关于发电机进相试验

关于发电机进相试验 甘肃电力技术 关于发电机进相试验 孙水生 (甘肃省电力试验研究所甘肃兰州72o05o) 【摘要l提供了三种美于凸极发电机有功功率静稳定边界的计算方 法,其中.有两种方法可以使 用寻常的计算器在现场方便,快捷,精确地进行及时计算.这是谊文最 览出的特点. 【关键词I凸极隐板板限稳定边界进相 在现场进行发电机进相试验,为了尽量减少对 电力系统的影响,大多数人都不主张做到失步. 因此,在试验过程中,除了严密监视发电机定子电 流,发电机定子靖部漏磁及温升,厂用电母线电压 等之外,对发电机的功角亦提出了限制.在不 考虑励磁调节器的作用的情况下,对隐极机而 言,在做进相运行试验时,由于发电机处于欠励磁 状态,空载电势要减小,因而,有功功率极限P. 会减小,但是,对应于有功功率极限的功角却 始终为90.;对凸极机而言,情况比较复杂,从下 面的(1)式可看出,有功功率P的表达式由两项组 成,当发电机因进相而处于欠励磁状态时.不但功 率极限要减小,而且使得第二项所占的分额相对增 加,从而使对应的也减小.因此,在对凸极机 做进相试验时,不但要计算有功功率极限,而且要 计算相应的功角.另外,由于在多数情况下,系统 无限大母线无法准确知道,因而,多取发电机的内 功角作为限制的依据,功角与内功角的差取决于电 流流过主变压器和与无限大母线之问的连线所造 成的相位差,再考虑约10%的安全度.这样,对 隐极机,内功角大致限定在65.,70.之间,对凸 极机,则应通过计算. 1发电机有功功率和无功功率 发电机有功功率和无功功率的表达式如下: P=E~Sin6+BSin72i(1) Q=E,ACo~+BCos2较详细地论述,他 以发电机的单相功率作为功率基准值,以发电机的 额定相电压作为电压基准值.这样,在d—q—o 坐标系中,电压的标幺值在数值上等于单相电压标 幺值的1.73倍,而功率标幺值在数值上等于单相功 率的3倍. 从(1)式解出Ea: =一BSin2fi)/ASin6(3) 将(3)式代入(2)式,整理,得 Q+B+D=PCosdiIsin6 或者(Q+B+D)si n=PG0s6 或者(Q +B+D):P(4) 两端分别平方 (Q+B+D)s=P?os韬=P一P’n韬 Q+B+D+Ps’n韬=P.(5) 2关于发电机进相试验 2有功功率静稳定极限5u=1.2 为了求取有功功率静态稳定极限,须将(1)式 对6求一阶导数,并令其为零: dp/d~EqACos3+2BCos2~ = Q+D+BCos23=0 得Cos2t~=一(Q+D)/B(6j 或者Sin韬=1/2+(Q+DB(7) 将(7)式代人(5)式 【【Q+B+D)2+P(B+Q+D)f2B=P 解出P P:+Q+D)一(Q+I)蜩(8) (8)即为消去功角6以后的有功功率P的极限 表达式,每给出一个Q值,便有一个极限有功功率 PLM,并有一个对应的6.在现场进行计算时,可 以种用(6)式和(4)式分别计算6和P.这就 大大减少了计算工作量.下边是分为6种情况的 计算结果. 1U=2.0 表2 表6 表7 6U=1-0 还有一种推导和计算的方法,就是把的表达 式(3)代人P对6的导函数中: KP-BSin2fi)/ASinfi]ACos3+2BCos2fi=0 P(Cos~/sinO)-2BCos2t~+4BCos一2B=0 P=2B(Sin3fi/Cos3)(9) =2B[Sin6(1一c0s蝣 或 P=2B(tgt~-0.5Sin26)(1oj 在(10)式中,每给出一个6就可利用手中寻常 的计算器算出一个P的极限值.然后,再算出相应 的E口和允许进相无功功率Q. 从(10)式还可清楚地看出以下两点: 1功角6必须小于90.,否则.(10)式无意义. 这正符合凸极机的情况,从(1)式可见,由于二次谐 波项的存在,使得有功功率达到极限时的6角必然 小于9o.. 2当=45.时,P=B=us0(|一K代 人(3)式.可得E=0.这相当于全失磁.这说明. 凸极发电机全失磁时.有功功率的输送极限决定于 (—)和us以及连接于无限大母线的阻抗.但 从表1来看,B的数值是不大的. 在有的文献中,是将(9)式两端分另cI平方,得到 如下表达式: Sin’~+(P/2B)2Sin26一(P/2By=0(1】) 再设X=Sin26;=(P/2By代人 +..x一=0r12) 然后,每给出一个P,代人(12)式,利用牛顿法 排程序在计算机上懈这个3次方程,算出6角.进 而算出和Q.(下转第5页) 靖远电厂200MW汽轮机组经济性研究5 代的局限,设计技术落后,具体原因大致可分析归 纳如下: 1.3.1动,静叶型线设计落后 根据对比试验,靖远电厂删w机组低压缸 静叶采用的型线设计比先进的层流叶型的损失高 50%,级效率低1.2%.而动叶叶型损失高100%,级 效率低2.5%. 1_3.2根径偏小,排汽余速损失增大 原设计叶片根径偏小,级速比uF--~偏离最佳 值较多,级出口汽流角大大偏离轴向90.(最小 一 级只有49.),排汽余速损失增大,使级效率降 低约2.4%. 1.3.3动叶进口攻角大,攻角附加损失大 由于结构设计原因,低压缸前三级动,静叶匹 配不良,动叶进口攻角大,最大达49.,能引起较大 的攻角附加损失,使前三级通流效率平均降低约5%. 1.3.4子午流道不光滑 低压缸子午流道呈阶梯状突跳型,通流部分局 部涡流损失大.使通流效率降低约1% 1.3.5末级长叶片设计不台理 低压缸末级采用680ram自由叶片,跨音叶栅 叶型设计不盎.出汽边背弧为曲线型,流动损失大; 低压缸设计未采用三元理论设计方法及可控涡 和流型优化技术,斜置喷嘴技术等,设计采用技术 落后; 叶片只数太少,叶片顶部相对橱距大于1.末级 焓降偏小,级负荷偏小,变工况性能差,时常有事故 发生,而且叶顶没有围带.叶顶漏汽增大了由内弧 向背弧的二次流损失. 1.4各影响因素对三缸效率和机组热耗的影响 综上所述,以上各分析因素对三缸效率及机组 (上接第2页) 热耗的影响见表2. 寰2200MW机担汽机道漉效率和热耗影响 由于缸效率差,不只是轴端出力下降,而且使 机组热力过程线向右移,对回热系统运行效果产 生影响.循环效率下降,机组总的热耗将下降 468.s~J/kw?h,使机组发,供电煤耗上升,热经济性 降低. 2结束语 靖远电厂200Mw汽轮机组由于设计年代 早,设计技术,制造技术相对落后,汽缸通流效率 差,而且机组投运已10年左右,通流部分也已老 化,三缸效率分别为79%,89%,79%,热耗高于设 计值468.8k2/kW.h,煤耗上升16g/kW?h,若按每 台机组年运行计算,每台机组年多耗标 煤2.88万t,4台机组每年多耗标煤l1.52万t. 这样不但使电厂生产成本增加.经济效益降 低,而且造成能源大量浪费.目前国内同类型 机组已有多台对汽缸通流部分进行了改造,改 造后高,中,低压缸三缸效率分别可达83.5%, 92.0%,85.5%,机组热耗可达8122,8134~J/kW.h, 改造后三缸效率与世界先进水平接近. 收聃日期2000-I1—09 参考文献 lPJV1.安德逊?A.佛阿德.电力系统的控制与稳定,1977 2卢强?王忡鸿?韩英铎.输电系境矗优控铜,1982.12 3郭景斌?单周平.凸扳同步发电机静稳定边界的解析{击 和应甩藏中国电力.2O0O.1039-47页 收稿日期姗一12-o9