负荷功率因数范文（精选7篇）
负荷功率因数 第1篇
关键词：客运专线,牵引供电,谐波含量,电压畸变,评估
1 概述
为了适应我国铁路运输市场的需求, 国家大力发展铁路建设, 特别是客运专线的建设。客运专线一般采用交直交牵引机车, 一般要采用国外引进的机车, 这种机车的谐波水平比一般整流型机车有很大改善, 机车功率因数较高 (大于0.96) 。为了正确进行牵引供电系统设计, 本文通过对谐波含量和电压畸变率的分析以及对牵引变电所一次侧平均功率因数的仿真估算, 来确定是否要在牵引变电所设置无功和谐波补偿装置。
2 相关标准
2.1 英国欧盟标准
BSEN50160-2000《公共输配电系统电压特性》对公共电网35kV及以下系统谐波电压有以下规定:“在正常运行条件下, 每周10分钟谐波电压r·m·s值的95%概率的最大THD值 (谐波次数统计至40次) 不大于8%。”
2.2 IEC标准
IEC是国际电工委员会 (International Electro Technical Commission) 1000-3-6 (1996.10) 《电磁兼容 (EMC) 关于中、高压电力系统畸变负荷的限值评估》有以下规定:
(1) 标准电压为35kV～230kV为高压 (HV) 系统;超过230kV为超高压系统 (EHV) ;
(2) 电压畸变的兼容标准和应用标准
兼容标准是指电力系统能与谐波源兼容的标准, 它是基于谐波源取95%最大概率时的允许畸变率。该限值应有一定富裕度。中压 (MV) 和高压 (HV) 电网的谐波电压允许标准如表1。
(3) 谐波次数一般统计至40次。
(4) 总电压畸变允许限值 (THDV) 中压 (MV) 为6.5%;高压 (HV) 为3%;
(5) 总电流畸变允许限值 (THDi) 如表2。
2.3 日本新干线高次谐波电流含有率限制标准
日本新干线高次谐波电流含有率限制标准见表3。
日方的新干线谐波电流资料可以看出, 日本对交直交大功率电力机车的谐波问题没有采取任何防护措施。他们根据一列高速车的谐波电流小于电网允许的谐波电流限值, 不考虑多个谐波源叠加和电气牵引负荷占PCC安装功率比重等因素, 认定新干线不会在谐波问题上对电力系统产生危害, 虽然根据不足, 但至少表明, 新干线经多年运行, 并未发生问题。
2.4 我国客运专线采用标准
通过对上述谐波标准的分析, 国标规定110kV PCC的总电压畸变率为2%, 同时又规定了各次谐波电流的允许值, 该标准中还缺少标称电压在110kV以上的允许标准。IEC标准比较详细。建议我们国家客运专线的谐波评估可采用IEC标准。
2.5 德国西门子公司交直交机车特性
交直交机车的主要技术参数见表4。
西门子公司列车在100%负荷时的谐波频谱如图1。由图1可见, 频谱中基波电流为470A左右时, 各次谐波电流的安培值在0.1～1A之间, 统计至40次谐波的总THDi约为0.76%, 其安培值约为3.57A。
法国SNCF的带强制转换单相整流桥电压转换器 (IGBT半导体, PWM脉宽调制) 的谐波电流频谱如图2和图3, 其中图2为单整流桥的典型频谱, 而图3则为有两个交错整流桥的典型谐波频谱图。
由图可见, 单整流桥时谐波电流含量较大, 且有两个谐波高峰簇, 分别在频率为15次至21次和31次至41次。当基波电流为50A时, 第一簇谐波电流在0.5～7A之间, 而第二簇谐波电流则在0.5A以下。经估算其总谐波电流含有率约为14%。当采用有两个交错整流桥电压转换器时, 只有一个明显的谐波电流高峰簇, 其频率在29次至41次之间, 当基波电流为100A时, 其单次谐波电流的最大值在0.8A 左右, 总谐波电流含有率在1.8%左右。
可以看出, 具有三点式变流器 (GTO) 或交错整流桥电压转换器的交直交机车其谐波电流频谱大都集中在31次以上的音频范围内, 对电力系统影响较大的3、5、7次等较低次频率的高次谐波含量基本为零。此外, 总的谐波电流含有率也比一般交直型整流车低得很多。
3 客运专线谐波电压仿真计算
3.1 仿真条件
(1) 在客运线运行时220kV电网PCC的最小短路容量可达2000MVA, 此值可作为系统最小短路容量。
(2) 电气牵引变电所视在功率按50MVA考虑;
(3) 牵引负荷谐波电流含量按西门子交直交机车考虑。
(4) 牵引变电所向PCC的允许注入谐波电流分量按牵引变电所功率与PCC总功率比例分担。不掌握该比例时, 可取比例系数为0.6。
3.2 仿真计算结果
通过仿真计算, 交直交机车谐波电流大都在音频范围内, 较低次高次谐波含量很小。
对客运专线而言, 在各次列车具有相同谐波频谱时, 变电所产生谐波可按列车谐波电流叠加考虑。其单次最大谐波电流约为1.84A, 总谐波电流含量IH约为5.9A。当牵引变电所为单相结线时, 最大一相的总谐波电流含量约为10.2A, 总谐波电流含有率 (THDi) 约为0.74%。与表4的允许值相比, 有很大的富裕度。
谐波电压的计算电路如图4, 图中Ih1、Ih2为两臂归算至220KV的h次谐波电流, Z1为PCC母线的系统基波短路阻抗。当PCC短路容量为2000MVA时, 归算至220KV的基波阻抗Z1为24.2Ω。最大总计算谐波电压为7877V, 总电压畸变率THDv为3.58%。如果考虑在较高次频率时电源谐波电流有较大分流的实际情况, 引入 (7) 式中系数K, 并取K=0.6, 则THDv值为2.1%。再设牵引变电所负荷功率占PCC安装功率的比值为0.6, 则牵引负荷的允许THDv为1.8%, 略小于计算的最大THDv值。应该指出, 在总谐波电流畸变率THDi大大低于标准限值的情况下, 总谐波电压畸变率THDv却超过了限值, 这是不正常的。分析其原因, 可能是由于背景谐波电压变动造成的。西门子公司机车在50%负荷 (两组变流器工作, 基波电流为235A) 时的谐波电流频谱如图5。其中各次谐波电流含量均较100%负荷 (四组变流器工作) 时高出很多。其唯一合理解释是背景谐波起了主导作用。一列满负荷的列车功率可达11.2MW, 如此巨大的负荷只能在现场试验中获得。因此在测得的谐波频谱中不可避免地会有所背景谐波存在。
通过以上分析, 可以认为, 牵引变电所的谐波电压应在允许限值之内。
4 一次侧平均功率因数评估
交直交机车功率因数一般在0.96以上, 机车功率因数提高不仅提升了牵引变电所一次侧的平均功率因数水平, 还显著减少输电环节中的电压损失。当牵引网负荷功率因数为0.96时, 网络中的单位电压损失可较功率因数为0.8时减少35%以上, 显著改善了牵引网的工作电压水平。
5 评估结论
建设客运专线, 实现客货分离, 提高运输效率, 是国家为建设发达完善的铁路网, 解决铁路运输制约国民经济发展的重大战略举措。运专线在采用交直交机车时, 其谐波和变电所一次侧平均功率因数能够满足德国IEC关于谐波电压和我国供电部门对负荷功率因数的要求。因此, 在客运专线的牵引供电系统设计中可不考虑在牵引变电所设谐波和功率因数补偿设备。
参考文献
[1]王正风, 潘本琦, 王凤霞.无功功率的最佳补偿容量[J].电力电容器, 2001.3.
[2]刘新东.如何确定10kV线路分散补偿电容器容量及安装位置[J].电工技术, 2000.2.
负荷功率因数 第2篇
1.1 手动点焊机
汽车整车厂焊接车间有大量手动点焊机设备, 手动点焊机群容量大且负荷变化的不规则性, 给设计变压器容量及配电干线的大小带来了困难。变压器、配电干线选择大了, 前期基建投资就浪费;反之选择小了, 某一时刻点焊机就会失压报警, 甚至不能正常工作。点焊机的设备功率是将额定容量换算到负载持续率100%时的有功功率, 这是准确设计变压器容量关键的第一步。
现有焊接车间手动点焊机容量32000k VA, 要求设计车间焊接变压器容量。设计过程:
(1) 手动点焊机负载持续率为50%, 计算过程见表1。计算结果:需要3×2000k VA的变压器。
(3) 手动点焊机负载持续率8%, 计算过程见表3。计算结果:只需要2×1250k VA变压器。
在35k V总降压站自动化系统电脑记录显示屏上, 可以观察到焊接车间实际安装2×2000k VA变压器的每台平均测量负荷为500k W, 但瞬时低压侧电流可以达到4000A, 是2000k VA变压器低压侧额定电流2886A的1.38倍。2×2000k VA变压器容量按手动点焊机负载持续率20%设计, 短时超载变压器能够承受, 2×2000k VA变压器实际能够正常工作;以点焊机负载持续率50%计算, 设计3×2000k VA变压器就过大了, 造成浪费;若负载持续率8%计算, 虽然平均负载不变, 但一定周期时间内的瞬间, 线路压降太大, 点焊机会报警, 甚至无法工作。
根据实际运行记录与理论计算结果相结合, 手动点焊机负载持续率以20%计算较为合理。
1.2 自动点焊机
以母线BM306补焊线24台80k VA工频自动点焊机为例, 电流计算过程:
(1) 自动点焊机负载持续率为20%, 计算过程见表4。
计算结果:母线BM306母线计算电流351A。但实际运行所测电流为650A左右。因此工频自动点焊机计算负荷持续率选取时, 应远大于手动点焊机。
(2) 自动点焊机负载持续率为75%, 计算过程见表5。
计算结果:母线BM306点焊计算电流700A, 与实际所测电流接近。因此自动点焊机负载持续率以75%计算较为合理。
2 提高功率因数的措施
焊接车间由于点焊机单台设备容量较大、数量较多, 因此配电设备、线缆相应投资较大。为了减少投资, 降低线路负载电流, 提高点焊机线路上的功率因数是必要的。提高功率因数方法:
(1) 焊接车间焊接母线末端安装动态补偿柜。
焊接母线末端安装了动态补偿柜与未安装动态补偿柜的功率因数分别如表6、表7所示。
(2) 焊接车间BM105焊接母线安装固定电容补偿柜。
由于轿车产量从27JPH升到40JPH, 以及生产相近车型, BM105焊接母线上增加了8台200k VA点焊机。这样该焊接母线一下增加了近1/3负载, 线路压降、温升等问题随之而来。根据现场实际情况, 安装了固定电容补偿柜, 提高功率因数, 较好地解决了这些问题。
(3) 总拼线上部分自动点焊机选择安装中频点焊机。
焊接车间内车身普通工频自动点焊机的功率因数相当低, 甚至低于0.5, 因此中频点焊机的应用提到议程。工频点焊机和中频点焊机节能效果和功率因数对比如表8所示。
由表8可以看出, 中频点焊机的有功功率占工频点焊机的有功功率的81%;中频点焊机的总容量仅占工频点焊机的总容量的39%。因此, 随着中频点焊机价格的逐渐降低, 中频点焊机将更多被选用。
摘要：介绍焊接车间点焊机计算电力负荷与功率因数提高方法。
负荷功率因数 第3篇
70年代以来, 因电压失稳而导致系统瓦解的事故在国外一些大电网多次发生, 造成了长时间大面积的停电和巨大的经济损失。电压稳定问题受到普遍重视, 成为国际电工界研究的热门课题之一。随着我国经济的快速发展和人民生活水平的不断提高, 用电负荷逐年增长, 电力系统的输电线路越来越接近极限方式运行, 系统的电压稳定容易遭到破坏, 有必要准确分析计算负荷节点的功率极限以利于保证系统的电压稳定。目前电力系统电压稳定分析方法有很多, 动态时域仿真法和小扰动稳定分析方法是其中的两种重要方法。因此, 本文应用EuroStag对动态功率极限和小扰动功率极限进行了比较, 分析研究各自不同的影响因素。
1 分析方法与分析工具介绍
动态时域仿真法能充分计及系统中的各种动态, 如发电机励磁系统、调速系统、原动机系统、负荷动特性、继电保护装置动作等, 然后将电力系统各元件模型根据元件间拓扑关系形成全系统模型, 这是一组联立的非线性微分方程组和代数方程组, 然后以稳态工况或潮流解为初值, 求扰动下的数值解, 即逐步求得系统状态量和代数量随时间的变化曲线。动态时域仿真法仿真的时间范围可以从暂态、中期到长期, 能更贴合实际系统分析电压稳定性。但是对于做实际系统研究的电力工作者, 如何建立现实电力系统的各种动态元件的模型, 如何获得典型的参数和实时数据, 如何向实用性方向发展等问题都存在一定的难度。
小扰动稳定分析方法就是把描述电力系统动态行为的非线性微分方程组和代数方程组在运行点处线性化, 形成状态方程, 通过判定线性系统线性化系数矩阵的特征值是否都在复平面的左半平面 (特征根具有负实部) 来判断该运行点的稳定性。小扰动稳定分析方法在分析实际电力系统时, 一般是根据研究对象考虑恰当的动态元件, 建立描述系统动态过程的模型, 这样就避免了动态时域仿真法出现的问题, 实用性更强。
最近二十几年, 由于计算机技术的快速发展, 大型的电力系统动态仿真软件应运而生, EuroStag就是一种可以计及电力系统动态元件的中长期时域仿真软件, 它可以很好的仿真缓慢的电压失稳过程, 通过结果曲线得到功率传输极限, 成为动态时域仿真法分析电压稳定性的一个有力的工具。此外, 它还提供了计算状态矩阵和状态矩阵特征根的事件文件, 可以方便灵活的计算出任何时刻的特征矩阵和特征根, 以利于快速简便的进行小扰动稳定分析。
2 系统描述
图1为单机4节点系统。该系统的发电机采用外部参数定义的6阶模型, 包括一个恒定励磁电压的励磁系统模型和一个2阶的调速器模型, 变压器包括一个固定变比升压变压器T1和一个可变变比降压变压器T2, 采用的初始负荷为600+j200MVA。
本文采用了3种不同的负荷特性来分别比较小扰动功率极限和动态功率极限。
A类负荷选取了对电压和频率敏感的静态负荷模型:
其参数为:
B类负荷选取了商业室用空调的静态负荷模型, 其典型参数为:
功率因数PF=0.75,
负荷中电动机所占的比例PF=0.75,
C类负荷选取了A类负荷与五阶感应电动机模型的组合, 其中感应电动机占37.67%。感应电动机的典型参数为:
惯性常数H=0.8MW.s/MVA,
额定机械功率mP=320MW,
额定角速度0ω=100 rad/sπ,
额定视在功率nS=320MVA,
最大转矩maxT=4 p.u.,
启动转矩0T=0.73 p.u.,
有功功率所占的比例αp=0.75,
无功功率所占的比例αq=0.4792。
3 不同负荷特性下的动态功率极限与小扰动功率极限的比较
在仿真计算的过程中, 设置了负荷从1s开始等功率因数持续增加这种扰动事件。
3.1 A类负荷特性下的功率极限
A类负荷特性下的仿真计算在11.05 s因为达到了最小步长停止计算。在3.67 s有功功率达到动态功率极限627.30MW, 对应的电压标幺值为
0.97, 利用Eurostag计算状态矩阵特征根的事件可以发现, 在11.03 s开始出现正实部的特征根, 系统出现小扰动的电压不稳定。所以小扰动功率极限也发生在3.67s, 达到了627.30MW, 对应的电压标幺值为0.97。
A类负荷特性下动态功率极限与小扰动功率极限之间的偏差为0。
3.2 B类负荷特性下的功率极限
B类负荷特性下的仿真计算在6.22 s因为达到了最小步长停止计算。在4.42 s有功功率达到动态功率极限652.76MW, 对应的电压标幺值为0.91。
与A类负荷特性的输出曲线比较来看, 负荷节点有功功率和电压的变化趋势都是相同的, 但B类负荷特性下时域仿真的时间更短, 有功功率和节点电压的下降幅度更小。这是因为负荷选取的是商业室用空调静态负荷特性, 而空调负荷具有较小的惯性常数, 因此容易失速。测试表明, 当故障清除时间在5周波及以上时, 空调负荷在电压降至60%左右时减速直至失速。所以由图3可以看出, 空调负荷节点电压降至0.55p.u., 大约53%时失速, 系统的电压稳定性遭到破坏, 仿真结束。而A类负荷特性下可以仿真到电压降至0 p.u.。
利用Eurostag计算状态矩阵特征根的事件可以发现, 在3.3 s开始出现正实部的特征根, 系统出现小扰动的电压不稳定。所以在3.2 s, 负荷节点的有功功率达到小扰动功率极限643.9MW, 对应的电压标幺值为0.985。
B类负荷特性下动态功率极限与小扰动功率极限之间的偏差为:
3.3 C类负荷特性下的功率极限
C类负荷特性下的仿真计算在20.70 s因为达到了最小步长停止计算。在4.76 s有功功率达到动态功率极限632.60MW, 对应的电压标幺值为0.97。
与前两类负荷特性的输出曲线比较来看, 负荷节点的有功功率和电压的变化趋势是相同的, 但C类负荷特性下时域仿真的时间更长, 有功功率和节点电压在持续降至同一时刻后, 下降的程度有所缓和。这是因为C类负荷特性中包含感应电动机模型, 而电动机的无功值对电压水平较灵敏, 当电压开始降低时, 无功就会减少, 但当电压进一步降低时, 无功反而增加。当电压降低至0.3 p.u.时, 无功反而增加, 导致系统的无功得到了一定程度的补偿, 有功功率和节点电压的下降幅度有所缓和, 但由于系统的平衡已经破坏, 所以负荷节点的无功功率经过短暂的增加后又开始缓慢降低, 使系统电压进一步恶化, 最后导致电压崩溃。
利用Eurostag计算状态矩阵特征根的事件可以发现, 在3.1s开始出现正实部的特征根, 系统出现小扰动的电压不稳定。所以在3 s, 负荷节点的有功功率达到小扰动功率极限624.90MW, 对应的电压标幺值为1.025。
C类负荷特性下动态功率极限与小扰动功率极限之间的偏差为:
3.4 动态功率极限与小扰动功率极限的比较
根据上面仿真计算的结果, 列出了三类不同负荷特性下的动态功率极限与小扰动功率极限, 如表1所示。
对以上结果进行比较分析, 本文得出了下面的结论:
1) 三类负荷特性下的小扰动功率极限与动态功
率极限之间的偏差都很小, 是实际工程可以接受的。所以用小扰动稳定分析方法研究实际电力系统的电压稳定性具有可行性和科学性。
2) 三类负荷特性下的小扰动功率极限都要小于
或者等于动态功率极限, 但两者之间的偏差又都很小, 说明小扰动稳定分析方法比动态时域仿真法稍稍趋于保守, 对我们分析实际电力系统的电压稳定性更具有预警价值和研究价值。
3) 含有感应电动机负荷的C类负荷特性下的小
扰动功率极限是最小的, 对应的电压是最高的, 也就是说电动机的比重越大, 系统的电压稳定性就越脆弱。这是因为当电压水平降低时, 电动机需要从系统中吸收更多的无功功率, 使系统的最大传输能力降低, 功率极限减小。
4) B类空调负荷特性下的功率极限和其他两类
负荷特性下的功率极限的差值很大, 相差了大约20MW, 进一步证明了在动态负荷特性中空调负荷对系统电压稳定性不容忽视的影响和重要性。
4 结论
本文应用动态时域仿真法和小扰动稳定分析方法来分析计算负荷功率极限时都充分计及了发电机、励磁系统、调速器和负荷等元件的动态特性。动态时域仿真法真实的反映了系统非线性的动态过程, 而小扰动稳定分析方法则将非线性过程进行了线性化, 所以用小扰动稳定分析方法来分析计算负荷功率极限自然会产生一定的误差。本文正是用动态功率极限来验证小扰动功率极限, 得出了小扰动功率极限与动态功率极限之间的偏差是实际工程可以接受的结论, 从而证明了小扰动稳定分析方法在分析动态电力系统电压稳定性中的科学性和实用性。
摘要：针对三种不同的负荷特性, 应用动态时域仿真法和小扰动稳定分析方法, 分别分析计算了系统的负荷功率极限, 得出了不同情况下小扰动功率极限与动态功率极限之间的偏差都是实际工程可以接受的结论。动态时域仿真法能真实的反映电力系统非线性的动态过程, 本文用动态功率极限来验证小扰动功率极限, 从而证明了对复杂多变的实际电力系统运用小扰动稳定分析方法的科学性和准确性。
关键词：小扰动稳定,动态时域仿真,功率极限,负荷特性
参考文献
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[5]彭志炜, 胡国根, 韩祯祥, 电力系统负荷电压稳定性研究, 电力系统自动化, 1997.
[6]金飞林, 程浩忠.计入负荷动态模型确定电压稳定临界电压的方法, 电力系统自动化, 1998.
[7]蔡小玲.基于EUROSTAG的电力系统后稳定分析.北京:华北电力大学, 2003.
基于功率谱分析的球磨机负荷模型 第4篇
磨矿分级作业是选矿过程的一个重要环节, 而其中对球磨机运行状态的检测与控制, 又是磨矿分级作业的核心部分[1,2,3,4,5,6]。球磨机运行状态的一个重要参考就是球磨机负荷, 球磨机负荷是指球磨机内瞬时的全部装载量, 包括新给矿量、循环负荷、加水量和加球个数等[7]。随着自动化技术的发展, 很多先进的控制方法被应用于球磨机负荷的检测与控制中, 但未取得较好的控制效果[8,9]。由于线性系统理论已趋于成熟, 所以目前最好的球磨机负荷检测与控制方法依然是基于数学模型的控制。最早的球磨机预测模型是Bond模型;1972年, Wickham在忽略了球磨机负载率和出料的影响前提下提出了球磨机的混合理想模型;1977年, Austin提出了基于动力学的球磨机模型;1987年, Leung提出了撞击和磨损方程用于描述磨矿过程;Man通过对Wickham模型的改进, 提出了基于混合理想模型的比例改变建模方法[10]。上述模型的提出极大地推进了对球磨机负荷的研究, 但是这些模型都是针对不同情况而建立的, 如有的模型用于球磨机负荷的预测, 有的模型给出用磨损方程描述球磨机负荷。本文利用物理学中的声音生成理论, 建立了球磨机负荷振动模型及声源辐射模型 (简称振声模型) , 分析了球磨机负荷与磨音声强的关系, 为球磨机负荷间接检测方法的研究提供了一个很好的参考模型。
1 球磨机噪声机理
球磨机噪声主要分以下几种:球磨机运行时筒体与钢球和物料之间碰撞产生的机械噪声;电动机轴承运转时产生的噪声, 电动机转子不平衡引起机壳振动产生的声辐射;排粉机的空气动力噪声和通风管道振动噪声等。上述噪声中, 应用磨音电耳检测的磨音指的是筒体与钢球和物料之间碰撞产生的机械噪声, 其余噪声均属于干扰噪声。本文以下提到的噪声或者磨音均指不含干扰噪声的声音信号[11,12,13]。
磨音本质上属于机械噪声中的撞击噪声, 主要包括钢球与钢球、钢球与物料及筒体与钢球之间的撞击产生的撞击噪声。其发声机制包括以下几种:撞击瞬间, 物体间的高速流动空气所引起的喷射噪声;撞击瞬间, 圆筒、钢球、物料产生的突然变形, 导致在该附近激发产生的压力冲击噪声;撞击瞬间, 物料破碎形成的外向辐射的压力脉冲噪声;撞击后引起的受撞部件结构共振所激发的结构共振噪声。以上4种发声机制中, 结构共振噪声的影响最强, 维持时间最长。球磨机噪声的共振结构主体为筒体, 当球磨机负荷较小时, 磨音主要来源于钢球之间及钢球和衬板的摩擦碰撞, 声音较大且频率较高, 听起来清脆;当球磨机负荷较大时, 磨音主要来源于物料和钢球及物料和衬板之间的摩擦碰撞, 声音较小且频率较低, 听起来沉闷[14]。
2 功率谱分析
为了建立磨音信号的功率谱, 在承德某选矿厂进行了磨音信号的采集。该厂球磨机的主要参数:规格为Ф3m×9m, 筒体转速为17.6r/min, 钢球装球量为80t, 进料粒度≤25 mm, 出料粒度为0.074~0.400mm。球磨机的噪声信号属于随机信号, 是时域无限的信号, 不具备可积分的条件, 不能直接进行傅里叶变换, 一般用具有统计特性的功率谱来作为谱分析的依据。功率谱具有单位频率的平均功率量纲, 又叫功率谱密度。通过功率谱密度函数, 可以看出随机信号的能量随频率的分布情况, 因此, 笔者在实验中采用功率谱密度函数对噪声进行谱分析。由于球磨机处于饱磨状态时易出现生产事故, 所以笔者仅对球磨机欠磨运行和正常运行时进行研究。
设磨音的采样序列为{x (n) }, 能量用Ex来表示, 则由Parseval定理可得
式中:, 即X (exp (jω) ) 为x (n) 的离散时间序列傅里叶变换;ω为信号频率。
由式 (1) 可知, 磨音信号在时域的总能量与其在频域内的总能量相等。根据式 (1) 可得{x (n) }的能量谱密度为
式中:表示等价的意思。
{x (n) }在[ω1, ω2]频带内的能量为
式中:0≤ω1<ω2≤π。
将X (exp (jω) ) 离散化, 可得
式中:X (k) 为对X (exp (jω) ) 在频域上的采样;N表示在离散化过程中将1个周期分为N个点;k表示离散化的一个对象。
整理式 (4) , 得
将式 (5) 带入式 (3) , 可得,
将式 (6) 中与k无关的项用M代替, 即, 则
则x (n) 从k1到k2的能量为
由于磨音信号主要集中在4kHz以下, 所以选用抽样频率为8kHz。设采样点数为1 024个, 连续抽样4次, 经过连续4次 (每次为1 024点) 的快速傅里叶变换 (FFT) 处理。为了使得频谱图较为直观, 将相邻的16个频率点的频谱值求出相应的平均值, 再绘出功率频谱图[15]。图1和图2分别为球磨机在欠磨运行和正常运行时噪声信号的功率谱。
从图1、图2可看出, 磨音频谱主要分布在1 500Hz以下;球磨机欠磨运行时, 频谱主要集中在300~500Hz, 球磨机正常运行时, 频谱分布较为均匀;在200Hz以下, 图1和图2差别不大, 可近似认为该段频率与球磨机负荷无关;最大功率谱值约在75Hz处。
3 球磨机负荷模型的建立
为建立球磨机负荷模型而做出如下假设:①球磨机磨音由筒体结构共振产生;②筒体结构共振主要由钢球撞击筒体产生;③钢球与物料为均匀缓冲介质;④球磨机筒体采用二阶刚性体振动模型模拟;⑤采用单极声源声强方程模拟磨音辐射;⑥钢球与筒体撞击前瞬间速度为vi, 撞击后速度为va, 并且vi>>va, 且va≈0;⑦钢球与物料混合物的缓冲时间为线性关系。
3.1 钢球运动分析
球磨机运行时的受力情况如图3所示, Fy为钢球对筒体在离心方向上的压力;Fm为钢球运动过程中接触到筒体时钢球和筒体间的摩擦力;G为钢球自身重力;h1为钢球从高空落下时其重心到筒体下方的高度;R为筒体半径;θ为钢球接触筒体位置到圆心连线与过圆心的垂直线的夹角;θ0为钢球离开筒体时的夹角;α为倾斜物料面与水平面的夹角;h2为过圆心垂线上的物料高度;m为钢球的质量;ωn为球磨机筒体转速。
由于筒体内衬板的存在, 当球磨机带动钢球运动时即增加了筒体与钢球的最大静摩擦力Fjmax。假设
钢球离开筒体前, 有
式中:g为重力加速度。
则
钢球与筒体以相同的线速度运动, 得
式中:v0为钢球的初始速度。
钢球离开筒体瞬间, 有
则
故可知钢球以v0初始速度、θ0角开始做抛物线运动, 转速不变, θ0大小不变。
根据牛顿运动能量定律, 钢球坠落在物料面瞬间各个物理量之间的关系为
式中:t为钢球下落时间;x1=v0tcosθ0。
整理式 (16) 得
实际运行过程中, θ0为70~80°, α为0~30°, 则
从而可将式 (17) 进行近似修正:
式中:h1=R (1+cosθ0) -Rsinθ0tanα。
由上述各式可得出钢球与筒体撞击前的瞬间速度为
3.2 球磨机振动模型
由于球磨机的转动惯量大, 交流拖动电动机速度刚度大, 所以假设运行期间球磨机转速恒定。设筒体振动模型为
式中:K为筒体振动系数;ξ为筒体振动阻尼比。
根据物理学动量守恒定律, 可得
式中:F (t) 为撞击时圆筒作用在铁球上的平均作用力;Δt为持续撞击时间。
则
式中:Δt主要与物料层厚度有关, 当厚度层增加时Δt增大, 反之Δt则减小。
由假设⑦可得
式中:Kt为转矩系数。
由式 (20) —式 (24) , 可得球磨机振动模型为
3.3 球磨机声源辐射模型
将球磨机声源辐射假设为单声源辐射, 则距离球磨机圆心处的瞬时声强为
式中:ω为振动面的振动频率;ρ为空气的密度;kI为波矢;Q为振动处空气体积流的最大值;r为振动空气质点到球磨机圆心的距离。
当检测点离声源较近时, 即kIr<<1, 则可忽略式 (26) 中第1项的影响。由式 (26) 可知, 磨音检测点处的声压与筒体振动速度的平方成正比, 忽略振动的相位滞后, 声音频率与筒体振动频率成正比。
4 仿真分析
本文对上述模型进行了Matlab仿真, 得到球磨机运行过程的功率谱, 如图4—图9所示。将球磨机处于停止状态的负荷设为0, 正常运行时的最大负荷设为1, 则可根据球磨机由开始运行到正常运行至最大负荷的时间划分负荷状态。图4—图9分别为负荷处于0、0.2、0.4、0.6、0.8、1这几种状态下对应的功率谱。
分析图4—图9可知, 通过仿真得出的功率谱与工业现场实际得出的结果基本吻合。
5 结语
利用物理学声音生成理论, 建立了球磨机负荷振声模型, 说明了球磨机负荷、磨音声强和磨音频谱三者之间的关系:磨音检测点处的声压与筒体振动速度的平方成正比, 忽略振动的相位滞后, 声音频率与筒体振动频率成正比, 随着球磨机负荷的增加, 磨音信号逐渐减弱, 磨音频率也随之降低。磨音频谱主要分布在1 500 Hz以下, 球磨机正常运行时, 磨音频谱分布较为均匀, 球磨机欠磨运行时, 磨音频谱分量在0~1 000 Hz;通过所建立的球磨机负荷振声模型, 还可以计算出当球磨机饱磨运行时, 磨音频谱应该集中在500~650 Hz。Matlab仿真结果表明, 在误差允许的范围内, 噪声信号的功率谱的理论测量值与实际测量值基本一致, 验证了建立的球磨机负荷振声模型的可行性和有效性, 为球磨机负荷的软测量提供了理论依据。
摘要：建立了基于功率谱分析的球磨机负荷模型, 分析了球磨机负荷、磨音声强和磨音频谱分布三者之间的关系:磨音检测点处的声压与球磨机筒体振动速度的平方成正比, 声音频率与球磨机筒体振动频率成正比, 随着球磨机负荷的增加, 磨音信号逐渐减弱;磨音频谱主要分布在1 500Hz以下, 当球磨机正常运行时, 磨音频谱分布较为均匀, 当球磨机欠磨运行时, 磨音频谱主要分布在0～1 000Hz。Matlab仿真结果验证了所建立的球磨机负荷模型的可行性和有效性。
负荷功率因数 第5篇
我国的低压配电网主要采用三相四线制供电, 由于低压配电网中存在着大量的如照明、电热器、空调等单相负荷, 加之用电的季节性、时段性、随机性等诸多因素, 使得三相四线制的中低压配电变压器经常处在三相不平衡的运行状态下, 有时可能出现严重的不平衡状况。变压器的不平衡运行, 使电网中产生负序电流和零序电流, 这一方面增加了电网及配电变压器的损耗;另一方面可能对用户电器如电机等产生不利影响。严重的不平衡运行还降低了配电变压器的容量利用率, 尤其在用电高峰季节, 可能出现一方面是电力负荷高需求需要增加设备的供电能力, 另一方面是配电变压器容量达不到充分利用的矛盾现象。配电变压器点多面广, 数量特别庞大, 所以解决好配电变压器的不平衡运行问题对电网节能、提高配电变压器容量利用率、减少电网投资将具有显著而重要的现实意义。
目前, 对电网进行无功补偿, 提高电网的功率因数越来越受到各级电网管理部门的重视。常规的无功补偿对电网的降损节能无疑起到了十分重要的作用, 在提高配电变压器的容量利用率上也有一定的效果, 但在平衡配电变压器的三相负荷上却鲜有效能。因此供电部门只能根据经验, 在不同的用电季节和时段, 用人工改线的方法定期来调整平衡负荷。这种方法只在一定程度和时段上对三相功率平衡起到一定作用, 效果显然难尽人意, 且费时费力。那么有没有一种更高效、精准的方法, 将无功补偿和三相负荷平衡完美结合, 既解决电网无功补偿又解决配电变压器的不平衡运行呢?答案是肯定的, 本文就将针对这一问题进行一些分析探讨。
1 相间负荷传递的理论依据
在一个电路元件的两端加上交流电压, 电路元件上就有交流电流流过, 我们可以巧妙地利用电路元件的这一特性, 在相间实现功率传递。下面就以电阻、电感和电容元件分别加以说明。
由相量图可以看出:
1) 当在任意两相间跨接电阻时, 相当于在跨接两相各自的线电流上, 分别叠加与线电压同相位的电流 (电阻电流) 。叠加的效果:一方面使跨接两相的有功负荷增加 (因为电阻电流的纵轴分量与跨接相的相电压同相位) , 这其实就是跨接电阻消耗的有功;另一方面改变了跨接两相的无功功率分配, 跨接电阻从滞后相吸收无功, 向超前相注入无功, 吸收和注入的量值相等, 从而起到了在跨接两相间传递无功的效果。注意, 无功的传递是有方向性的, 即从滞后相向超前相传递 (顺相序传递) 。如果在三相间两两跨接阻90值相等的电阻, 则无功功率在三相间互相传递, 而且相互间传递的量值相等9, 0互相抵消, 其等价效果是各相的无功功率不变。而每相的有功功率却始终是增加的, 这是显而易见的, 每相增加的有功就是一只电阻消耗的有功。
2) 当在任意两相间跨接电感时, 相当于在跨接两相各自的线电流上, 分别叠加滞后于线电压90°的电流 (电感电流) 。叠加的效果一方面增加了跨接两相的无功负荷 (因为电感电流横轴分量滞后相90电压) , 这其实就是跨接电感所90吸收的无功;另一方面改变了跨接两相的有功分配, 即跨接电感使滞后相有功功率减小, 使超前相的有功功率增加, 减少和增加的量值完全相等, 从而实现有功功率在跨接相之间的传递。应当注意, 电感元件对有功功率的传递也是有方向性的, 传递的方向是从滞后相向超前相 (即顺相序传递) 。如果在三相间两两跨接相同的电感, 则有功功率在三相间互有传递, 而且互相传递的功率相等, 互相抵消, 其等价效果是各相的有功功率不变, 而无功需求增加, 每相增加的无功实际上就是一只电感 (或电抗) 吸收的无功。
3) 当在任意两相间跨接电容时, 相当于在跨接两相各自的线电流上, 分别叠加超前于线电压90°的电流 (电容电流) 。叠加的效果一方面减少了跨接各相的无功负荷, 因为电容向跨接相注入2了无功 (电容电流横轴分量超前相电压90°) , 使跨接两相从电网吸收的无功减少;另一方面还改变了有功功率在跨接相之间的分配, 使超前相的有功功率减少, 滞后相的有功功率增加, 减少和增加的量值相等, 从而实现有功功率在跨接相之间的传递。跨接电容对有功功率的传递同样是有方向性的, 跨接电容时, 有功功率是从超前相向滞后相传递 (即逆相序传递) 。如果三相间两两跨接相同的电容, 则有功功率在三相间互有传递, 且量值相等, 所以各相的有功功率不变。但各相的无功负荷都相应减少, 减少的量实际上就是一只电容输出的无功, 此时电容只有无功补偿的作用, 而没有了有功传递和分配的功能。
由以上分析可知, 通过在相间跨接电阻、电感和电容, 既可在相间进行无功功率传递, 又可进行有功功率传递, 同时还可进行无功补偿。所以将三相有功负荷平衡和无功补偿结合起来综合调补是完全可能的。但是应当注意:
1) 当在相间跨接电阻时, 虽然能够实现无功功率的传递和平衡, 但是那是以增加电网的有功消耗为代价的, 所以是不可取的, 实际工程中应避免这种跨接。
2) 实际的电网系统, 几乎都是感性网络, 在相间跨接电感会使电网的功率因数更低, 这与无功补偿是相悖的, 所以在感性的电网中应避免在相间跨接电感。
由前面的相量分析我们知道, 相间跨接电感, 可以实现有功功率从滞后相向超前相传递。那么如何保证在不增加电网无功负荷即不降低电网功率因数的情况下, 来实现这一功能呢?可不可以用电容代替电感来实现相同的有功传递呢?现简要分析如下:
2 三相有功平衡及无功综合调补
通过以上分析我们知道, 在感性电网中, 对于三相功率不平衡的配电台区, 可以用电容构建不平衡调补网络, 来对三相负荷进行调整, 同时对无功进行补偿。那么各相间跨接的电容容量如何计算?又按什么方法和步骤进行确定呢?
我们知道, 三相负荷不平衡一般包括两个方面:一是三相有功不平衡, 二是各相功率因数不相等。负荷平衡的任务, 既要使三相有功平衡还要使三相的功率因数相等。因此三相负荷平衡要从有功和无功两方面着手。根据前面分析我们知道, 对于感性电网, 有功的平衡需要在相间跨接电容, 跨接电容在实现有功负荷相间传递的同时, 还将改变跨接两相的功率因数, 如果先对无功进行平衡的话, 那么平衡有功时又将打破无功的平衡, 所以功率平衡宜先从有功平衡做起, 有功功率达到平衡后再根据情况进行无功平衡。下面举例说明具体的确定方法和步骤。
假如我们能够测得A、B、C各相线电流分别为IA、IB、IC, 各相相电压分别为UA、UB、UC (或测得线电压为UAB、UBC、UCA) , 各相有功功率分别为PA、PB、PC, 各相无功功率分别为QA、QB、QC。在正常运行条件下, 虽然各相电压和线电压会因负荷的不平衡而出现偏差, 但三相的差别不会太大, 可以忽略, 而取电压为三相平均值。则确定跨接电容的步骤如下:
2.1 确定有功功率传递的方向和数量
比较PA、PB和PC, 找出其中最大值Pmax、最小值Pmin和中间值Pmid, 按下面三种情况确定有功功率的传递方向和大小
1) 当Pmax+Pmin=2Pmid时, , 则功率最大相需向功率最小相传递有功, 传递量PI为:
2) 当Pmax+Pmin>2Pmid时, , 则功率最大项需向另两相传递有功, 向功率介中相传递的功率PII 1和向功率最小相传递的功率PII 2分别为:
3) 当Pmax+Pmin<2Pmid时, , 则功率最小相需接受来自其它两相的功率传递。功率最大相传至最小相的功率III 1P和功率介中相传递至最小相的功率PIII 2分别为:
2.2 确定相间跨接的元件
当有功传递的方向确定后, 再根据有功最大值、中间值、最小值各相间的相位关系, 依据顺相序有功传递在相间跨接电感、逆相序传递在相间跨接电容的原则, 先确定需要跨接的元件。
比如上述第一种情况需要从最大值相向最小值相传递, 如果功率最大值所在的相超前于功率最小值所在的相, 则在两相间跨接电容, 反之, 则在两相间跨接电感。对于第二种情况, 需要将功率从最大值相向另两相传递, 那么最大值所在的相两边, 超前的一边跨接电感, 滞后的一边跨接电容。同理, 对于第三种情况, 其余两相都要向功率最小值所在的相传递功率, 所以在最小值所在的相两边, 超前的一边跨接电容, 滞后的一边跨接电感。
2.3 确定跨接元件的参数
依据两相之间功率传递的量值, 来确定跨接元件的参数。
由相量图可以看出:
式中:x为跨接元件的电抗 (其中:感抗用xL表示, 容抗用Cx表示) , P∆为相间需传递的有功功率, Ix为流过跨接元件的电流, Ul为线电压, Uph为相电压。线电压或相电压取三相平均值。
计算出元件的电抗后, 就可以根据xL=~L和计算出跨接元件的电感和电容。
2.4 进行元件置换
在感性的电网中, 应将跨接电感用其它两个相相间跨接电容来置换, 置换的电容为:。
同理在容性的电网中, 应将跨接电容用其它两个相相间跨接电感来置换, 置换的电感为:。只是一般的电网除空载线路外, 都是呈感性的, 所以不必考虑电容向电感的置换。
2.5 无功平衡及补偿
通过以上跨接后, 三相有功在跨接元件的传递下就实现平衡了。下面就可以根据跨接电容的参数计算出各相在跨接后的功率因数。
由相量图可以看出:。其中:Q∆为跨接电容注入某相的总无功, 是某相通过跨接电容输入、输出的有功功率代数和。对于有电感置换的情况, 尤其值得注意。现将各种功率传递情况下各相输入、输出有功功率代数和列表如下:
根据跨接电容注入各相的总无功, 求出各相经过相间跨接电容补偿后的无功需求, 即:Q A2=Q A-Q∆A, Q2B=Q B-Q∆B, Q C2=Q C-Q∆C。Q A2、Q B2、Q C2分别是跨接电容补偿后A、B、C相的无功负荷。
求出Q A2、QB2、QC2后, 就可以对三相进行无功均补, 均补的原则使无功负荷最小的相cos{=1, 不能出现过补现象。所以均补电容Cj在各相的无功补偿量, 等于Q A2、QB2、QC2中的最小者。即:
对于三相三线制网络, 至此无功补偿及平衡就算完成。可以看出各相的有功功率被调平了, 但无功功率却不一定完全平衡, 这是网络结构所造成的。
对于三相四线制网络, 因为有零线的存在, 所以功率因数达不到1的相可以通过相补 (即在相线与零线间接入电容) 的方法, 来进一步提高各相的功率因数, 直至cos{=1。各相的相补电容分别为:
可见, 三相四线制系统可以使三相有功功率和无功功率均达到平衡, 而且各相的功率因数达到1。
3 三相有功平衡及无功补偿结论
通过以上分析可以看出:
1) 对于三相负荷不平衡的配电台区, 是可以通过构建不对称调补网络, 使负荷在相间传递, 从而实现负荷平衡的;
2) 不对称电容网络在相间传递有功负荷的同时, 还向电网注入无功, 起到无功补偿的效果, 而且向跨接相每相注入的无功容量是传递的有功负荷的倍。所以对于功率因数较低的配电台区优为实用。但是对于有功偏差较大, 功率因数又较高, 即无功负荷需求不大的网络, 为了避免出现无功过补现象, 单纯利用跨接电容的方法, 三相有功平衡的效果可能就不太理想。这时调补网络的搭建就需要考虑电感的参与 (跨接电感从电网吸收的无功也是传递有功负荷的倍) ;
3) 理论上, 对于三相四线制网络, 通过构建不对称补偿网络, 采取均补和相补相结合的方法可以做到三相有功平衡, 各相功率因数达到1。对于三相三线制系统, 三相有功可以做到平衡, 但各相的功率因数不一定都能达到1, 即无功不一定完全平衡。事实上, 三相负荷的调平水平还有另外一个制约因素, 那就是配备电容的分级精细程度, 分级越细, 平衡水平越高。由于补偿配备的电容不是任意小随意可调的, 即使对于三相四线制网络, 往往也难以使有功完全平衡, 各相功率因数都达到1, 但是即使这样, 亦完全满足工程精度要求;
负荷功率因数 第6篇
1 分析县级供电企业电网无功率负荷平衡的影响因素
1.1 电感性设备与电力变压器设备的运行
在县级供电企业的电网无功率运行中,其中,有大量的电感性设备,譬如,异步电动机、感应电炉等,这些设备是无功功率的主要消耗设备。在县级供电企业的无功功率的运行中,可以通过对这些设备的综合运行管理,来控制对整个电网无功功率的消耗。因此,可以通过减少异步电动机空载时间消耗无功功率,来实现对系统电网功率因数提升,并尽可能的提高设备负载效率。在县级供电企业中,要结合无功功率消耗情况,对用电设备进行改善,在改变电力系统和企业的功率因数的过程中,尽可能不要让变压器长期处于低负载的状态。
1.2 县级供电企业超出规定范围对功率因数的影响
在系统正常运行中,在系统供电电压相对较高的情况下,实际电压比额定值高于10% 时,在磁路饱和度影响下,电网无功功率将会呈现更大的增长。从相关资料显示来看,在供电电压为额定值的110%的时候,就会将无功功率消耗会增加到35%。相反,在供电电压低于额定值的时候,无功功率也会发生相应的变化。因此,为了减少影响,要加强对供电企业电网中供电电压的管理,以保证其稳定性。
2 分析县级供电企业电网无功率负荷中的无功补偿
2.1 低压配电网的无功补偿
在电网负荷无功功率的平衡中,要形成低压配电网无功补偿的有效方式控制。其中,在随机补偿的运行中,可以通过个别用电设备对无功的需要量,进行单台或者多台低压电容器组分散补偿,与用电设备形成并接方式,在控制保护装置与电动机同时投切的基础上,适当补偿大容量电容的连续运行方式,通过大中型异步电动机的无功消耗,形成补励磁无功的方式,形成无功补偿投入。此外,在随器补偿的运行中,主要是通过对低压电容器,用低压开关接在配电器二次侧的运行,形成无功补偿配电网的补偿方式。跟踪补偿方式主要是通过无功补偿装置作为保护装置,加强对低压电容器组在补偿,主要补偿用户0.4k V母线上无功缺额进行补偿。对于100k VA以上的专用配电用户,采用替代补偿、随器补偿的方式运用,从而全面提升了整个电网无功功率与用户负荷的平衡性。
2.2 提高系统自然功率因数
在系统电网无功功率负荷平衡与电网调整策略的基础上,要形成多方面的技术控制。一是要合理选择电动机。通过结合系统电网运行特点的基础上,保持尽可能保持其在高负荷状态下运行,用户在安装使用电动机的过程中,要注重对电动机机械性能、电气指标等方面的选择。其中,对于核算负荷小于40% 的感应电动机,应该要换成与其匹配容量的电动机,形成一系列科学的设计与使用,这样,可以全面提升系统电网的自然功率因数。二是提高异步电动机的检修质量。在异步电动机定子绕组匝数变动以及电动机的功能方面进行技术把关,包括在转子间的气隙变动,注重整个检修技术的综合利用,形成对电网无功率负荷平衡的整体控制。
2.3 正确选择变压器容量
在电网的整个运行过程中,要充分考虑变压器容量的配置,要结合多方面的因素进行充分考虑,主要包括,合理选择变压器的容量,不要因为容量设计配置不合理造成电网无功损耗。其中,变压器容量越大,空载需要的无功率就会增大。因此,在长期处于轻载运行状态的变压器,应该及时更换为符合标准的变压器。尤其是在县级供电企业管理中,要结合配电变压器的运行,要人工对用电设备进行无功补偿以及合理配置补偿容量。
3 探讨县级供电企业电网无功率负荷平衡与电网调整的策略
3.1 功率因数的人工补偿
电网的运行状况和利用程度是无功功率消耗中具有代表性的重要指标 , 也是保证电网安全、经济运行的一项主要指标。供电企业仅仅依靠提高自然功率因数的办法已不能满足工业客户对用电质量的要求 , 工业客户自身的设备中也需要安装补偿装置 , 通过功率因数控制无功补偿装置。补偿方式一般采用静电电容器,静电电容器既电力电容器。利用电容器进行补偿方式具有投资省、有功功率损耗小、运行维护方便、故障范围小等优点。但当补偿装置通风不良、运行温度过高时 , 油介质电容器易发生漏油、鼓肚、爆炸等故障。
3.2 动态无功功率补偿
动态无功功率补偿一般应用于大容量用电企业、由于生产过程要求对电压要求严格,其负载变化大且负荷重复冲击性较高。对这种波动频繁、幅值很大的用电设备,宜采用动态无功补偿方式 , 通过调相机或固定电容器进行补偿已远远满足不了电网的需求 , 目前一般采用的新型动态无功功率补偿设备是静止无功补偿器。它具有稳定系统电压、改善电网运行性能、动态补偿反应迅速、调节性能优越等优点。但最明显的缺点是投资大、设备体积大、占地面积大。当单台并联电容器的额定电压不能满足电网正常工作缺额时,需要由两台或多台并联电容器串接组成并联电容器组,以满足系统电网无功功率的正常需求。
4 结语
在县级供电企业电网无功负荷的平衡以及电网调整策略的运行中,要形成科学的技术控制方式,尤其是在功率因数的控制中,通过对用户功率因数的分析,可以查找电网中无功功率的损耗原因,这样就可以减少系统电网中的电压损失和电压波动等,通过对电网调整策略的运用,可以提升县级供电企业电网的供电能力。同时,在提高整个电力系统功率因数的基础上,全面提升供电企业的社会效益与经济效益。
摘要：文章主要围绕县供电企业电网无功率负荷的平衡以及电网调整的相关策略进行分析,并对功率因数对供电企业带来的影响进行阐述,介绍配电网无功补偿的方法与功率因数人工补偿的相关方式。
负荷功率因数 第7篇
关键词：额定功率,过渡过程,性能,调节保证
1 概述
碗米坡水电站位于湖南酉水中下游保靖县境内,下游距保靖县城28km。电站以发电为主,兼有航运、养殖等综合效益。电站控制流域面积10 415m2,占酉水流域56%,多年平均流量299m3/s,年径流量94.3亿m3。水库正常蓄水位248m,总库容3.78亿m3,调节库容1.25亿m3,具有不完全季调节性能。电站总装机容量240m W,安装三台单机容量80m W的立轴混流式水轮发电机组,设计年发电量7.92亿千瓦时。该电站是湖南湘西电网内唯一一座统调电站,对湘西电网的安全稳定运行起支撑作用。在丰水期该电站承担基荷运行,枯水期主要是调峰、调频、调压及事故备用。
碗米坡电站水轮机、发电机、励磁系统、主变压器、发电机出口开关及GIS设备、出线设备的额定值与正常运行值均有较大裕度,每台机组具备增加5~10m W出力的能力。
碗米坡水库调节库容仅1.25亿m3,稍有较大来水就会面临弃水的可能,为充分利用水能资源,尽可能减少弃水量,使发电效益最大化,在保证机组安全运行的前提下适度超额定出力运行可取得较大经济效益和社会效益,在不增加一分钱投资的前提下,可多获得一座中小型水电站的效益。因此笔者对超额定功率运行时甩负荷后的过渡过程性能进行分析,找出其中制约超出力的关键因素,使之符合安全要求和调节保证要求。
2 设备概述及主要性能指标
2.1 水轮机主要参数
型号:HL(P050)-LJ-525额定出力:82.5 m W最大出力:92.5m W(对应水头42.80 m)
额定流量:243.77m3/s最大净水头:44.68m额定水头:39m最小水头:34.67m
额定转速:100r/min飞逸转速:200r/min转轮重量:650t
2.2 发电机主要参数
型号:SJ80-60/10400额定出力:80m W最大出力:90m W
额定电压:13.8k V额定电流:3718.8A功率因数:0.9
额定效率:98.11%转动惯量:17400t·m2
2.3 调速器主要参数
型号:BWT-100步进式PLC微机调速器
频率测量方式:残压测频+齿盘测速
工作油压:6.3MPa
3 机组调节保证技术要求
1)该电站设计单位中南勘测设计研究院设计报告提出的技术要求为:
(1)导叶关闭时间:活动导叶关闭分两段进行:第一段关闭时间3.5s,第二段关闭时间7s,第二段关闭导叶起始相对开度为30%K。
(2)蜗壳最大动水压力:蜗壳最大动水压力出现在最大水头下甩最大负荷的工况,其值为0.57MPa。
(3)机组转速最大升高:机组转速最大升高的控制工况是设计水头下甩额定负荷,其值为144r/min。
2)该电站机电设备生产厂家提出的技术要求为:
(1)导叶分两段关闭,第一段关闭时间约为3.5s,第二段关闭时间约为7s第二段关闭导叶起始相对开度为30%K。
(2)机组在设计水头发额定出力运行甩满负荷时的最大转速不超过145r/min。
(3)机组在最大水头发额定出力(或最大出力)运行突甩满负荷时的蜗壳最大压力上升值不超过30%。蜗壳最大承压为0.58MPa。
4 甩负荷试验分析
鉴于以上技术要求,电站联系湖南省电力试研院对1#机进行了甩负荷试验(三台机水力性能基本相同,选取1#机为试验机组),笔者作为电站调度协调人员,全程参与了该项目的试验。该试验进行时上游水位为247.89m,下游水位为201.84m,水头为46.05m。试验结果见表1。
试验结果分析:在该水头下,甩80m W负荷时,蜗壳进口压力最大值为0.5857MPa,甩85m W负荷时,蜗壳进口压力最大值为0.5917MPa,均高于设计院及厂家的技术要求,同时还发现导叶分段关闭拐点及关闭速度均比设计值高。因此,必须对导叶关闭规律进行优化,以确保超额定功率运行时甩负荷过渡过程中蜗壳进口压力上升满足调节保证计算要求。
5 机组甩负荷过渡过程仿真分析
1)建模基本原则:仿真的核心是机组甩负荷后机组转速上升值和蜗壳进口水压上升值,根据甩负荷后调速器的工作特点,可以将甩负荷情况下的仿真模型设计为根据导叶开度变化的开环控制过程。即根据导叶开度的变化过程,仿真计算出机组转速上升过程和蜗壳进口水压上升过程,模型中只考虑导叶开度变化的模型、水轮机模型、发电机模型、引水系统模型,不考虑调速器模型。
仿真模型框图如图1所示。
2)模型的验证:为保证仿真结果的准确性,必须保证模型结构与模型参数能够基本反映机组的特性。通过甩负荷过渡过程的实测数据,与相同工况下的仿真结果进行比较,并调整模型参数,使仿真结果与实测结果基本一致,保证模型结果与模型参数反映机组的真实特性[1]。在相同工况下,仿真计算结果与实测结果见表2。
从仿真结果和实测结果比较,机组转速上升和蜗壳进口水压上升最大值基本一致,可以将该模型及参数作为机组甩负荷过渡过程仿真计算的模型。
3)机组甩负荷过渡过程仿真分析:对于机组超额定出后甩负荷过渡过程的仿真分析,主要计算最大水头和能发85m W出力的机组最小水头的过渡过程结果。最大水头下的计算,主要验证蜗壳进口水压的上升是否满足调节保证计算要求;相应最小水头下的计算,主要验证机组转速上升是否满足调节保证计算要求。根据水轮机综合特性曲线,在导叶最大开度下,发85 m W出力时机组相应最小水头为41.2m(以下称相应最小水头)。
1)试验时机组的工作水头与设计的最大水头基本接近,因此,可以将该水头下的试验结果最为机组最高水头下的试验结果,无需对其进行仿真计算。
2)相应最小水头下机组甩85 m W负荷的过渡过程仿真计算机组转速上升最大值为143.9R/min,蜗壳进口水压上升为0.5488MPa,甩负荷过渡过程结果满足调节保证计算要求。
3)在设计导叶关闭规律下的甩负荷过渡过程仿真计算:最大水头下甩85 MW负荷过渡过程中,机组转速上升最大值为135.8R/min,蜗壳进口水压上升为0.589MPa;相应最小水头下甩85m W负荷过渡过程中,机组转速上升最大值为148.1R/min,蜗壳进口水压上升为0.5367MPa。
因此,在设计导叶关闭规律下,相应最小水头下的甩负荷过渡过程结果满足调节保证计算要求,但在最大水头下的甩负荷过渡过程中蜗壳进口水压上升虽有所改善,但仍然超过调节保证计算要求。
6 优化导叶关闭规律分析
导叶关闭规律的优化原则,是保证机组在最大水头和相应最小水头下甩85m W负荷时,蜗壳进口水压上升和机组转速上升均应满足调节保证计算的要求[2]。在该指导原则下,对导叶关闭规律进行优化计算,最后确定的优化后的导叶关闭规律为:第一段关闭时间3.8s,第二段关闭时间7s。第二段关闭导叶起始相对开度为30%K。
优化导叶关闭规律下的甩负荷过渡过程仿真计算结果为:
1)最大水头下甩85m W负荷过渡过程中,机组转速上升最大值为137r/min,蜗壳进口水压上升为0.5735MPa。
2)相应最小水头下甩85m W负荷过渡过程中,机组转速上升最大值为14r/min,蜗壳进口水压上升为0.5219MPa。
在优化后的导叶关闭规律下,最大水头和相应最小水头甩85MW负荷时,蜗壳进口水压上升和机组转速上升均满足调节保证计算的要求。
7 结论
在优化后的导叶关闭规律下,最大水头和相应最小水头甩85m W负荷时,蜗壳进口水压上升和机组转速上升均满足调节保证计算的要求,说明该电站机组具备超定功率运行的基本条件。下一步可根据优化后的导叶关闭规律调整导叶关闭时间和分段关闭拐点值,并进行最大水头和相应最小水头下的甩最大负荷验证试验,以确保甩负荷过渡过程性能指标满足调节保证计算的要求。
参考文献
[1]陈飞勇,汪定扬.混流式水轮机过渡过程数值模型研制.长江科学院院报,1992(2).