。

参考文献

[1]西门子电气传动公司.西门子6RA70系列全数字直流调速装置使用说明书.2000.

[2]西门子电气传动公司.SIMORGE全数字直流调速装置样本DA21.2000.

励磁方式篇2

1 励磁原理

我厂的励磁系统为无刷励磁系统, 分为两级, 如图1所示。

永磁机与汽轮机同轴旋转, 产生274V, 400Hz的三相交流电, 经三相全波整流, 输出锯齿波直流 (额定电压18.6V, 电流246A) , 该直流有效值由可控硅导通角控制大小, 励磁调节即通过改变可控硅导通角大小从而改变直流电流大小, 由该直流再给交流励磁机供励磁电流, 这样在交流励磁机的转子侧产生了交流电 (额定电压417V, 频率200Hz) , 这个交流电通过旋转整流桥, 产生额定电压500V的直流电, 直接和发电机转子相连, 供给发电机励磁。图中显示了主控GEX001ID的测点位置, 该电压显示在励磁开关41E的上游, 如果可控硅没有截止, 则必然会产生电压, 那么又是什么原因导致未合励磁开关的条件下可控硅没有截止呢?如果没有截止, 导通角会有多少?要解释这些问题, 必须要了解励磁系统的调节。

励磁调节:我厂采用日本三菱公司的AVR系统, 取自GSY100TU的发电机端口电压作为实际电压参数, 与自动调节器90R的设定值比较, 差值经一系列环节, 控制可控硅的导通角, 进而改变发电机端口电压。整个控制回路还有PSS/MEL/VFL/OEL等环节的参与, 由于与本文讨论的主题无直接关系, 不在此处展开, 简化的调节模拟图如图2所示。乍一看, 似乎由于未合励磁开关, 电压为0, 使调节回路一直处于最大输出状态, 结果导致励磁电压满量程, 事实是否如此呢?

我们截取图2的一个部分, 如图3, 可以看出, 当励磁开关41E未合时 (41E ON为0) , 回路的调节信号被旁路, A处输出为0, 可见前述的猜想并不正确。而B处输出也强制变为-2, C处输出在励磁开关未合条件下就是B的值, 也为-2, 此时励磁电流Ife为0, 故K2之前的输入为-2, K2=10, K3是个积分环节, 所以此时输出即刻就到了限幅环节的下限, 即角度到达130度, 可控硅反向导通 (逆变状态) , 也就是说此时磁场方向和正常运行时是相反的。但是由于电压测量的只是平均值, 不能反映方向, 所以当永磁机有电压时 (即合上永磁机出口开关, 在并网前第二步操作票中执行) , GEX001ID也有了电压指示, 当转速3000RPM时, 根据图3提供的数学模型, 可以大概算出电压为Ufe=1.35*274*cos130=237V (VAC=274V) , 主控GEX001ID中的电压指示满量程为50V (正常15.8v左右) , 就地盘柜上的仪表满量程为200V, 均被超出。那么这个初始电压的存在, 是否会导致在合励磁开关后发电机立刻产生初始电压呢 (改变90R的预设升压曲线) ?我想应该是不会的。由于励磁机线圈是一个大电感, 它会阻碍电流的产生, 因此合励磁开关瞬间并不会马上产生励磁电流, 而投上励磁开关后, 调节回路会立即开始工作要求调节导通角, 导通角将马上从130度回到<90度, 因而不会导致发电机非预期升压。行文至此, 关于本文开头的问题已经得到解答。但是对于余弦函数, 0-90度的角度范围其余弦代数值已覆盖了最小到最大范围, 即为0-1, 已可以满足励磁调节的需要, 为何还要设计90度-130度的调节区间呢?

2 逆变灭磁的必要性

如前所述, 从图3可以看出, 只要励磁开关断开, 可控硅即刻进入反向导通状态, 不难猜想, 这种反向导通会和灭磁有关。事实上这就是逆变灭磁。在一些电厂正常停机也正是依靠逆变灭磁的, 此时, 励磁开关并不断开, 依靠逆变使磁场换向, 从而快速降低励磁电流, 在励磁电流为0时断开励磁开关, 避免过电压危害, 但显然这和我厂的实际条件不符。我厂无论正常停机还是事故停机, 均完全依靠灭磁电阻灭磁, 在励磁开关断开时投入灭磁回路, 自动接入灭磁非线性电阻。要使非线性电阻发挥作用一个必要条件就是非线性电阻两侧电压必须高于一定值。如图4所示, 当励磁开关开断时, 由于电感的反电势效应, 其两端电压U=UK-Ud, 为了导通非线性电阻, 必须要有U>UR, 其中UR为达到灭磁要求放电电流所需的电压阈值 (残压) , 可见, 当可控硅逆变时, Ud反向, 自然提高了U的值, 因而有助于导通非线性电阻从而使灭磁成功。正是基于这个原因, 所以导通角设置了90度-130度的区间段, 并且在励磁开关断开时自动反向导通。

本文解释了在励磁开关未合闸时主励磁机励磁电压建立的原因, 并粗浅讨论了可控硅逆变在AVR系统中存在的必要性, 希冀能对同仁有所帮助, 囿于水平, 错误之处, 恳请指正。

(数据:1650RPM190V, 1500RPM170V, 线形OK, 可以推算3000RPM340V, 即永磁机电压393V或者147度)

5) 自动电压调节器建压后, 测量的机组数据如下:

励磁方式篇3

交流励磁发电机定子侧接电网,转子上采用三相对称分布的励磁绕组,由变频器提供对称交流电励磁,且励磁电压的幅值大小、频率、相位、相序都可根据要求加以控制,使得交流励磁发电机具有良好的稳定性及转速适应能力、独立的有功与无功调节能力和较强的进相运行能力,性能超越传统同步发电机和感应发电机,因而有着广阔的应用前景[1,2]。

变频器输出电压含有谐波,必定使交流励磁发电机转子电流、定子电流和感应电势含有谐波,抑制感应电势和电流谐波、保证输出电能质量是一个重要课题,同时还应竭力避免变频器对电网造成谐波污染、提高变频器输入功率因数。本文首先在Saber仿真平台下对矩阵式交-交变频器的性能进行仿真分析,研究发电机定、转子电流和感应电势及变频器输入电流波形,并作相应的谐波分析,然后与交-直-交变频器和交-交变频器作励磁电源时发电机的运行特性进行了对比分析。展示了以矩阵式交-交变频器作为交流励磁发电机励磁电源的可行性,并为交流励磁发电机的励磁系统工程设计提供了一定的理论参考依据。

1 矩阵式交-交变频器励磁的交流励磁发电机特性研究

根据交流励磁发电机系统对励磁变频器要求,提出采用矩阵式交-交变频器作为交流励磁发电机的励磁电源。矩阵式变频器主电路结构简单,号称“全硅”变频器,负载频率不受限制,可获得正弦波的输入和输出电流,任何负载时都可在接近于1的功率因数下运行;矩阵式变换器可实现能量双向流动,无中间直流环节,结构紧凑,体积小,效率高。如图1所示。

根据所建立的交流励磁发电机励磁控制系统的仿真模型,对交流励磁发电机稳态有功、无功、转速调节特性和暂态特性进行了仿真计算,研究表明,交流励磁比传统同步发电机具有更好调节特性,达到了发电机有功、无功、转速独立控制的目的[3]。

本文利用混合信号系统仿真软件Saber对矩阵式交-交变频器励磁的交流励磁发电机系统的谐波进行了仿真研究。研究结果如图3所示,从图可看出变频器的输入位移因数很高,输入相电流主要由基波分量和频率为输入滤波器截止频率的谐波分量组成。

2 矩阵式交-交变频器与其它变频器作励磁电源的比较

目前流行的变频装置为交-直-交变频器和交-交变频器[4,5],本文建立了交-直-交变频器的元件级仿真模型及交-交变频器的原理性仿真模型,将之用作交流励磁发电机的励磁电源进行仿真,并与矩阵式交-交变频器作励磁电源进行了比较。

2.1 矩阵式交-交变频器与交-直-交变频器的比较

采用PWM逆变电路的交直交变频器可以使输出电流接近正弦,也可用作交流励磁发电机的励磁电源。本文建立了交直交电压型变频器的元件级仿真模型,采用二极管不控整流,逆变级采用输出线电压空间矢量调制,其拓扑结构如图4所示。

交流励磁发电机在图2所示工况下运行时感应电势和定子电流、转子线电压和电流、交直交变频器输入相电压和相电流的仿真计算曲线及相应的频谱图如图6所示。

经计算,感应电势和定、转子电流波形的正旋性畸变率比矩阵式交交变频器作励磁电源时(见表1),这是由于矩阵式变频器的虚拟中间直流电压是以6倍工频脉动的,而交直交变频器的中间直流环节有大容量储能电容起稳压作用,其输出线电压所含谐波的幅值应比矩阵式变频器小。但交直交变频器输入相电流波形的正弦性畸变率比矩阵式变频器大,还可看出输入相电流滞后于相电压。

2.2 矩阵式交-交变频器与交-交变频器的比较

图5为三相交交变频器接线图,该变频器效率较高,可实现四象限工作,低频输出波形接近正弦波;但接线复杂,电力电子器件多,输出频率受电网频率和变流电路脉波数的限制,输入功率因数较低,输入电流谐波含量大,频谱复杂[6]。

本文利用余弦交点法调制算法模板,建立了交交变频器的原理性仿真模型,图7(a)～图7(f)为交流励磁发电机以该变频器为励磁电源运行于图2所示工况下相应的波形图和频谱图。

经仿真计算,此时感应电势和定、转子电流波形的正弦性畸变率分别为2.3%、1.4%、1.9%,交交变频器输入相电流波形的正弦性畸变率为32.3%,均比矩阵式交交变频器或交直交变频器作励磁电源时大。

2.3 三种变频器作交流励磁发电机励磁电源的性能比较

表1对三种变频器作交流励磁发电机励磁电源的性能进行了比较,矩阵式交交变频器比其余两种变频器的输入功率因数高,对电网的谐波污染小。交交变频器的输出频率从2 Hz变为10 Hz时,输入功率因数显著降低,对电网的谐波污染明显增大,发电机定、转子电流波形畸变严重,故6脉波交交变频器不宜用于风力发电等变速恒频发电领域。

仿真分析表明:(1)矩阵式交交变频器励磁与不控整流交直交变频器相比,主要优点在于能方便地将转子回路的能量回馈电网,输入功率因数高,对电网的谐波污染小。(2)矩阵式交交变频器励磁与交交变频器相比,主要优点在于输出电流谐波含量小,输出频率范围宽,输入功率因数高,发电机系统对电网的谐波污染小。

3 结束语

本文分别以交-交变频器或交-直-交PWM变频器作交流励磁发电机的励磁电源进行仿真分析,前者输出电压中含有大量的谐波,输入侧功率因数也很低,对电网和发电机均有严重的谐波污染和负面效应;后者虽然改善了输出性能,但不控整流加电容滤波的变换造成输入电流畸变、谐波增大,输入功率因数低下,且需要大体积的直流贮能电容,更为不利的是难以实现同步速上、下运行时交流励磁电源必需的功率双向流动。因此交流励磁发电技术实现的关键在于寻求一种输入、输出特性好,无电力谐波,功率可双向流的“绿色”变频器。矩阵式交-交变频器正是能满足这些要求的功率变换器。本文在Saber仿真平台下对矩阵式变频器与交-交变频器或交-直-交PWM变频器进行性能对比分析,结果表明矩阵式变频器不但具有再生运行能力,解决了交流励磁发电机转子回路能量的回馈问题,而且其输入功率因数高,输入电流波形正弦性比交直交、交交变频器好,对电网的谐波污染较小,因此它将可能成为交流励磁发电机理想的励磁电源。

参考文献

[1]徐锦才,等.多相励磁发电技术的研究概述[J].电力系统自动化,1997,21(4):44-46.

[2]邵为民.新型的转差频率励磁发电机[J].电工技术学报,1989(2):35-39.

[3]肖刚,等.矩阵式变换器励磁的双馈发电机系统建模与仿真[J].重庆大学学报(自然科学版),2003(,3):89-94.

[4]Holmes P G,et al.Cycloconverter Excited Divided-winding Doubly-fed Machine As a Wind-power Converter[J].IEE Proceedings,1984,131(2):61-69.

[5]Pena R,Clare J C,Asher G M.Doubly Fed Induction Generator Using Back-to-back PWM Converters and Its Application to Variable-speed Wind-energy Generation[J].Electric Power Applications,IEE Proceedings,1996,143(3):231-241.

励磁方式篇4

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

励磁方式篇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:

$Q_{c r e f} = a Ρ_{t s} - b U_{t s}^{2} (1)$

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:

$10 (Ι_{L_{\max}}^{2} - Ι_{L_{\min}}^{2}) = t (Ι_{L}^{2} - Ι_{L_{\min}}^{2}) (2)$

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。