發(fā)電機組靜止勵磁系統(tǒng)勵磁電流基值分析*

陸海清，熊鴻韜，周一飛，盧嘉華，房樂

(1. 國網(wǎng)浙江省電力公司電力科學研究院， 杭州 310014； 2. 國網(wǎng)嘉興供電公司，浙江 嘉興 314000)

0 引 言

發(fā)電機勵磁系統(tǒng)建模通過簡化，得到可應用于電力系統(tǒng)仿真分析計算用的數(shù)學模型，用于分析系統(tǒng)的暫態(tài)穩(wěn)定、小干擾穩(wěn)定、電壓穩(wěn)定等[1]，其準確性直接影響電網(wǎng)的運行安全。勵磁電流基值直接影響模型中的放大倍數(shù)(P)[2]，因此它的整定是建模中最重要的工作之一。

勵磁電流基值采用發(fā)電機空載氣隙線上產(chǎn)生額定電壓所需的勵磁電流[3-6]，以實現(xiàn)發(fā)電機各繞組間互感可逆。為保證該參數(shù)的準確性，采用靜止勵磁方式的機組普遍通過實測空載特性，經(jīng)線性擬合得到空載氣隙線[7-8]，最終確定勵磁電流基值。因此，空載特性的實測工作對基值的整定至關重要。

結(jié)合一例發(fā)電機空載特性測量結(jié)果，分析了勵磁電流測量位置、測量方式，提出通過高頻采樣獲取勵磁電流暫態(tài)過程，并經(jīng)過濾波來解決穩(wěn)定性問題。最后，在某630 MW采用靜止勵磁方式的機組進行實測，及仿真驗證。

1 事件回顧

某電廠1號機采用某公司制造的QFSN-630-2型汽輪發(fā)電機，采用靜止勵磁方式，采用某繼保公司生產(chǎn)的PCS-9410型勵磁調(diào)節(jié)器。在進行發(fā)電機空載特性試驗時，以6.4 kHz的采樣頻率在分流器上測量勵磁電流，并經(jīng)過0.2 s濾波，獲得的空載特性曲線如圖1所示。

從圖1可以看出，采用該方法測量到的空載特性的穩(wěn)定性較差。部分區(qū)間內(nèi)的偏差較小，如在50%UN時，實測值與設計值偏差為21 A，偏差率為3.4%。但也部分區(qū)間內(nèi)的偏差較大，如在60%UN～80%UN，95%UN～110%UN區(qū)間內(nèi)，實測值遠比設計值大，尤其是在100%UN時，實測值與設計值的偏差到達227 A，偏差率為16.1%。

圖1 發(fā)電機空載特性曲線實測值與設計值對比Fig.1 Comparison of measured value and design value of generator no-load characteristic curve

表1 實測值與設計值勵磁電流偏差Tab.1 Deviation between measured value and design value of the excitation current

機端電壓為50 Hz的正弦波，根據(jù)采樣定理，采樣頻率只要大于100 Hz就能獲得所有信息，試驗時的采樣頻率為6.4 kHz并經(jīng)過0.2 s濾波，基本可反映真實的機端電壓。而勵磁電流通過交流電整流獲得，存在短暫的換向過程，該過程測量較為困難[9]，為引起實測曲線與設計曲線偏差的根本原因。

2 測量位置分析

對勵磁電流的電流測量主要有以下三種方法：勵磁變低壓側(cè)電流互感器法、直流側(cè)分流器法及直流側(cè)霍爾元件法。

勵磁變低壓側(cè)電流互感器法：該方法干擾小，穩(wěn)定性高，控制精度高，大部分勵磁系統(tǒng)均采用此值作為手動方式運行、過勵限制等輔環(huán)控制的依據(jù)。但受整流橋的影響，交流側(cè)電流畸變嚴重，測量準確性受電流互感器性能影響較大。同時，交流側(cè)電流與勵磁電流(直流電流)之間存在一定的轉(zhuǎn)化關系，需根據(jù)發(fā)電機空載額定勵磁電流設計值進行調(diào)整，因此，勵磁變低壓側(cè)測量到的電流不能完全反映實際勵磁電流。

直流側(cè)分流器法：其實質(zhì)為一高精度標準電阻，當勵磁電流流過該電阻時，通過測量兩端電壓就可得到實際的勵磁電流。分流器串的阻值很小，一般十幾微歐，產(chǎn)生的電壓也是毫安級，因此該方法受外界干擾的影響較大，一般需要采用雙絞線等屏蔽措施。

直流側(cè)霍爾元件法：該方法通過裝設在直流側(cè)的霍爾元件測量勵磁電流，因其直接夾在母排上，受外界干擾小。但霍爾元件的測量范圍有限，不能適應勵磁電流變化較大的大容量靜止勵磁機組。一般用于小容量機組或者三機勵磁方式中。

為提高勵磁電流基值測量的準確度，結(jié)合現(xiàn)場實測條件，建議采用直流側(cè)分流器法測量勵磁電流，并通過濾波，用于勵磁電流基值的計算。

3 測量方式分析

3.1 勵磁電流特性分析

勵磁電流不是理想的直流電流，當晶閘管換向過程中，勵磁電流會發(fā)生突變，這對勵磁電流的平均值影響較大。某630 MW靜止勵磁機組勵磁電流原始波形(采樣頻率為51.2 kHz)如圖2所示。

圖2 勵磁電壓和勵磁電流波形Fig.2 Waveform of excitation voltage and current

靜止勵磁方式采用三相全控六脈動整流，每次換向過程中存在短暫的短路現(xiàn)象，因此，勵磁電流原始波形中包含了大量的諧波，其中主要為N×6×50 Hz(N=1,2,…)次諧波，其他次諧波相對較少，如圖3所示。

圖3 勵磁電流原始波形頻率分析Fig.3 Frequency analysis of original waveform of excitation current

換向過程時間雖然很短，但暫態(tài)電流幅值較大，考慮換向過程后的勵磁電流平均值比原平均值小344.9 A，為原平均值的80.4%。因此，換向過程暫態(tài)電流值的測量是勵磁電流測量的關鍵與難點，如果不能較準確的獲得該暫態(tài)電流，就可能出現(xiàn)勵磁電流實測值遠大于設計值的情況，如表2所示。

表2 勵磁電流平均值Tab.2 Average value of excitation current

3.2 采樣頻率影響分析

三相全控整流換向重疊角簡化計算方法可表示為[10]：

式中γ為換向重疊角；α為觸發(fā)角；Id為輸出電流；xs為交流回路電感；U2為交流電力額定電流。

根據(jù)整流橋特性，輸出直流電壓與觸發(fā)角α的近似關系可表示為：

Ud=1.35U2cosα

(2)

已知某630 MW靜止勵磁機組勵磁變漏抗Xs=8.54%，二次側(cè)額定電壓U2=950 V，空載額定時，勵磁電壓Ud=139 V，勵磁電流Id=1 413 A。

根據(jù)式(1)、式(2)，計算得到空載額定時的觸發(fā)角與換向重疊角分別為：

換向過程持續(xù)時間約為6/360×20 ms=0.33 ms。根據(jù)采樣定理，若該段時間內(nèi)的換向電流為正弦波，采樣頻率只需大于2/0.33 ms=6 kHz時，就能完成獲得波形所有信息。

但換向過程的勵磁電流波形更加復雜，需更高的頻率才能獲得相近的勵磁電流波形。對某靜止勵磁機組的勵磁電流波形進行傅里葉變換得到的頻率特性如圖4所示。

由圖4可知，當頻率大于15 kHz，各次諧波的幅值明顯減小，為獲得較為準確的勵磁電流波形，采樣頻率應至少大于2×15 kHz=30 kHz。如果采樣頻率只有6.4 kHz，將失去一部分有用信息，從而影響勵磁電流測量結(jié)果，降低空載特性的穩(wěn)定性。

圖4 靜止勵磁機組勵磁電流波形頻譜分析Fig.4 Analysis of excitation current waveform in static excitation unit

綜合考慮換向過程分析及勵磁電流的頻率分析結(jié)果，在工程上，勵磁電流采樣頻率可考慮為51.2 kHz。

3.3 濾波時間常數(shù)影響分析

對采用采樣頻率為51.2 kHz的勵磁電流波形，分別按照0.01 s、0.02 s、0.04 s、0.06 s、0.08 s、0.1 s、0.2 s、0.4 s等時間常數(shù)進行濾波，得到不同時間常數(shù)濾波后波形的最大、最小值與平均值之比，以及標準差情況如圖5所示。

圖5 最大值、最小值與平均值之比及標準差情況Fig.5 The maximum, minimum and average ratios and standard deviation

隨著濾波時間常數(shù)的增大，其濾波后波形的最大值、最小值與平均之比均趨向穩(wěn)定，趨于1，標準差趨向于穩(wěn)定，趨于2。當濾波時間大于0.2 s后，最大值、最小值與平均值之比，標準差均已趨于穩(wěn)定。因此，對于采用靜止勵磁方式的機組，濾波時間建議采用0.2 s～0.3 s，以獲得較為穩(wěn)定的發(fā)電機空載特性曲線。

3.4 測量結(jié)果

采用51.2 kHz采樣頻率并經(jīng)過0.2 s濾波的方式實測某630 MW靜止勵磁機組的空載特性，實測曲線與設計曲線對比如圖6所示。

圖6 發(fā)電機空載特性曲線實測值與設計值對比Fig.6 Comparison of measured value and design value of generator no-load characteristic curve

由圖6可知，該方式測量到的空載特性曲線穩(wěn)定性較好，在典型電壓值50%UN、100%UN，實測值與設計值的偏差率分別為0.2%、0.1%，偏差率較小，已能滿足工程化應用需要，如表3所示。

表3 實測值與設計值勵磁電流偏差Tab.3 Deviation between measured value and design value of the excitation current

4 仿真驗證

某630 MW機組勵磁系統(tǒng)采用串聯(lián)PID，模型如圖7所示。

圖7 勵磁系統(tǒng)模型Fig.7 Model of excitation system

圖中Ut為機端電壓(pu)；Uref為電壓給定值(pu)；KP為放大倍數(shù)；T1～T4為超前滯后時間常數(shù)(s)；Ka為整流橋放大倍數(shù)；Ta為整流橋時間常數(shù)(s)；Uf為勵磁電壓(pu)。

經(jīng)現(xiàn)場整定，KP=56.25，T1=1.2 s，T2=10 s，T3=T4=0.03 s，Ta=0.003 3 s。

勵磁系統(tǒng)的實際放大倍數(shù)P=KP×Ka，KP為軟件內(nèi)部定值，Ka為整流橋放大倍數(shù)，需根據(jù)勵磁系統(tǒng)基值計算得到，直接受實測空載特性影響。

該機組采用51.2 kHz采樣頻率，并經(jīng)過0.2 s濾波后實測得到的發(fā)電機空載特性曲線如圖8所示。

圖中IfB為空載氣隙線上電壓為1.0 pu是對應的勵磁電流基值(A)；If0為發(fā)電機空載額定勵磁電流(A)；IfJ為空載氣隙線上電壓為1.2 pu時對應的勵磁電流(A)；IfK為機端電壓為1.2 pu時對應的勵磁電路(A)。

圖8 實測發(fā)電機空載特性曲線Fig.8 Measured generator no-load characteristic curve

根據(jù)實測結(jié)果，獲得IfB=1 234 A，If0=1 414 A，IfJ=1 485 A，Ifk=2 596 A。勵磁電壓、電阻基值可由負載額定勵磁電壓、勵磁電流獲得[3]，即：

RfB=Ufn/Ifn=457/4452=0.103 Ω

(4)

UfB=IfB×RfB=1234×0.103=127.1 V

(5)

式中Ufn、Ifn為額定勵磁電壓、額定勵磁電流。

整流橋放大倍數(shù)Ka可根據(jù)勵磁變二次側(cè)電壓及勵磁電壓基值計算得到：

Ka=1.35×Uppt2/UfB=1.35×901/127.1=9.57

(6)

式中Uppt2為勵磁變二次側(cè)電壓，經(jīng)實測獲得。

因此，勵磁系統(tǒng)實際放大倍數(shù)為：

P=KP×Ka=56.25×9.57=538.3

(7)

利用主流電力系統(tǒng)分析計算軟件(BPA)，通過發(fā)電機空載階躍試驗來校核實測數(shù)據(jù)，驗證參數(shù)的準確性。圖9、表4為5%空載給定階躍響應的仿真結(jié)果和現(xiàn)場實測結(jié)果。

圖9 仿真與實測階躍響應對比Fig.9 Comparison of simulation and measured step response

表4 空載階躍響應參數(shù)表Tab.4 No-load step response parameter table

由圖9、表4可以看出，通過51.2 kHz采樣頻率、0.2 s濾波得到的勵磁電流能夠滿足勵磁系統(tǒng)建模，其模型參數(shù)應用到BPA仿真軟件中得到的空載階躍結(jié)果與實測結(jié)果偏差滿足標準要求，因此，該方法能夠滿足工程化應用。

5 結(jié)束語

經(jīng)分析，靜止勵磁方式機組由于換向過程的影響，勵磁電流中包含大量的N×300 Hz次諧波。如果采樣頻率較低，將失去大部分的有用信息，從而影響勵磁電流測量。

隨濾波時間常數(shù)增加，勵磁電流平均值將趨于穩(wěn)定，對于采用靜止勵磁方式的機組，濾波時間建議取0.2 s ～0.3 s，以獲得較為穩(wěn)定的發(fā)電機空載特性曲線。

提出的勵磁電流測量方法能夠有效解決發(fā)電機空載特性測量穩(wěn)定性差的問題，為發(fā)電機勵磁系統(tǒng)建模工作提供了可靠的依據(jù)。同時，也能為發(fā)電機縱軸同步電抗、短路比等重要參數(shù)的實測、評估提供依據(jù)。