不平衡故障范文（精选10篇）
不平衡故障 第1篇
旋转机械振动故障中转子动不平衡是出现概率较高的一种振动故障 (有些资料介绍高达60%以上) , 由于旋转机械系统较为复杂, 其运行过程中所产生的振动也相当复杂, 转子动不平衡产生的主要原因是机器某个转动的部分有质量偏心, 机器在旋转过程中转子不平衡质量所产生的离心力作用在转子上使转子旋转时产生振动响应。
产生转子动不平衡的原因很多, 转子结垢, 转子弯曲, 叶轮流道中夹有异物, 叶片掉落等。一般常见的是转子结垢, 这是因为转动机械在运行过程中, 工作介质在叶轮流道内都会或多或少地不均匀沉积, 即使介质很均匀地沉积有时也可能出现积垢不均匀脱落, 再者介质对转子和叶轮有时也会产生冲蚀, 这些都会有不平衡量的产生, 造成转子动不平衡故障。多数转子动不平衡故障的振动频率是转速频率即工频, 时域波形接近正弦波。对于叶片掉落和垢层脱落振动会有突变的过程, 或增大或减小, 有在线系统的还可以观察到1倍工频的相位也会产生突变, 若缓慢结垢后的质心位置变化了, 1倍工频相位也会有缓慢的变化。当出现转子动不平衡振动故障时, 可以通过除垢和做转子动平衡校验来消除。
二、诊断实例
1. 加热炉大型吸风机振动异常
某电厂加热炉大型吸风机由一台功率1000kW, 转速726r/min的电机带动, 运行过程中电机振动严重超标。机组构成及测点布置见图1。
由于电机联轴端振动超标, 吸风机侧振动远低于电机侧, 对电机进行了检查线圈、转子动不平衡校验、更换轴承等检修工作。电机重新安装后带上负荷运转, 联轴端依然有较高的振动, 振动超标的问题没有得到根本解决。
利用CAMD-6100型旋转机械状态监测与故障诊断系统对整个机组进行振动数据采集, 为了避免负荷升到100%产生剧烈振动会对机组产生不好的影响, 只将负荷升到50%进行测试。分别在未带负荷和带50%负荷的情况下测得两组数据。当负荷由0升高50%时, 机组振动值普遍升高 (表1) , 频谱显示以工频升高为主。振动能量主要集中在工频上, 占整个通频总能量的90%以上, 振动时域波形接近正弦波 (图2) , 机组水平方向振值普遍大于垂直方向。
mm/s
上述通过对振动信号分析, 可以得出机组可能存在转子动不平衡故障。考虑电机已经做过动平衡校验, 分析认为吸风机转子存在动不平衡。由于吸风机转子较大, 拆卸单独做动平衡校验工期过长会影响生产, 于是对机组整体做现场动平衡校验。经过平衡校验后, 振动幅值大大降低。
该故障处理说明, 当从动转子质量较大, 较轻一侧的驱动转子出现较高的工频振动时, 可能是质量较大的从动转子存在动不平衡, 原理类似翘翘板。
2. 高压给水泵振动异常
某电厂高压给水泵由电机通过液力耦合器驱动, 液力耦合器与高压给水泵之间为膜片联轴器联接。机组主要技术参数:电机功率1600kW, 转速2970r/min;高压给水泵轴功率1205kW, 扬程1470m, 10级压缩, 叶轮片数为6, 流量230t/h, 机组构成及测点布置见图3。
2009年7月高压给水泵联轴端振动严重超标, 重点监测其在不同转速下的振动变化, 然后在工作转速下对整个机组进行振动监测。
从表2可看出, 给水泵联轴端振值随转速而升高, 工作转速下通频幅值达到14.2mm/s。振动频谱在低速时以工频为主, 附有较多低幅值倍频;随着转速升高, 工频幅值渐次增长;转速为2000r/min时开始出现6倍工频;转速为2560r/min时, 6倍工频迅速窜高, 超过工频的增长速度, 在工作转速下6倍工频的振动水平超过了工频 (参见图4、图5) 。
数据分析认为: (1) 水泵的叶片数为6, 6倍工频为叶片的通过频率; (2) 工频随转速渐次升高, 轴向振动较小, 判断水泵存在动不平衡故障; (3) 水泵垂直刚度不够, 可能地脚或轴承箱的紧力不足或水泵的基础不牢固; (4) 泵可能存在设计问题, 使水泵在工作状态下出现叶片通过频率6倍工频, 机器的动不平衡故障加剧了6倍工频的振动, 使之迅速窜高。
根据ISO10816标准, 功率大于300kW的大型旋转设备, 机器—支承系统为刚性, 轴振动振动烈度值<4.5mm/s, 机器可以长期运行为合格状态;振动烈度在4.5~11mm/s, 机器尚可短期运行但必须采取相应措施, 为不满意运行状态。振动烈度>11mm/s, 为不合格状态, 需要停机修理。振动烈度电机最高0.7mm/s, 液力耦合器最高4.4mm/s, 高压水泵联轴端14.2mm/s (表3) , 为不合格状态。
分析故障原因时, 检修人员提到水泵与液力耦合器之间的联轴器两端分布的10个螺栓, 靠近水泵一侧的螺栓孔有的大小不均匀, 为此判断联轴器存在动不平衡故障, 导致高压水泵联轴侧振动严重超标。更换联轴器并对联轴器的螺栓及垫片严格称量, 重新安装联轴器再启动高压水泵后, 振值明显大幅降低, 6倍工频仍然存在, 振幅由12.8mm/s降到1.6mm/s (图5) 。
mm/s
由于设计或制造方面的原因造成流体在进入流道时对叶片产生影响, 使转子每旋转一周产生与叶片的数目相同的振动。这种设计或制造上的缺陷可能在叶片通过频率上产生很小的振动幅值, 但当出现其他方面的振动故障时, 就可能诱使叶片通过频率迅速升高, 现场需仔细辨别。
三、小结
旋转机械的故障诊断从20世纪70年代发展至今, 人们不断地研究振动故障产生的故障特征, 并找出两者相互对应关系, 现在已经有很多这方面的故障列表, 但由于旋转机械的复杂性, 振动故障与故障特征并不是一一对应关系。当机器出现振动故障判断振源时, 要综合考虑整个机组的结构, 将理论与实践经验相结合, 才能对故障原因做出准确判断。
摘要：介绍了大型吸风机和高压水泵转子动不平衡故障的分析诊断实例。转子动不平衡是旋转机械中较为常见的故障, 由于旋转机械系统较为复杂, 当出现振动故障时, 要仔细辨别, 才能作出正确的判断。
论平衡不平衡在事物发展中的作用 第2篇
平衡是矛盾双方在斗争中暂时的相对统一的一种表现，不平衡是矛盾双方在斗争中不均匀、不随和的一种状态。平衡与不平衡的.关系是相对与绝对的关系。正确理解平衡与不平衡在事物发展过程中的作用，具有重要的现实意义。
作 者：林伟 作者单位：台州学院，浙江 临海 317000 刊 名：兰州学刊 英文刊名：LANZHOU JOURNAL 年，卷(期)： “”(3) 分类号：B025.9 关键词：平衡 不平衡 作用
不平衡故障 第3篇
关键词：电气化；轨道电路；分析；处理
中图分类号：U284.2 文献标识码：A 文章编号：1674-7712 （2013） 24-0000-01
交流电气化区段的轨道电路因牵引电流回流不畅或牵引电流不平衡，而使送或受电端熔断器烧断，造成轨道电路闪红光带。根据现场电气化改造施工及设备的维护经验，并与设计厂家有关技术人员进行交流，经过详细的调查、测试、分析，找到了主要原因，采取了有效措施，保证了车站信号设备正常运用。下面就对不平衡牵引电流对轨道电路的影响进行简单分析并提出控制措施。
一、不平衡牵引电流的形成
牵引电流的回流总是经过钢轨及大地流回变电所的，当电力机车运行在某一区段时，牵引电流通过两根钢轨以相同的方向进行传输而且同轨道电路信号电流共用一个通道后返回变电所，当流经两根钢轨中的牵引电流Ia=Ib时，在扼流变压器的初级线圈上形成的磁场是大小相等方向相反，合成的交变磁场等于零，根据电磁场感应定理及右手定则可知，其感应电势是相互抵消的，即在扼流变压器的二次侧不产生感应电压，牵引电流的干扰不会侵入轨道电路，当Ia≠Ib时，牵引电流不平衡，即当ΔI=|Ia-Ib|存在时，扼流变压器的一次侧所产生的磁通不能相互抵消，则相应的在次级产生一个感应电压，大小等于E=±KΔф/Δt，方向看Ia、Ib的值谁大而定。由于牵引电流不平衡所造成的这个感应电压，直接侵入轨道电路的回路，当ΔI达到一定值时，有可能使GJ发生误动。如果按目前4000吨的吨位计算，牵引电流约200A左右，按部标的不平衡系数计算，在扼流变压器（EB600/25变比为1：3）上允许产生10A的不平衡电流来考虑，不平衡电流等效流过初级线圈的半边即折算变比应为1/2×1/3=1/6，这样感应到扼流变压器的二次侧的不平衡电流I1/I2=n2/n1，I2=n1/n2×I1=1/6×10=5/3A，也就是说5/3的不平衡电流就造成轨道电路不平衡。
二、几种控制防护措施
（一）在轨道电路中加装抗干扰适配器，这个方案是有关技术单位在近几年来为克服电流不平衡问题，经现场测试和试验室分析中所提出的，即把适配器接在扼流变压器信号侧与受电端输入电路之间。主要是对50HZ呈低阻抗，对25HZ信号呈匹配状态。据了解在京广铁路已有部分车站加装适配器，这个方案大大提高了25HZ轨道电路的可靠性。
（二）防止绝缘单边破损。非电化区段，绝缘单边破损不会造成红光带，但电化区段，单边绝缘破损极易造成轨道电路红光带。因破损后，牵引电流可不经扼流变压器直接越过此绝缘节而造成不平衡，特别是上、下的渡线绝缘在维修时更要注意，因此绝缘管、绝缘垫等一定要采用高强度绝缘材料，并要求工务部门将镙栓扭力拧到规定值，以保证行车安全。
（三）防止扼流变压器固定引入线的螺丝松动。这个螺丝松动后，形成了一个接触电阻，其上面相应产生的压降，很容易造成不平衡，特别是在区间，当列车经过时产生振动接触电阻增大造成红光带而使信号关闭，车越过以后又恢复正常，很容易让信号人员误判为外界影响。
（四）要对吸上线加强检查和维修。对吸上线丢失的要及时补足，否则造成电流不平衡，烧毁熔丝影响轨道电路设备。
（五）供电部门塔杆、水泥电杆、回流线的防雷有一些通过间隙放电器连接在钢轨一侧上。当它与钢轨连接的钢筋和其它金属设备（如电缆护套、桥体等）相混或穿过了潮湿的泥土和水沟时也会造成电流不平衡，而这类故障不易查找，维修时应注意检查。
（六）工务在换轨或换岔心等工作中，如果短路防护线未连或接触不良时，不平衡电流会烧坏25HZ轨道电路防护盒及熔断器。工务在工作中习惯于把换下的钢轨摆在线路旁，压在引入线上，振动后与使用钢轨相碰也会造成电流不平衡。这就要求工务部门进行此类作业时，电务部门要及时配合，加强监督。
（七）当牵引电力机车所在钢轨上有沙子、有霜、有锈时，机车启动和运行时会产生很大的不平衡电流，也容易烧毁轨道电路设备。要加强钢轨的检查清扫工作。
（八）防止塞钉线及连接线的塞钉头松动。塞钉头松动后，也产生接触电阻，特别是岔心部分的连接线必须认真检查，松动易造成轨道不平衡，因此轨道电路的各种连接线必须采用双接化，最好采用双线的连接方式。
（九）防止横向连接线接触不良。因牵引电流经过它而流向吸上线返回变电所，回流线不畅，牵引电流受阻，就会把信号设备烧坏，为防止其接触不良，建议把横向连接线改用信号电缆替代。
（十）现场要对扼流变压器低压侧两个线圈的电压进行经常性测试，两个低压线圈的电压必须相等，必须等于1/2轨面电压。两个低压线圈电压如不相等，必须认真查找，大多为端子与箱盒间绝缘破损或扼流变压器故障。这一点对有空扼流的区段尤为重要，因其在电路中不接受检查，出现故障时不能导向安全。
三、结束语
在交流电气化区段，轨道电路是信号设备与线路和接触网结合的部位，产生故障的原因比较复杂，信号设备的供电属于弱电，容易受到牵引电流的干扰，通过对因牵引回流不平衡而影响轨道电路的分析，使的信号人员对信号设备抗电化干扰有更清楚地认识，在设备施工和维护中引起重视并采取有效的防护措施。
参考文献：
不平衡故障 第4篇
一、转子不平衡故障特征
(1) 时域波形近似等幅的正弦波。
(2) 轴心轨迹为一个较稳定的圆或偏心率较小的椭圆。
(3) 频谱成分以工频为主, 由于非线性关系, 常伴有部分谐波成分。
(4) 一般径向振动大于轴向振动。
(5) 振幅随转速升高而增大, 随负荷和油温变化不明显。
(6) 过临界转速有共振峰。
(7) 当工作转速一定时相位稳定。
(8) 转子部件脱落, 振幅变化明显。
(9) 从轴心轨迹观察其进动特征为同步正进动。
二、转子不平衡的种类及诊断方法
转子不平衡的类型主要分为三种:原始不平衡、渐变不平衡、突发不平衡, 诊断依据见表1和表2。
三、挠性转子现场动平衡简介
与刚性转子不同, 挠性转子必须要考虑在不平衡离心力作用下转子产生的挠曲变形, 其平衡状态是随转速变化的。挠性转子的现场动平衡通常采用影响系数法。
应用影响系数法, 对于刚性转子, 校正平面可选1～2个, 平衡转速为一个。对于挠性转子如果也这样做, 仅能保证在所选转速状态下的平衡, 不能保证在一大的转速范围内的平衡。如选临界转速作为平衡转速, 工作转速下振动大, 相反如在工作转速下平衡, 则转子往往不能通过临界转速。因此, 为平衡挠性转子, 必须增加平衡转速的数目, 相应的也应增加校正平面的数目, 所以这是一种多平面多转速的影响系数法。挠性转子的平衡目标为在任何转速下轴承反力都为零, 然而实际平衡过程是在一个或几个平衡转速下, 在有限的几个校正平面加校正质量。挠性转子现场动平衡技术就是正确选择加重平面及平衡转速, 确定校正质量的大小和相位, 以保证转子在一定的平衡转速范围内达到预定的平衡目标。
现场实际应用于压缩机等挠性转子时, 由于加重平面的位置限制, 往往都将校正质量以垫片形式加于联轴器螺栓上, 并且由于转速较高, 校正质量一般都很小。
四、挠性转子不平衡故障现场诊断及处理案例
1. 故障描述
某石化公司一台循环氢压缩机组停车对透平端转子除垢后启车, 透平转子过一阶临界转速后因振动过大而无法运行。透平端转子一阶临界转速为6 300r/min, 工作转速7 500r/min, 膜片联轴器单面螺栓为12个, 轴承振动标准为<35μm。该机组的测点布置见图1。
对该风机进行了现场监测, 应用全频测振仪测得机组转速提高到7 500r/min时全频振值, 见表3。
振动测试及频谱分析显示, 振动频率主要为转速频率, 且当转速恒定时, 幅值及相位较稳定。振动频谱图见图2、图3。
2. 故障诊断及处理措施
从测得的频谱图上看, 循环氢压缩机透平端轴承测点振动以工频为主导, 振幅随转速变化明显, 当转速恒定时, 振动幅值及相位稳定, 且同测点水平、垂直位置振动相位相差近90°, 均符合转子动不平衡故障特征, 因此判断为透平端转子因叶轮检修清垢造成了不平衡故障。
利用频谱分析仪选用单面双测点法在工作转速下对该压缩机组的透平端转子进行动平衡校正, 操作步骤如下。
(1) 循环氢压缩机转速提升至7 500r/min时, 测得的初始振值和相位:CH58全频振值146μm, 相位-150.27°;CH57全频振值102μm, 相位129.31°。
(2) 停车, 在对应联轴器螺栓位置加试重垫片4.4g。
(3) 再次启车, 循环氢压缩机转速升至7 500r/min时, 测得的响应为:CH58全频振值133μm, 相位-161.48°;CH57全频振值95μm, 相位117.56°。
(4) 通过计算, 应取下试重, 并沿试重位置逆转向旋转60° (移动两个螺栓位置) , 加重21g垫片。
再次启动循环氢压缩机组, 在工作转速下, 应用频谱分析仪测得机组全频振值见表4。
显然全频振值已经满足轴承振动标准, 所以此次故障分析诊断是正确的, 并且现场动平衡校验也是非常成功的。
五、结束语
石化企业对于压缩机等大型机组的挠性转子不平衡故障常采用高速动平衡机进行校验, 而将转子送出做高速动平衡校验涉及到拆卸、吊运、校验、回装、调试等工序, 往往需一周时间, 这种做法不仅耗费大量人力物力, 且影响生产, 每天损失可达百万元以上。可见通过挠性转子平衡问题的分析和现场动平衡处理能快捷地排除故障, 改善机组的运行状态, 保证了机组的安全、平稳、长周期、高效率运行, 降低了石化企业因影响生产造成的经济损失。
参考文献
[1]沈庆根.化工机器故障诊断技术[M].浙江:浙江大学出版社, 1994.
不平衡的天平 第5篇
班主任看了卡德的伤势，把矛头指向了布莱恩，一直在责怪他。布莱恩的解释和他的伤势在班主任的眼里，就像一丝飘过的清风。
布莱恩顿时感受到了他在老师眼里的位置。他很气愤，很忧伤，但自暴自弃永远改变不了他继续抗争下去的坚定决心。两年里，布莱恩跟同学关系很不好，而原因不在他身上，而他跟班主任的关系不好，班主任对他总是制造一些障碍。
就这样，一天天过去了，布莱恩虽然每次考试成绩都很优秀，但日子却过得异常艰难，他甚至有了转班这个念头。
似乎受到了卡德的影响，有些同学背地里叫他穷B，让自卑的他听了更感到难过。
受到打击的他来到了海滩边。黄色的沙滩，蓝色的大海，还有一只纯白的小鸟，与海天融为一体。太阳渐渐地落下，上天仿佛有一道美妙的声音在告诉他什么是勇气，什么是信念，不要去为自己的不公而自卑，而是要用勇气和信念，开辟一条光辉的道路。
长大后，布莱恩成了著名的教育家，他常常把路边的野花摘下来，细心地拿回家栽上。直至现在，布莱恩依然没有忘记那段被人嘲笑的经历。
意料不到的是，在一个偶然的机会，布莱恩与卡德在一家天平商店相遇。卡德肯定忘了多少年前对对方的一次暴打，痛苦地说：“要是天平永远保持平衡该多好啊！”
布莱恩想了想他的现状后，扭头走开了。
不平衡故障 第6篇
电压源换流器高压直流输电 (VSC-HVDC) 以其可以独立进行有功和无功控制、向无源系统供电、无换相失败危险等优点[1,2], 成为国内外研究的热点。随着全控器件和控制技术的发展, VSC-HVDC在孤岛供电、可再生能源发电并网和异步电网互联等领域得到成功应用[3,4]。然而, 在实际运行中, 由于VSC对负序分量非常敏感, 交流系统发生不对称故障时, 产生的负序电压将会引起VSC换流站交流侧产生较大的负序电流, 带来三相电流的不平衡, 致使VSC交直流两侧产生大量非特性谐波, 轻者引起系统故障保护动作, 重者严重威胁换流设备的安全[5]。因此系统电网电压不平衡时VSC-HVDC系统的控制策略直接关系到VSC的实际运行性能。
本文采用在αβ静止坐标下实现电流跟踪控制的控制策略, 通过对换流站网侧与VSC侧功率分析网侧控制基波功率、VSC侧控制二次波动的交流电流dq轴正负序指令电流信号, 然后将其变换到αβ静止坐标下进行跟踪控制。由于αβ静止坐标下电流是工频正弦量, 增益有限的PI控制器很难无差跟踪控制正弦信号。为了解决这一问题, 文献[6]在VSC的电流跟踪控制中加入了需要得到系统精确模型的内模控制, 但鲁棒性较差。Terminal滑模控制[7]能很好地克服这个问题。因此, 本文把Terminal滑模控制引入VSC-HVDC系统, 采用无需检测正负序电流分量的双电流内环控制器, 实现对指令电流的跟踪控制。在电磁暂态仿真软件PSCAD/EMTDC环境下搭建VSC-HVDC模型, 仿真结果验证了该方案的有效性。
1 电网电压不平衡控制条件下的VSC控制模型设计
1.1 功率分析
图1为VSC-HVDC输电系统主电路的拓扑电路。其中:R为VSC和换流电抗器等效损耗电阻之和;L为换流电抗;C为直流侧电容;Us为交流母线电压;I为系统流入VSC的电流;Uc为VSC直流电压。
通过对图1所示电路功率分析, 可得功率节点瞬时输入功率为
式中E为交流侧电压Us或VSC直流侧电压Uc, 且
由式 (1) 、 (2) 可得
电感L上的损耗功率为
电阻R上的损耗功率为
1.2 不平衡控制算法
为消除功率节点有功脉动, 需令式 (3) 中的pc2和ps2为零。由式 (4) 、式 (5) 可知, 交流侧功率与VSC直流侧功率不等, 在消除网侧二次频有功脉动时, 仍会引起一定的直流侧电压波动, 同时为了保证交流侧基波功率直接控制, 需采取网侧控制基波功率、VSC侧控制二次功率脉动的方法, 从而克服文献[6]控制单点功率造成的弊端。
令有功、无功功率指令为p0*、q0*, 并令有功二次波动指令为零, 则由式 (3) 可得
式中
将式 (6) 得到的电流变换到αβ坐标下, 即
2 离散Terminal滑模内环控制
Terminal滑模控制是对普通滑模控制的一种改进, 与常规控制策略相比, 其本质区别在于控制的不连续性, 并且其滑模面在设计中引入非线性函数, 使得误差能够在短时间内收敛, 因此比常规控制策略具有更好的鲁棒性。本文设计了一种离散Terminal滑模内环控制系统。
图1电路的αβ坐标系下电压方程为
相应精确离散化方程[8]为
式中T为离散采样时间。
定义6) iαβ (k) =iαβ (k) -i*αβ (k) , 则重写式 (8) 为
选择Terminal滑动模态为
式中zαβ (k) 为6) is (k) 的积分, 即
选择趋近律为
式中ε、q、1-q T均大于零。
将式 (9) ~ (11) 代入式 (12) , 则可得控制律为
将式 (13) 中符号函数用分段函数代替, 可达到稳定颤抖减小的目的, 即
图2为其跟踪曲线, 当外部发生扰动时限幅于±1的分段函数迅速调整误差, 使暂态过程中开关函数起主导作用, 而在稳态则比例积分起主导作用, 误差减小并进入线性区。
3 不平衡控制系统
VSC-HVDC不平衡控制系统如图3所示。该控制无需检测电流正负序分量, 消除了延时较大的电流滤波器对系统带宽的影响, 同时VSC输出电压通过简单的延迟电路获得。
采用在αβ两相静止坐标下的1/4周波延时相序分解法 (delayed signal cancellation, DSC) 来滤除负序分量, 由于DSC只需采用延时加减, 更容易数字实现, 避免了二次频负序分量进入锁相环。采用DSC法进行图3中αβ和dq坐标下正负序分量的提取, 其数学表达式如下:
αβ静止坐标正负序分量转换到dq旋转坐标系下为
4 仿真结果
以两端均接有源网络的VSC-HVDC网侧电压不平衡故障进行仿真分析, 两侧换流站参数一致。交流系统额定电压10.5 k V, 损耗电阻R为0.5Ω, 交流电抗L为11.7m H, 直流电容C为125μF, 换流站额定容量为75 MVA, 直流侧额定电压为110 k V, 变流器开关频率为2 k Hz, 采样频率为10 k Hz。设置送端站控制有功功率和无功功率, 受端站控制直流电压和交流电流。仿真设置了单相电压短路故障, 受端站交流系统在第2.0 s时分别发生A相接地短路故障, 0.2 s后故障切除。
受端站交流系统故障时, Terminal滑模和常规控制交流电压波形比较如图4所示。
从图4中的波形可以看出, 系统谐波基本不会受到滑模开关切换的影响, 因此对于滤波器的设计无特殊要求。
图5为受端站交流系统故障时直流电压波形曲线, 图6、图7分别为交流侧有功和无功波形曲线。
从图5~图7中可以看出, 在VSC-HVDC系统受端站发生不平衡故障时, 本文阐述的控制策略更能有效地抑制直流侧电压波动, 阻止故障向相邻交流系统传播, 保证系统在故障情况下稳定运行。
5 结论
1) αβTerminal滑模控制能够有效地抑制直流侧电压波动, 保证系统在故障情况下能够稳定运行。
2) 本控制策略得到了αβ坐标下消除直流侧电压二次频波动的交流指令电流信号, 提出了基于Terminal滑模控制的电流内环跟踪控制方法, 推导了其离散化模型。
3) PSCAD/EMTDC仿真结果验证了本文控制策略的正确性和有效性。同时该控制策略不受换流站运行方式的影响, 有效隔离了故障在电网间的传播。
参考文献
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[3]李庚银, 吕鹏飞, 李广凯, 等.轻型高压直流输电技术的发展与展望[J].电力系统自动化, 2003, 27 (4) :77-81.
[4]AXELSSON U, HOLM A.The gotland HVDC light project-experience from trial and commercial operation[C]//GIRED Conference.Netherlands, 2001:18-21.
[5]雷园园.基于新型换流变压器的直流输电系统控制方式及其故障特性研究[D].长沙:湖南大学, 2009:1-69.
[6]张兴, 季建强, 张崇巍, 等.基于内模控制的三相电压型PWM整流器不平衡控制策略研究[J].中国电机工程学报, 2005, 25 (13) :51-56.
[7]邹德虎, 王宝华.发电机自适应Terminal滑模励磁控制[J].现代电力, 2010, 27 (2) :62-65.
不平衡故障 第7篇
励磁绕组匝间短路故障不仅会使发电机励磁电流增大、输出无功功率减小,还会导致机组振动加剧,影响系统的安全稳定运行。转子旋转中励磁绕组承受离心力造成绕组间的相互挤压及移位变形、励磁绕组的热变形、通风不良造成的局部过热等是造成发电机励磁绕组匝间短路的重要原因,这些原因引起的故障多在发电机实际运行时发生[1,2]。利用发电机运行中的电气量实现对励磁绕组匝间短路故障的在线监测可发现这些离线时无法检测的动态短路故障,能更加有效地避免突发性严重短路,是近年来的研究热点[3,4,5]。
目前的研究已实现对发电机励磁绕组匝间短路故障的准确、快速计算[6,7,8],并对故障特征及机理进行了深入、细致的理论研究[9,10],为基于发电机电气量的故障在线监测提供了依据。
由于定子绕组内部故障对发电机的破坏力极大,大型发电机一般都配置了主保护。若发电机主保护装置在对定子内部故障作出反应的同时也能实现对励磁绕组匝间短路故障的监测将十分有意义。为此,本文以三峡左岸VGS发电机为例,介绍了该发电机已配置的主保护,并对发生励磁绕组匝间短路故障后进入各种主保护所配电流互感器的不平衡电流进行计算分析,在此基础上提出一种基于不平衡电流有效值的故障监测原理。计算与分析表明,该故障监测原理能解决依靠单一谐波检测所带来的一系列问题,可较灵敏地反应于励磁绕组的小匝数短路故障。
1 三峡VGS发电机配置的主保护
图1所示为三峡VGS发电机(基本参数见附录A)已配置的主保护示意图,包括:
1)完全纵差保护:能灵敏地反应于发电机定子绕组所有可能发生的相间短路。
2)完全裂相横差保护:能反应于定子相间短路、同相不同分支或同相同分支间短路(匝间短路)及分支绕组开焊故障。
3)零序电流型横差保护:能保护的故障性质与完全裂相横差保护相同。
2 励磁绕组匝间短路时进入主保护的不平衡电流分析
励磁绕组匝间短路故障虽然对定子相电流影响较小,但由于匝间短路造成励磁绕组在各极下的结构差异,励磁绕组产生的气隙空间磁场会出现1/P,2/P(P为电机的极对数)等次数的谐波,这些谐波在同相各分支感应出的分数次励磁电动势相位不同,于是在定子绕组内部产生同相不同分支之间的环流,各分支电流不再相等[7]。而主保护配置的分支(组)电流互感器和中性点连线间电流互感器能够反应于定子相绕组内部的环流,这使得利用主保护配置的硬件来监测励磁绕组匝间短路故障成为可能。本节将采用多回路分析法计算励磁绕组匝间短路时进入各主保护所配置电流互感器的不平衡电流,并分析其性质,以探讨监测励磁绕组匝间短路故障的可行性。
2.1 完全纵差保护
励磁绕组匝间短路故障只会引起定子相绕组内部不平衡分支电流,相电流无明显变化。而完全纵差保护只配置相电流互感器[11],无法反应于励磁绕组匝间短路的故障特征量(经计算得出同样结论)。
2.2 完全裂相横差保护
如图1所示,三峡左岸VGS发电机将定子绕组每相的并联分支分成2个部分:每相的1,2,3这3个分支成一组,4和5这2个分支成一组。2组互感器变比应为3∶2(若为微机保护2组互感器可用同一变比,但也需用软件调整两者的平衡),理论上电机正常运行时进入差动继电器的电流为0。
以A相为例,当发生励磁绕组匝间短路时,转子磁场畸变引起流入差动继电器一次侧的不平衡分支电流id为:
式中:iTA1和iTA2分别为A相2组互感器一次侧电流。
根据式(1),采用励磁绕组匝间短路故障的多回路数学模型[6,8],计算出该发电机额定联网负载下,励磁绕组一极短路(短路匝比1.25%,短路匝比为短路匝数与总匝数的比值)时,进入完全裂相横差保护差动继电器的不平衡电流如图2所示。图2(a)的波形是故障前后整个过渡过程的波形,在t=40 s时励磁绕组发生匝间短路,则t<40 s的波形代表故障前的正常稳态运行状态,t>40 s的波形代表发生故障后的过渡过程;图2(b)代表故障后的稳态波形。下文同。
从图2可以看到,发生励磁绕组匝间短路故障后,有明显的不平衡电流流过裂相横差保护。对励磁绕组发生一极匝间短路(对应图2(b))及5%匝间短路(4极短路)时,进入裂相横差保护差动继电器的不平衡稳态电流进行傅里叶分析,结果见表1(表中的基波分量指50 Hz的频率分量)。
2.3 零序电流型横差保护
由图1可知,进入零序横差保护的中性点连线电流io2,o1为三相的1,2,3分支电流之和,励磁绕组短路一极短路时的计算波形见图3。对励磁绕组发生一极匝间短路及5%匝间短路时进入零序电流型横差保护的不平衡稳态电流进行傅里叶分析见表2。
从表1和表2可以看出,故障后流过完全裂相横差保护和零序电流型横差保护的不平衡电流理论上主要以分数次谐波为主,不含基波分量。
3 基于主保护不平衡电流有效值的励磁绕组匝间短路故障监测原理
3.1 监测原理的提出
由表1和表2可见,励磁绕组5%匝间短路时,进入完全裂相横差保护及零序电流型横差保护的不平衡电流中,幅值最大的分量是频率接近50 Hz的41/40次谐波,如果提取该谐波作为参考量,整定合适的动作值,理论上可以反应于这个故障。但一方面,由于41/40次谐波的频率非常接近于基波,实现这个动作判据较为困难;另一方面,实际上一般极少发生如此多短路匝数的匝间短路故障(除非是与励磁绕组匝间短路等效的匝数较大的转子两点接地短路)。当短路匝数较少时,由于励磁电流产生的磁动势不会造成气隙磁场的明显畸变,且大型水轮发电机一般极数很多,使得发生在某一极绕组内的匝间短路较难通过定子电流的某次谐波来检测。例如本文计算的三峡VGS发电机共80极,即使1极绕组全部短路,进入完全裂相横差保护及零序电流型横差保护最大的是1/40次谐波,分别为1 142.2 A和775.7 A,而额定基波相电流达到了22 453.0 A,在实际检测中会比较困难。另外,单次谐波的有效值并不一定随短路匝数的增加而增大,例如励磁绕组5%匝间短路时进入主保护不平衡电流中的1/40次谐波比1.25%匝间短路时还要小,这无疑给监测装置的整定带来了困难。
由于不平衡电流中的这些分数次谐波均由励磁绕组匝间短路故障引起,且不同于机端外部短路[12]、定子匝间短路[13]、转子静偏心故障[14]等。如果将该不平衡交流电流的有效值作为参考量,则可包含所有的故障特征量,实现故障特征的最大限度提取,能解决依靠单一分数次谐波所带来的一系列问题,为励磁绕组匝间短路故障的监测提供一条有效的途径。下面对其可行性进行详细分析。
3.2 新原理的可行性分析
以零序电流型横差保护的不平衡电流为例,该电流的有效值为:
式中:I1/40,I2/40,I3/40,Ik/40分别为不平衡电流中的1/40次、2/40次、3/40次、k/40次谐波电流有效值。
若按式(2)对不平衡电流的有效值进行计算,需分解出电流中的各次谐波分量,计算量大且会带来不可避免的截断误差。根据周期电流有效值的定义,有
式中:T为该电流的周期。
根据式(3),选择合适的数值积分方法即可求得该不平衡电流的有效值。本文采用Romberg(龙贝格)法,该方法应用了线性外推的加速方法,同时采用了提高阶数和减小步长2种提高精度的措施,具有计算量小、收敛性好、精度高等优点,是等间距采样情况下的首选[15],能满足微机监测装置实时处理的需求。
表3列出了励磁绕组不同程度短路时进入完全裂相横差保护及零序电流型横差保护中不平衡电流的总有效值计算结果。
从表3可见,进入2种主保护的稳态不平衡电流的有效值与短路匝比之间的关系并不一致,图4所示为不同主保护中两者的关系。
从图4可见,进入完全裂相横差保护的不平衡稳态电流有效值随着励磁绕组短路程度的增加而近似线性增长;而进入零序电流型横差保护的不平衡电流却没有这样的特性,解释如下。
进入完全裂相横差保护的是一相绕组内部的不平衡电流,尽管随着短路匝数的增加不平衡电流中的各次谐波含量有的增大有的减小。但转子不平衡程度的增加导致励磁磁动势及磁场的畸变加大,使得相绕组内部不平衡电流有效值近似与短路匝数成正比。
而零序电流型横差保护的不平衡电流本质上为三相不平衡电流的叠加,随着短路匝数的增加,虽然一相绕组内部的不平衡电流有效值始终增大,但由于各次谐波大小随着短路匝数的变化规律不同,且有些频率的谐波三相合成后有效值会增加(如1/40次谐波),而有的三相合成后有效值会减小(如39/40次谐波),这就使得故障后进入零序电流型横差保护的不平衡电流有效值并没有随短路匝数的增加而单调增大。
从以上分析可知,利用完全裂相横差保护所配置的电流互感器采集电流信号,并按上述方法对每相绕组内部不平衡的电流信号进行数字处理(可由微机实现),可实现对励磁绕组匝间短路故障的监测,而零序电流型横差保护的电流互感器电流则不太适合用来反应于励磁绕组匝间短路故障。另外,经过对其他各种发电机的计算与分析可知,不完全纵差保护的电流互感器电流也能反应于励磁绕组匝间短路故障,其特点类似于利用完全裂相横差保护电流互感器的监测方法。
由表3可见,当发生励磁绕组1.25%匝间短路故障时进入完全裂相横差保护的不平衡电流有效值为2 281.7 A,已超过基波相电流的10%,灵敏度较利用单次谐波(如1/40次)有了很大提高。
3.3 转子匝间短路故障监测与某些常规保护的配合
本文提出的励磁绕组匝间短路监测方法,其信号源来自主保护所配电流互感器中的不平衡电流。而发生定子内部不对称故障时流过主保护的不平衡电流会增加(实际上机端外部故障时固有不平衡电流也会有所增加),尽管在定子故障很快发展到稳态后不平衡电流中主要是基波及3次谐波,而并非转子匝间短路的故障特征量,可采用其他方法进行滤波,但仍很难避免造成励磁绕组匝间短路监测的误判。为此可在定子主保护动作时对励磁绕组匝间短路监测进行短延时处理,在判断没有发生定子内部故障和机端外部短路时,再发出励磁绕组匝间短路故障信号。
由于定子内部故障和机端外部故障发生后相应的保护一般会在1~2个周期(0.02~0.04 s)内动作,因此延时不必取过长。而励磁绕组匝间短路发生后,短时间内不会对发电机造成恶劣的影响。除此之外,当转子发生匝数很大的严重短路时,如表2所示的励磁绕组5%匝间短路时,定子不平衡电流中将含有较大的与基波频率非常接近的谐波分量,即使导致主保护动作也是合理的,因为这能够避免励磁绕组严重的匝间短路对发电机安全的威胁。
事实上,也确有因励磁绕组匝间短路造成发电机主保护动作的情况发生。2005年5月30日上午,凤滩水电站6号发电机在满载工况下甩负荷后,不完全裂相横差保护动作。但停机检查没有发现主保护装置有任何异常。重新并网后,下午不完全裂相横差保护再次动作,而且停机过程中不完全纵差保护也动作,而完全纵差保护没有动作。检查表明,该发电机定子绕组并无短路,下午的动作原因主要是励磁绕组有匝间短路故障。
已有的研究与实践表明,当发电机发生定子内部故障后,进入主保护的暂态不平衡电流是先到一个极大值后再衰减到稳态[12,16],而从图2和图3可知,当发生励磁绕组匝间短路时,进入主保护的暂态不平衡电流是逐渐增大的。当发电机主保护动作后,可通过查看保护录波的暂态过程来判断是否因励磁绕组匝间短路故障动作跳闸,以便尽快查找故障、缩短检修周期。
4 结语
本文首先分析了励磁绕组匝间短路对发电机主保护不平衡电流的影响,在此基础上提出一种采用不平衡电流有效值为参考量的故障监测原理。实践表明,发电机正常运行时,由于互感器及电机制造的误差也会给主保护带来不平衡电流,并且以基波及奇数次谐波为主[11]。如何抑制这一正常运行时的不平衡电流给励磁绕组匝间短路监测带来的影响是下一步的工作重点。在此基础上,进一步探索防误动性能较好的高灵敏监测方案(包括短路匝数的估算),如采用比率式制动原理或故障分量保护原理等。
此外,由于绝大多数的汽轮发电机中性点仅引出3个端子,不具备安装分支电流互感器的条件,无法应用裂相横差保护或不完全纵差保护等对定子绕组及励磁绕组匝间短路故障作出反应。笔者呼吁大型汽轮发电机的设计专家与制造厂商改变目前的中性点引出方式[17],以实现对发电机的定、转子绕组的高质量保护(或监测)。针对这种不具备分支电流互感器安装条件的汽轮发电机励磁绕组匝间短路故障的在线监测方法也应在今后重点研究。
附录见本刊网络版(http://aeps.sgepri.sgcc.com.cn/aeps/ch/index.aspx)。
不平衡故障 第8篇
目前电力系统中存在着大量的不对称负荷,大功率单相负载、电气化铁路牵引供电、配电网三相负荷不平衡等使得电力系统三相负荷不平衡[1,2,3],对电力系统的安全运行以及电能质量造成很大的影响。
对于系统电压平衡情况下不平衡负荷的补偿方法已有较多研究。文献[4,5]首先提出Steinmetz电纳平衡补偿理论,指出在三相三线系统电压平衡情况下任意不平衡负荷可以通过纯无源网络补偿成为三相对称且为单位功率因数的平衡负载,并提出通过实时采样的电压、电流数据计算补偿电纳的方法。Steinmetz电纳平衡补偿理论是静止无功补偿器(SVC)不平衡负荷补偿的理论基础,文献[6,7,8]在此基础上提出工程化实现方法。
基于可关断器件的静止同步补偿器(STAT-COM)[9,10]在动态响应速度及补偿性能上相比SVC有更大的优势[11,12],在电力系统中链式STATCOM已有了广泛的应用。对于不平衡负荷补偿情况,文献[13,14,15,16]提出星接STATCOM通过零序电压注入平衡三相有功功率的控制方法,但是该方法负序补偿能力十分有限,在系统电压不对称情况下难以实现且零序分量的计算方法十分复杂。文献[17]讨论了非理想系统电压下星接STATCOM各相功率分布情况,通过调节三相电容功率平衡间接实现不平衡补偿,系统补偿能力有限且响应速度慢。
文献[18,19,20]基于Steinmetz电纳平衡补偿理论提出三角接STATCOM通过三相链结角内环流平衡三相有功功率的控制方法,为不平衡负荷的补偿提供了新的思路。文献[21,22]对电纳平衡方法在不对称电压条件下的修正进行了讨论,但其理论推导并不完整,不能在非理想电压下有效补偿。
文献[23]分析了非理想电压下Steinmetz电纳平衡补偿理论存在的问题,指出在该系统电压情况下Steinmetz理论不再适用,提出了采用电网电流闭环补偿的控制方法对补偿电流进行修正,应用三角接STATCOM实现非理想电压下的不对称负载补偿,但该方法在动态响应特性和系统稳定性上存在不足。
本文充分扩展了Steinmetz电纳平衡补偿理论,分析非理想电压下不平衡负载补偿原理,针对单位功率因数和正序对称不同补偿目标给出补偿无功指令的详细计算方法,使SVC及三角接链式STATCOM可以有效应用于非理想系统电压下不平衡负荷的补偿,所提方法为开环控制,系统动态响应速度快,稳定性高。最后本文通过PSCAD/EMTDC仿真算例及现场试验进一步验证了所提理论的正确性。
1 Steinmetz电纳平衡补偿理论
系统电压对称情况下,任意三相负载都可以表示为三角接的导纳形式,如图1(a)所示,三相负载导纳各不相同,分别表示为Ylab、Ylbc、Ylca。
其中,k=ab,bc,ca;Glk、Blk分别为电导和电纳。
根据Steinmetz电纳平衡补偿理论,首先,如图1(b)所示在各相负载上并联无功补偿,得到纯电阻形式的负载,如图1(c)所示。
其次,考虑如图1(d)所示单相纯电阻负载的平衡补偿,如图1(e)所示在另外两相分别加入电容和电感,其中bc之间加入电容,ca之间加入电感:
在正序对称系统电压下,图1(e)即可等效成为图1(f)所示正序对称的星接纯有功负载。
最后,分别对图1(c)三相负载平衡化,即可得到三相对称的星接纯有功负载。
2 非理想电压下Steinmetz理论
非理想系统电压包含正序电压和负序电压,第1节所述Steinmetz电纳平衡补偿理论成立的前提为系统电压对称,即为正序电压情况,其单相有功负载补偿矢量图如图2(a)所示,其中IR为电阻电流,Irbc和Irca为无功补偿电流,通过矢量合成得到对称正序有功相电流Ia、Ib、Ic。当系统电压为负序时,如图2(b)所示,同样的补偿电流作用下,矢量合成后相电流依然不对称。
非理想系统电压可以分解为正序电压与负序电压的矢量叠加,由线性系统叠加原理可知,相间无功补偿电流是正、负序电压分别作用在补偿电纳上产生电流的矢量和,因此可知补偿后的相电流Ia、Ib、Ic依然不对称。
通过以上分析可以得到3个结论:
a.实现单相纯阻性负载的平衡补偿即可解决任意三相不平衡负荷的平衡补偿;
b.理想Steinmetz补偿理论通过在另外两相间加入等效电纳解决单相纯阻性负载的平衡补偿,当系统电压不对称时Steinmetz补偿无法达到平衡化效果;
c.非理想电压下无法仅通过无功补偿将任意不平衡负载补偿为正序对称且为单位功率因数。
3 非理想电压下平衡补偿原理
电力系统中系统电压存在着一定的不对称,系统出现异常情况时不对称情况将更加显著,非理想电压下不平衡负荷的补偿十分必要。
本文着重研究非理想电压下单相纯阻性负载的平衡补偿方法,理想Steinmetz理论的补偿电纳加在了没有负载的两相间上,本文在三相相间同时加入等效电纳补偿实现单相纯电阻负载的补偿,补偿后三相相电流可以为单位功率因数或正序对称,通过推导可以发现,理想Steinmetz理论是本文得出结论的一个特例。
3.1 单位功率因数补偿
考虑中性点不接地的非理想电压系统如图3所示,系统线电压Uab、Ubc、Uca构成矢量三角形ABC,ab相间为纯电阻负载,负载电流为IR,bc、ca相间断路。
本文提出单位功率因数补偿方法,首先在ab相间加入无功电流Irab,使得负载线电流由原来的IR变为Iab,然后分别在bc、ca相间加入无功补偿电流Irbc和Irca,调节Irab的幅值和方向,使得补偿后三相相电流Ia、Ib、Ic分别与三相电压矢量同相,即负载电流功率因数为1,图3中O点为△ABC的重心,本文考虑系统相电压无零序分量,根据矢量合成可知OA、OB、OC分别代表系统三相相电压矢量方向。
根据图3中矢量关系,可以推得三相无功补偿电流的幅值和方向。根据正弦定理,可以得到:
在△OEH、△OPQ、△OFG和△ODE中,根据正弦定理及三角关系可得:
将式(3)、(4)代入式(5)求解可得:
由以上分析可知:
a.非理想电压下单相相间纯电阻负载可以通过在三相相间加入式(7)中计算得到的纯无功电流补偿,补偿后三相负载电流功率因数为1;
b.Irbc为容性无功电流,Irca为感性无功电流,Irab无功性质取决于非理想电压的不平衡度,图3中Irab为容性无功电流,当式(6)中tanδ为负数时Irab为感性无功电流;
c.补偿后的系统三相相电流幅值并不相同,但其方向与对应相电压同相;
d.当系统电压正序对称时,由式(7)可得式(8)。
式(8)与式(2)的结论相同,即单位功率因数补偿在系统电压为正序对称情况时退化为理想Steinmetz平衡补偿。
3.2 正序对称补偿
如图4所示,系统电压和负载情况与3.1节相同,图4中O点为△ABC的垂心,各相间无功补偿电流分别与对应线电压垂直,本文提出正序对称补偿矢量作图方法如下。
a.在原负载电流IR上加入无功电流Irab,使得△OHE中OH=HE,其中EH与Uca垂直,OH与Ubc垂直,分别为ca、bc相间无功电流的方向,同时得到其全等△OPQ,OP为OE的反向延长线。
b.作OM、OJ分别与OE、OP成30°,得到PJ为bc支路无功补偿电流Irbc,ME为ac支路无功补偿电流Irca,且|Irca=Irbc|。通过矢量合成可得OM为补偿后a相电流Ia,OJ为补偿后b相电流Ib,OF为补偿后c相电流Ic,且|Ia|=|Ib|。
c.由△OHE可得:
△OME中根据正弦定理可得:
由此可知,|Ia|=|Ib|=|Ic|,根据图中角度关系可知Ia、Ib、Ic互差120°,即补偿后系统三相电流为正序对称。
根据图中矢量关系,可以推得三相无功补偿电流。由△OET可得:
△EHT中根据正弦定理可得:
△ODT为直角三角形,可得:
由此可得OH、EH和HT,再由△ODE和△OME可得:
补偿后三相相电流幅值为:
由以上分析可知:
a.非理想电压下单相相间纯电阻负载可以通过在三相相间加入式(14)计算得到的纯无功电流进行补偿,补偿后三相负载电流正序对称;
b.Irbc为容性无功电流,Irca为感性无功电流,Irab无功性质取决于非理想电压的不平衡度,图4中Irab为容性无功电流,当式(14)中tan(∠A+∠C/2)为负时Irab为感性无功电流;
c.补偿后三相负载电流的幅值与系统电压不对称度有关;
d.当系统电压正序对称时,由式(14)可得式(16)。
式(16)与式(2)结论相同,即正序对称补偿在系统电压正序对称情况时退化为Steinmetz平衡补偿。
3.3 小结
根据3.1及3.2节的理论推导和分析可以得到以下结论:
a.非理想电压下,对于任意单相相间纯电阻负载可以通过本文提出的2种补偿方式达到三相负载电流功率因数为1或正序对称;
b.可以注意到,无论单位功率因数补偿还是正序对称补偿,当三相电压为理想情况时,式(7)和式(14)都可以简化为与Steinmetz电纳平衡补偿理论相同的结论;
c.本文提出的补偿理论通过在三相相间都注入无功补偿电流达到了在系统电压任意的情况下补偿方案,相对Steinmetz电纳平衡理论增加了一个自由度,解决了非理想电压下的补偿问题,是对Steinmetz电纳平衡理论的扩充和完善;
d.在系统电压不平衡工况下,仅通过纯无功补偿不能将系统电流补偿为理想电源下正序对称三相电流,因此本文提出2种补偿方案,其中正序对称补偿适用于负载不平衡严重的工况,可以将系统电流补偿为三相正序对称,有效解决负载不平衡对系统造成的线路损耗及功率不平衡情况,而单位功率因数补偿适用于对功率因数指标敏感的工况,可以将系统补偿为单位功率因数状态,有效改善功率因数低下造成的系统损耗。
4 实施方案
以具有优良不对称补偿功能的三角接STAT-COM为例,本文提出的非理想电压下不平衡负载的补偿方案实现流程如图5所示,其中ila、ilb、ilc为三相负载电流瞬时值,uab、ubc、uca为三相线电压瞬时值,Gab、Gbc、Gca为三相负载有功分量,iQab、iQbc、iQca为无功负载电流分量,iRab、iRbc、iRca为有功负载电流分量,u+ab、u+bc、u+ca为系统电压正序分量,uab、ubc、uca为系统电压负序分量。
不平衡补偿实现过程主要分以下3个部分。
(1)电压正负序分离及锁相。
通过正序、负序同步旋转坐标变换,对三相电压进行正负序分离和锁相,得到相应的三相线电压幅值和相角,三相线电压矢量分别为Uabrms∠φ1、Ubcrms∠φ2、Ucarms∠φ3。
(2)负载有功电流分量提取。
实时采样三相负载电流ila、ilb、ilc,将星接三相相电流转化为三相线电流。角接三相负载相间存在同相环流,但是环流不影响负载的相电流特性,同时对于本文的补偿方法,环流的存在并不影响补偿电流的计算结果,因此可以认为等效角接三相负载的环流为0,得到三相相间负载线电流:
由此得到的电流中包含负载的有功、无功分量,也包含谐波分量,为应用本文提出的平衡补偿算法,需对电流中的有功分量进行提取。采用积分运算可以有效消除负载电流中谐波分量的影响,同时平抑负荷的快速波动,本文采用积分运算进行分相有功电流提取:
其中,T为基波周期。负载电流中剩余部分iQab、iQbc、iQca即为无功及谐波成分,可以作为无功及谐波补偿电流指令。
(3)不平衡补偿指令电流计算。
iRab、iRbc、iRca分别对应三相相间有功电流分量。根据第3节提出的平衡补偿方法,对3个有功线电流可以以单位功率因数或正序对称为补偿目标,分别计算补偿所需的无功电流,三者合成得到补偿指令irab、irbc、irca,三角接STATCOM根据无功补偿指令可以对负荷不平衡进行有效补偿。
由图5中所示不平衡补偿控制系统分析其动态性能可知,本文提出的非理想电压平衡补偿控制方法是开环系统,由系统电压及负载电流直接计算补偿电流指令,消除了闭环控制系统可能出现的稳定性问题并极大地提高了系统响应速度。控制过程中的主要延迟来自于系统三相电压锁相和负载有功电流分量提取,延迟时间小于10 ms,满足大部分系统补偿应用情况。
5 仿真验证及实验
基于PSCAD/EMTDC仿真对本文提出的补偿方案进行验证。非理想系统电压源电压矢量(单位k V)为Uab=14.14 ej0°、Ubc=10.64 e-j115°、Uca=13.64 ej135°,由此可得系统三相相电压分别为Ua=8.55e-j 22.1°、Ub=7.01e-j152.6°、Uc=6.65e-j104.9°,如图6所示。其中,正序线电压幅值8.96 k V,负序线电压幅值1.50 k V,三相不平衡。
5.1 单相负荷平衡补偿
考虑单相负载,ab相间接入负荷,bc、ca相间开路,三相负载电流矢量(单位k A)为Ia=14.14ej0°、Ib=14.14ej180°、Ic=0,如图7所示。
针对此非理想电压系统及负载情况,根据本文提出的单位功率因数补偿理论,由式(7)和式(14)可以分别计算得到补偿电流指令如表1、2所示。
单位功率因数补偿后,系统相电压电流波形如图8所示,与图6和图7相比可以看到三相相电流电压分别同相,三相电流的有效值分别为0.727 k A、0.593 k A、0.567 k A。正序对称补偿后系统相电流波形及其与相电压相位关系分别如图9、图10所示,可以看到,补偿后三相电流幅值均为0.64 k A且相角互差120°,但各相电压与电流不再是同相位,由此可见本文提出的平衡补偿在单相负载补偿中有效。
5.2 三相负荷平衡补偿
考虑与5.1节相同的系统电压情况,在ab、bc、ca相间分别接入不同负荷,三相负载电流矢量(单位k A)为Ila=0.685e-j28°、Ilb=0.700e-j136.5°、Ilc=0.809ej96.84°,如图11所示。
针对此非理想电压系统及负载情况,根据本文提出的单位功率因数补偿理论,由式(7)和式(14)可以分别计算得到补偿电流指令如表3、4所示,其中正值代表发出容性无功,负值代表发出感性无功。
单位功率因数补偿后,系统三相电压、电流波形如图12所示,三角接STATCOM补偿电压、电流波形如图13所示,经过纯无功补偿,系统三相相电流、电压分别同相位,功率因数为1。正序对称补偿后,系统三相电压、电流波形如图14所示,三角接STATCOM补偿电压、电流波形如图15所示,可见补偿后三相电流幅值均为0.508 k A且呈正序,相角互差120°。因此由单相负载和三相不平衡负载2种情况的补偿结果可以验证本文提出理论的正确性。
5.3 现场试验
将本文提出的非理想电压下不平衡负载补偿理论用于某钢厂110 t大型交流电弧炉电能质量治理。现场电网系统及三角接直挂STATCOM一次接线如图16所示。装置参数如下:电网电压为35 k V,变压器容量为130 MV·A,三角接STATCOM容量为±40 Mvar,固定电容补偿容量为40 Mvar,连接电抗为15 m H×2,级联连接数为36×3相。现场实测波形如图17—19所示。
电弧炉冶炼过程中负荷波动剧烈,三相显著不平衡,如图18所示系统电压不平衡度达到5%左右。系统电压不平衡主要由不平衡负荷导致,投入补偿后系统电压不平衡度有所降低,但依然在2%左右,在补偿计算中需要进行考虑。不平衡补偿前后系统电流正、负序分量含量如图19所示,可以看到,在补偿投入后系统电流中的负序分量显著减少,有效抑制三相不平衡。瞬时电流波形如图17所示,可以看到负荷显著不平衡且有较快变化,经补偿后系统电流达到平衡,进一步验证本文提出方法的有效性。
6 结论
本文在Steinmetz电纳平衡补偿理论基础上讨论了系统电压非理想情况下不平衡负载的补偿问题,得到以下结论。
a.相对于Steinmetz电纳平衡理论,本文提出的补偿方法增加了一个自由度,即在三相相间分别注入无功补偿电流,实现了非理想电压下不对称负载的补偿。
b.非理想电压情况下通过纯无功补偿可以将任意不对称负载补偿为单位功率因数负载或正序对称负载形式,针对这2种补偿方案本文给出详细的理论推导及补偿电流指令的计算方法。
c.当系统电压为理想电压时,本文提出单位功率因数补偿和正序对称补偿方案均退化为Steinmetz电纳平衡理论,因此可以认为本文提出的补偿理论是对Steinmetz电纳平衡理论的扩展。
转子不平衡的原因与平衡方法 第9篇
1 转子不平衡的原因
转子不平衡的原因包括不合理的结构设计、制造与安装误差、材质和受热不均、零部件磨损、松动、脱落等。转子偏心形成离心惯性力, 使轴产生挠曲及形成内应力, 导致转子振动, 振动频率等于旋转频率, 轴心轨迹呈椭圆, 工频占优。
2 转子偏心量的类型
转子偏心量可以分为因制造或装配误差、材质不均、不对称结构等原因而形成的定向、定量的偏心量;因配合松动、受热不均、轴变形、轴弯曲、旋转的零件破损等而导致的定向、不定量的偏心量;因转子运行过程中旋转的零部件动态磨损、剥落、腐蚀或介质粘附、结垢不均而导致的不定向、不定量的偏心量等3种类型。
3 转子平衡方法
转子平衡是通过改变质量分布, 达到主惯性轴与旋转轴接近重合的工艺过程。
3.1 常规平衡法
常规平衡法是通过加试重、试运行、振动测试、试凑附加质量等步骤的多次循环而进行平衡的方法。其技术成熟, 应用广泛, 平衡效果良好;需多次启停机, 停机时间长、危害和损失大, 工作量大, 效率低, 在偏心量变化时需再次平衡, 适用于平衡定向、定量的偏心量。
3.2 自动平衡法
如果转子运行过程中产生定向、不定量或不定向、不定量的动态变化的偏心量, 则平衡计划往往赶不上偏心量变化, 常规平衡法不再适用, 宜运用自动平衡法。自动平衡法是在转子上安装自动平衡装置, 在线运行时自动、及时平衡。根据控制方式的不同, 其可分为主动式和被动式两类。
3.2.1 主动式自动平衡法
主动式自动平衡法是通过转子外部的控制, 强迫移动、合成或去掉自动平衡装置中的补偿质量, 使转子质心与旋转轴心接近重合, 达到平衡。其自动平衡装置一般由信号采集器、控制器、执行器等组成。信号采集器获得转子瞬时振动信号的变化, 控制器根据这一变化控制执行器自动完成补偿量的移动、合成或去除。根据补偿方式的不同, 其可分为加重型、去重型、自动分布型、平衡头型等类型。
(1) 加重型自动平衡法。加重型自动平衡法是利用脉冲磁场的作用, 向转子“轻点”表面喷涂快速固化物质或向执行机构内腔喷射液体, 达到平衡。其结构简单, 控制方便, 但加重量小, 平衡大型转子较困难。其主要包括喷涂型和喷液型两类。前者受固化物性能和喷射方式限制, 对转子周围介质有一定要求;后者是在转子末端安装喷液平衡头, 根据感应器测得的振动信号, 计算机控制喷枪将液体喷射到平衡头容器中, 由于液体需停机方能释放, 因此其平衡效率较低, 控制较困难。
(2) 去重型自动平衡法。去重型自动平衡法是根据振动信号控制电子光、激光、电腐蚀、电化学、爆破等发生时间、能量大小等使部分转子材料瞬间气化、腐蚀或脱落, 实现平衡。其去重量较小, 适用于中小型转子。
(3) 自动分布型自动平衡法。自动分布型自动平衡法是在转子运行过程中根据振动信号的变化, 动态调整补偿质量的位置, 产生大小、方向可控的补偿力矢, 进行平衡。补偿质量移动的控制策略、传动方式和动力设计是其关键。
根据补偿力矢合成方式的不同, 其可分为极坐标式、直角坐标式、混合坐标式等3种。极坐标式具有两个可周向移动的补偿质量, 直角坐标式具有两个可径向移动的补偿质量, 混合坐标式具有一个可周向、径向移动的补偿质量。
(4) 平衡头型自动平衡法。平衡头型自动平衡法是改变安装在轴上的平衡头的质量分布, 产生大小、方向可控的平衡力, 进行平衡。根据平衡头的数量可分为单平衡头和多平衡头两类, 根据执行器类型可分为阻尼型、外置执行器型、内置执行器型等类型。
主动式自动平衡法具有在任意转速下平衡, 平衡精度高等优点。但其去重量小, 平衡大型转子较困难, 成本较高, 性价比较低。
3.2.2 被动式自动平衡法
被动式自动平衡法是根据弹性支撑的柔性转子在过临界转速下运行时挠曲变形响应滞后于不平衡激振力一钝角的原理, 可自由移动的补偿质量在离心力的驱动下向转子挠曲的“低点”移动, 从而改变转子内部质量分布, 达到平衡。其可分为球式、摆式、液体式、环式等类型。其不需要外部能源、结构简单、造价低廉、安全可靠, 但其依靠离心力大小进行平衡, 不适用于刚性转子, 在亚临界转速度下加大转子不平衡, 无全转速平衡能力, 平衡精度受转速、平衡装置的结构参数影响较大。
4 结语
不平衡是影响转子工作性能的重要原因。针对不同的偏心量类型, 需要选择合适的平衡方法。对于动态变化的偏心量的平衡, 自动平衡法是最佳的选择。
摘要：分析了转子不平衡的原因、偏心量的类型、常规平衡法和自动平衡法的原理、特点与适用场合;提出了快速、及时地平衡动态变化的偏心量的解决方案。
不平衡报价浅析 第10篇
1 内涵
不平衡报价是指投标人根据招标人提供的工程量清单, 基本确定总价后, 保持总价基本不变, 调整内部子项的报价, 以期既不提高总价, 又能在结算时得到更理想的收益。
2 产生的原因
(1) 招投标双方的立场不同。招标人追求的是在确保工程质量和工期的前提下, 降低工程造价。投标人追求的是利润最大化。这是产生不平衡报价的前提。 (2) 商务标的重要性。在评标过程中, 商务标的高低直接影响投标人能否中标。有些招标人为减少投资, 盲目追求低价中标, 而投标人为了中标, 压低造价, 这是导致不平衡报价产生的直接原因。 (3) 量价分离。进度款结算根据实际完成的工程量和投标文件中相应的报价进行。量价分离为实行不平衡报价提供了条件。 (4) 缺少约束。我国法律法规对不平衡报价尚未有明确有效的限制和调整条文。
3 表现形式及应用
3.1 时间型不平衡报价
按实际完成工程量付款的工程, 对能够早日收款的项目 (如土方、基础等) 适当提高报价, 就能降低投标人贷款额度及银行利息, 利于流动资金周转, 规避资金风险。对于一个大中型的工程来说, 这部分款项是相当可观的。
例如, 某节制闸工程, 土方开挖、沉井制作下沉、闸墩、上部结构的工期分别为2、4、2、1个月, 贷款月利率为1.5%, 各分部工程每月完成的工作量相同且能按月度及时收到工程款。投标人为了既不影响中标, 又能在中标后取得较好的收益, 对报价进行调整。调整前与调整后的方案见下表:
调整前的工程款终值:
调整后的工程款终值:
两者的终值差额为66万元。
3.2 工程量型不平衡报价
实际数量比清单的数量大时, 投标人提高其单价;反之, 降低其单价, 带来的收益是显而易见的。
例:某城市道路改造工程, 包括横荡河桥和平昌路工程。投标人分析实际施工中项目编码为01的工程量, 横荡河桥可能减少, 平昌路可能增加, 采用了此策略。具体见下表:
投标人正常报价01为65元/m2, 通过不平衡报价, 承包人增加盈利6万元。
3.3 暂定项目型不平衡报价
例:某房建工程, 其中屋面防水、内外墙装饰为暂定项目, 开工后再由招标人决定是否实施, 由哪家实施。
投标人仔细研究后采取三项措施:屋面防水造价压低23万元;内外墙装饰造价压低46万;提高砼、钢筋等主体材料的单价, 使主体结构造价提高69万元。如果业主将屋面防水、内外墙装饰强行剥离的话, 也只能按投标价, 这样就将69万元白送给了承包人, 还要另寻承包人。这是相当成功的不平衡报价, 它不仅维护了承包人正当的利润, 还避免了因业主变更工程量或恶意分包而蒙受损失。
4 使用的前提
(1) 投标人经验丰富。投标人要具备分析判断和决策能力, 在熟悉招标文件、图纸、清单及现场的同时, 还要准确收集有关信息, 具备丰富的报价技巧和经验。 (2) 投标人要正确对待不平衡报价。不平衡报价可以提高经济效益, 获得利润, 但并不是唯一途径。承包人更应该在施工过程中通过技术创新改进施工技艺, 提高质量, 节省投资, 加快进度, 这样更能获得丰厚的利润。否则, 撇开这个谈不平衡报价, 就是本末倒置。 (3) 幅度在可接受范围。不平衡报价与调整前相差不能太大, 一般控制在10%以内, 以免引起业主的反不平衡报价。业主反不平衡报价的可能性较小。
5 结语