大型汽輪發電機軸電壓和共模電壓仿真建模研究

許煥清，王宏華，王成亮

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大型汽輪發電機軸電壓和共模電壓仿真建模研究

許煥清1，王宏華2，王成亮1

（1．江蘇方天電力技術有限公司，南京 211102；2．河海大學能源與電氣學院，南京 210098）

針對勵磁變二次側星形連接的傳統軸電壓仿真模型不能揭示勵磁變三相對地電容不平衡導致軸電壓增大的局限性，首次建立了勵磁變二次側角形聯結的大型發電機靜止勵磁的軸電壓數值仿真模型，對靜止勵磁軸電壓主要成分及其防治措施進行了仿真分析，并與1000MW發電機軸電壓現場實測比對，得出靜態勵磁系統輸出共模電壓高頻奇次諧波是大型汽輪發電機的主要軸電壓源的結論。對勵磁變二次側角形聯結的大型發電機的共模電壓及軸電壓進行了仿真，發現勵磁變三相對地電容不平衡將導致共模電壓畸變及軸電壓增大，并仿真研究了相應的抑制策略。

發電機；靜態勵磁；軸電壓；共模電壓；建模

0 前言

隨著發電機單機容量的增大，軸電壓成為制約大型發電機安全可靠運行的嚴重問題之一。發電機在運行時產生的軸電壓是不可避免的，文獻[1]和[2]均指出“應采取措施限制軸電壓”。文獻[2]要求軸電壓不大于20V。較小容量發電機軸電壓多為2~10V，但不少1000MW、600MW發電機長期運行在軸電壓將近20V，個別發電機出現了50~60V的軸電壓，有的發電機軸電壓甚至短時達到100V。

發電機軸電壓過高會導致發電機軸瓦潤滑油老化、油膜絕緣破壞、軸瓦燒蝕、軸承磨損加速、接地碳刷打火、軸電流超標、軸部件磁化等危害，造成不必要的損失。大機組軸電壓過高，還會對電渦流傳感原理的軸振測量形成干擾，可能引起軸振虛高，導致機組跳機[3]。

因晶閘管換流所引發的高頻軸電壓脈沖，靜態勵磁系統會產生一個新的軸電壓源。而隨著可控整流新技術的應用，大容量發電機大多選用自并勵方式，勵磁電流都很大，勵磁脈沖的影響更為明顯，這種軸電壓具有復雜的諧波脈沖分量，且通常幅值較大，成為大型靜態勵磁發電機產生軸電壓的主要原因之一。

國內外學者和工程師們已經認識到軸電壓過高的嚴重危害，對于電動機軸電壓和較小容量發電機軸電壓進行了大量研究[4-8]。發電機軸電壓成分復雜，主要包括靜電荷引起的軸電壓、磁通不對稱引起的軸電壓、軸向磁化引起的軸電壓、靜態勵磁引起的軸電壓等。多數文獻[9-15]對發電機軸電壓產生原因進行了定性分析，但對大容量發電機軸電壓產生機理及其抑制措施的建模和研究有待深入。

鮮有對勵磁變二次側角形聯結（以下簡稱角接）的建模工作。傳統建模均以瑞典文獻[5]為基礎開展研究，其勵磁變模型二次側為星形聯結[9-15]，無法反映出二次側對地電容不平衡引起的共模電壓畸變。然而，大型發電機組主流配套的ABB和南瑞勵磁系統的勵磁變二次側均為角接，且存在變壓器三相對地電容不平衡的實際情況[16-17]。建立含勵磁變二次側角接的模型有助于揭示對地電容不平衡情況下發電機共模電壓和軸電壓的變化，故很有必要建立對應機組實際的仿真模型，并研究其抑制措施。

本文以江蘇某1000MW發電機為研究對象，建立了基于實際參數的勵磁變二次側角接的1000MW靜止勵磁發電機軸電壓MATLAB仿真模型，并與其軸電壓的實測分析對比，研究了靜態勵磁引起軸電壓的機理及其抑制措施。

1 靜態勵磁系統產生軸電壓的仿真建模

1.1 勵磁變二次側角接的靜態勵磁軸電壓仿真建模

本文基于Matlab Simulink PowerSystem，按照江蘇某1000MW汽輪發電機組實際參數，建立了大型靜態勵磁發電機軸電壓和共模電壓的仿真模型，如圖1所示。其中，發電機為THDF125/67型，參數見表1；機組靜態勵磁系統為ABB公司產品；勵磁變為DC89-3700/27型，由三臺單相變組成，參數見表2。

仿真模型由靜態勵磁系統、轉子勵磁繞組系統和轉子軸系系統三部分構成，仿真選用ode23tb算法，用powergui模塊進行定步長離散采樣。其中，靜態勵磁子系統模型見圖2，采用三相全控橋式整流。6脈沖發生器由階躍信號下降沿觸發同步，共陰極組的脈沖依次差120°，共陽極組也依次差120°，故六個晶閘管的觸發脈沖相位依次差60°，同相的上下兩個橋臂的脈沖相差180°。三相橋電路模塊采用Universal Bridge模塊。

圖1 大型靜態勵磁發電機軸電壓仿真模型總體結構圖

表1 發電機技術參數

表2 勵磁變技術參數

圖2 勵磁變為Yd11型的靜態勵磁系統模型

勵磁變設為二次側角接的Yd11型三相雙繞組變壓器。由于勵磁變無中性點引出，同多數文獻將共模電壓定義為對中性點電壓不同，本文定義整流橋輸出共模電壓U為整流橋輸出正極對地電壓1、輸出負極對地電壓2的平均值。

轉子勵磁繞組共14個線圈，每個線圈7匝。為考慮勵磁繞組端部漏磁影響，對繞組端部的兩個線圈單獨建模，其每半匝導線均由一個電感和兩個電容的π型電路模擬。中間的12個線圈作集總處理，其每半個線圈用一個電感和兩個電容構成的π型電路模擬。在第1和第2線圈之間接有一個無源R-L電路，模擬勵磁繞組中第1至第7線圈的損耗；在第13和第14線圈之間接有一個同樣的無源R-L電路，模擬勵磁繞組中第8至第14線圈的損耗。在一定頻率范圍內，對于與頻率相關的勵磁繞組損耗采用R-L電路估算有一定精度。

轉子軸系系統仿真模型如圖3所示。定子鐵心與轉子的同心度決定了與頻率相關的軸系狀態，在一定的頻率范圍內，與頻率相關的阻抗可用無源R-L電路估計。在汽輪機部分，轉子和汽缸之間的電感決定了軸系的阻抗，故將兩個低壓缸、一個中壓缸、一個高壓缸分別用相應的電感模擬，而這些位置處及汽側端部、勵側端部位置處分別設置了對地電容來模擬轉軸對地分布電容。勵側RC并聯阻抗和模擬汽側接地碳刷的電阻R_brush在圖4中暫未接。

圖3 轉子軸系系統模型

2 軸電壓仿真結果分析及與現場實測的對比

2.1 未采用抑制措施時的軸電壓仿真分析

基于上述建立的軸電壓仿真模型，暫不考慮任何軸電壓抑制措施，對大型發電機靜態勵磁軸電壓特性進行仿真，觸發角設置為75°，勵磁變二次側三相對地電容Ct_A、Ct_B和Ct_C均取0.01μF，仿真結果如圖4所示。

由圖4可知，未采用軸電壓抑制措施時，軸電壓波形與共模電壓波形的形狀基本一致，整流橋輸出共模電壓為靜態勵磁軸電壓產生的重要因素，整流橋輸出共模電壓基頻為150Hz。

圖4 無抑制措施時的共模電壓及軸電壓仿真圖

2.2 大軸汽側接地措施下軸電壓仿真分析

大型發電機普遍采用了大軸汽側接地的軸電壓抑制措施。基于上述建立的軸電壓仿真模型，將圖3中R_brush接入，取R_brush為0.5Ω以模擬大軸接地良好，開展基本措施下大型發電機靜態勵磁軸電壓特性的仿真，勵磁變二次側三相對地電容均取0.01μF，觸發角設置為75°，仿真結果如圖5所示。

圖5 大軸汽側接地措施下的共模電壓和軸電壓仿真圖

由圖5可知，勵側軸電壓在150Hz、450Hz、750Hz、1050Hz處的幅值遠大于其他頻率處，可見靜態勵磁系統引起軸電壓的主要成分為整流橋輸出共模電壓基頻及其3次、5次、7次等高頻奇次諧波分量。與圖4相比，大軸汽側接地措施下的共模電壓和軸電壓的幅值變化不大，但其有效值有所減小。可見大軸汽側接地對勵側軸電壓有一定的抑制效果，但勵側高頻軸電壓峰值仍然對機組安全運行構成威脅，這是由于大軸阻抗對勵側軸電壓高頻成分影響大所致，因此，僅大軸汽側接地，即使其接地良好，亦不能消除勵側軸電壓的高頻成分。

2.3 1000MW發電機軸電壓實測及分析

對建模依據的1000MW發電機開展了軸電壓現場實測，軸電壓有效值為20.01V。實測時的勵磁電流為3817A，勵磁電壓為274.3V，觸發角約為75°。軸電壓實測波形如圖6所示，軸電壓主要頻率及數值見表3。

時域波形可見，靜態整流器換流時引起的高頻軸電壓脈沖表現為周期性峰值出現。頻域分析表明，軸電壓最大峰值出現在1051Hz頻率處，其次為451Hz頻率處，還可見一定幅值的雙倍工頻和四倍工頻諧波分量，為發電機本身磁路不對稱或剩磁所產生的軸電壓，該分量幅值比較小，本文建模仿真主要針對靜態勵磁因素。

圖6 軸電壓實測波形

對比圖5和圖6可知，軸電壓仿真與實測結果基本吻合，對靜態勵磁軸電壓的建模具有良好的工程精度。靜態勵磁系統輸出共模電壓高頻奇次諧波是大型汽輪發電機的主要軸電壓源。

3 二次側角接的勵磁變三相對地電容不平衡的軸電壓分析

大型發電機靜態勵磁系統均配套大容量勵磁變，大容量勵磁變因運輸和安裝等考慮通常由三臺單相變壓器組成。由于制造、安裝和運行的分散性，勵磁變存在三相對地電容不平衡的現象。如圖7（a）所示，勵磁變模型二次側為星形聯結，其二次繞組對地電容可用中性點對地電容C模擬。共模電壓定義為整流橋輸出正負極對中性點電壓3、4的平均值，則無法反映出二次側對地電容不平衡引起的共模電壓畸變。而勵磁變二次側角接的模型由于勵磁變無中性點引出，故無中性點引出，A、B、C三相對地電壓由各相對地電容1、2、3確定，本文定義共模電壓為整流橋輸出正負極對地電壓1、2的平均值，就可以反映出對地電容不平衡情況下共模電壓和軸電壓的變化，如圖7（b）所示。

取Ct_A和Ct_B為0.01μF，Ct_C為0.015μF，模擬勵磁變二次側三相對地電容不平衡情況，對大軸汽側接地措施下勵磁變二次側三相對地電容不平衡的情況進行仿真，觸發角設置為75°，仿真結果如圖所示8。

圖7 共模電壓定義示意圖

圖8 勵磁變三相對地電容不平衡的軸電壓仿真

對比圖8和圖6可見，整流橋輸出共模電壓波形發生嚴重畸變且幅值增加，其原因分析為組成勵磁變的三相變壓器內部繞組分布電容不均會造成各相對地電壓不平衡，從而導致軸電壓幅值也增大。

4 軸電壓和共模電壓畸變的抑制措施研究

針對仿真結果圖8的勵磁變二次側三相對地電容不平衡情況，分別對以下措施進行仿真研究。

4.1 補償電容

采用補償電容法使得三相對地電壓恢復平衡，對A相、B相分別補償0.005μF，則三相對地電容均為0.015μF，觸發角設置為75°，仿真結果如圖9所示。

比較圖9和圖8可見，采用補償電容使三相對地電壓平衡的方法，可有效地消除共模電壓的畸變，使得共模電壓最大幅值由峰值310V降為260V。但由于軸電壓不僅與共模電壓成正比，且與變壓器對地電容成正比，雖然軸電壓幅值也有所減少，但在三相對地電容不對稱時該方法難以有效抑制軸電壓。

4.2 勵側并聯RC阻抗接地

將圖3模型中的RC接入（R取500Ω，C取10μF，下同），以模擬勵側并聯RC阻抗接地的措施，觸發角設置為75°，相應的仿真結果如圖10所示。

圖9 勵磁變三相對地電容平衡的軸電壓仿真

圖10 勵側并聯RC阻抗的勵磁變對地電容不平衡軸電壓仿真

對比圖10和圖9可見，在勵磁變二次側三相對地電容不對稱時，采用勵側并聯RC阻抗網絡接地的方法可有效抑制軸電壓，但對三相對地電壓不平衡引起的共模電壓增幅不能抑制。

4.3 勵側并聯RC阻抗，整流橋輸出正、負側加對稱的阻容濾波器

在勵側并聯RC阻抗接地的同時，采用在整流橋輸出正、負側加對稱的阻容濾波器的措施，其中R選2000Ω，C選0.5μF，示意圖見圖11，觸發角設置為75°，相應的仿真結果如圖12所示。

圖11 整流橋輸出正、負側加對稱的阻容濾波器示意圖

圖12 勵側并聯RC阻抗、整流橋正負加對稱阻容濾波器措施下的勵磁變對地電容不平衡軸電壓仿真

對比圖12和圖11可見，在三相對地電容不對稱時，采用勵側并聯RC阻抗同時，整流橋輸出正、負側加對稱的阻容濾波器，不僅可有效抑制軸電壓，而且可有效抑制三相對地電壓不平衡引起的共模電壓畸變及其增幅，且不影響高壓設備絕緣。

5 結論

本文首次建立了與實際相符的勵磁變二次側角接的大型靜態勵磁發電機軸電壓MATLAB仿真模型，對靜止勵磁軸電壓主要成分及其抑制措施進行仿真分析，對比1000MW發電機現場實測軸電壓，得出靜態勵磁系統輸出共模電壓及其高頻奇次諧波是大型汽輪發電機的主要軸電壓源。研究了勵磁變二次側角接的大型發電機在勵磁變三相對地電容不平衡下的靜態勵磁共模電壓及軸電壓，發現了勵磁變三相對地電容不平衡下的靜止勵磁共模電壓將發生畸變，并引起軸電壓增大，這是以往大型發電機軸電壓研究中未涉及到的重要問題，并仿真研究了其抑制措施。軸電壓抑制的思路為不影響高壓設備絕緣的前提下，同時抑制共模電壓和軸電壓。進一步可以在計及本體不對稱等影響因素的綜合建模方面開展研究。

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Modeling of Large Turbo-generator Shaft Voltage and Common Mode Voltage

XU Huanqing1, WANG Honghua2, WANG Chengliang1

(1.Jiangsu Frontier Electric Technology Co., Ltd, Nanjing 211102, China; 2. College of Energy and Electrical Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China)

This paper established large static excitation generator shaft voltage numerical simulation model with excitation transformer secondary side delta connection. Comparing with the field shaft voltage test results of a 1000MW generator, the main component of the static excitation shaft voltage and its control measures are analyzed. It is concluded that the high frequency harmonics of the common mode voltage of static excitation system output is the main source of shaft voltage. Simulation on the common mode voltage and shaft voltage under the condition of static excitation transformer secondary side angle connection and three-phase capacitance imbalance were carried out, and the common mode voltage distortion and shaft voltage increase in the case of the excitation transformer three capacitance imbalance were found and suppression measures were simulated.

generator; static excitation; shaft voltage; common mode voltage; modeling

TM 311

A

1000-3983(2016)06-0006-06

2016-05-09

許煥清(1963-)，1985年畢業于山東工業大學繼電保護及其自動化專業，主要從事電廠技術監督、工程調試、網廠協調研究的管理工作，高級工程師。

審稿人：宮海龍