（船舶与海洋工程专业论文）海洋平台发电机组干式负荷装置研究.pdf

摘要 海洋平台正式投产前，必须对其发电机组进行全面调试运行，以确保发电 机和电力系统长期、安全、可靠地运行。为了真实反映其投产后的工作情况， 选择适当的加载方案和研制先进、可靠、通用的负荷装置是公司的迫切需要。 本论文是在专项研究课题“干式负荷装置研究”基础上的分析和总结。文 章运用电力电子学、电机学、流体力学、传热学理论和计算机与可编程控制器 等工具，借鉴了国外内先进经验，克服了一系难题，主要是电子调压器与电 阻器组合中的电流畸变与发电机对等效负序电流承受能力；电阻器与电抗器 结构选型，元件发热和强制风冷条件下的温升计算；利用微型计算机和可编 程控制运行操作、电量显示。最终研制出了先进、适用的产品。不仅解决了企 业的急需，又节省了巨额资金。 关键词：海洋平台发电机组干式负荷装置 a b s t r a c t b e f o r et h eo f f s h o r ep l a t f o r mi sp u ti n t op r o d u c t i o n ，w em u s td e b u g t h eg e n e r a t o r u n i tt oe n s u r et h a tt h e yc a l lr u na l o n gt i m es a f e l ya n dr e f i a b l yw i t h t h ee l e c t r i cp o w e r s y s t e m i no r d e r t 0t r u l yr e f l e c ti t sg o i n ga f t e rp r o d u c t i o n ，i ti st h ec o m p a n y su r g e n t n e e dt os e l e c tap r o p e rl o a d i n gs c h e m ea n dd e v e l o pa i la d v a n c e da n dr e l i a b l el o a d a p p a r a t u sw h i c h c a nb ei nc o m m o nu s e t h i sp a p e ra n a l y z e sa n ds u m m a r i z e so nt h eb a s i so ft h er n o n o g r a p h i cs t u d y “m s e a r c ho fd r yl o a da p p a r a t u s ”a b s o r b i n gs o m ea d v a n c e de x p e r i e n c eh o m ea n d a b r o a d ，as e r i e so fd i f f i c u l tp r o b l e m sa r eo v e r c a m ei nt h i sp a p e ru n d e rt h eu s eo f t h e o r yo fp o w e re l e c t r o n i c s ，e l e c t r i cm a c h i n e , h y d r o d y n a m i c s ，h e a tt r a n s m i ta n dt o o l o fc o m p u t e r sa n dp r o g r a m m a b l ec o n t r o l l e r 1 1 1 e p m b l e m sm a i n l yf o c u s o nt h e f o l l o w i n g s ；c u r r e n td i s t o r t i o nc a u s e db yc o m b i n a t i o no fv o l t a g er e g u l a t o ra n dr e s i s t o r a n d g e n e r a t o r sa b i l i t yt ob a r ee q u i v a l e n tn e g a t i v ec u r r e n t ；s t r u c t u r et y p es e l e c t i o no f r e s i s t o ra n dr e a c t o ra n dt e m p e r a t u r ec a l c u l a t i o nu n d e rt h ec o n d i t i o no fe l e m e n t h e a t i n g a n df o r c e dw i n d c o o l i n g ；n m n i n g c o n t r o l l e d b ym i c r o c o m p u t e r a n d p r o g r a m m a b l ec o n t r o l l e rw i t ht h er e s u l ts h o w i n g f i n a l l ya d v a n c e da n da p p l i c a b l e p r o d u c ti sd e v e l o p e dw h i c hn o to n l ym e e t sc o m p a n y sn e e db u ta l s os a v e sal o to f m o n e y k e y w o r d s ：o f f s h o r e p l a t f o r m , g e n e r a t o ru n i t ，d r yl o a da p p a r a t u s 独创性声明 本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作和取得的研究成 果，除了文中特别加以标注和致谢之处外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究 成果，也不包含为获得盘盗盘堂或其他教育机构的学位或证书而使用过的材料。与 我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。 一繇咒像瓤 年月日 学位论文版权使用授权书 本学位论文作者完全了解苤壅盘堂有关保留、使用学位论文的规定。特授权 基鲞盘堂可以将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，并采用影印、 缩印或扫描等复制手段保存、汇编以供查阅和借阅。同意学校向国家有关部门或机构送交 论文的复印件和磁盘。 ( 保密的学位论文在解密后适用本授权说明) 一躲炒 摊名：托 月妻年 ，、， 铣一 第一章绪论 1 1 背景 第一章绪论 随着海上采油平台数量和规模的增长。平台电站容量、发电机组单机容量 和装机总数也不断增大。为确保油气生产系统和辅助系统投产运行的安全可 靠，投产前必须对电力系统预先调整试验，以考核发电机组和配电设备在预期 的各种负荷状态下能否正常运行。 发电机组调试运行试验主要内容是： 单机运行2 5 、5 0 、7 5 与1 0 0 额定负载试验； 单机运行5 0 负荷突加突卸和1 0 0 负荷突卸试验； 双机并联运行有功与无功负荷分配试验等。 用模拟负荷对发电机加载应与实际生产运行相似，即应使发电机组按额定 方式运行。否则即使调试运行试验未能暴露杌组性能的问题，也不能保证发电 机组在正式生产投入运行后不出现问题；换言之，不全面地测试将为日后安全 生产留下隐患。 发电机组额定运行方式是指其输出电压、电流、功率因数和频率都达到额 定值，其数值大小应满足所在平台上各种用电的电气设备( 包括采油用电潜泵 电动机、外输泵电动机、注水泵电动机、起重机电动机、照明、电热、生活用 电等) 的需求。这些电气设备从能量转换的观点分为两部分，即转化为机械功 率和热能的有功功率和电磁元件中建立磁场耗用的无功功率。发电机应供应这 两部分功率，一般发电机在额定负荷下其功率因数c o s 。为( 0 8 0 8 5 ) ，例 如c o s o 。= o 8 ，当发电机容量为1 0 m v a ，有功功率为8 m w ，无功功率为6 m v a r ， 此时发电机转子励磁电流为i 。若发电机只供有功功率8 m w ，则在相同的额 定电压下其励磁电流i f 。0 8 3 i 。，相应的转子励磁绕组损耗与温升也会低3 0 左右，因此，应该按照额定的功率因数下的额定负荷来全面考核发电机的运行 性能( 包含励磁电源和励磁调节器的性能) 。另外，在突加突卸负荷试验过程 第一章绪论 中考核发电机和配套原动机组速度调节器功能时，同时涉及到发电机励磁调节 器功能，以暂态速度或频率波动幅度和电压波动幅度来表征，而两种调节器又 是相互影响的。发电机输出电流的功率因数对其功能优劣直接相关，因为功率 因数大小与电源频率高低及励磁电流大小有关，它们又直接影响速度调节器与 励磁调节器的功能；因此，发电机只带有功负荷试验是不能全面考核其运行性 能的。 为此，海上平台发电机组调试负载应满足以下要求，即： 能全面、客观地反映发电机组实际运行的状态； 调试过程应确保发电机组的性能达到预期要求；确保其可靠性，不允 许存在损伤发电机组的潜在危害； 负荷装置的体积和重量尽可能小，以便于装卸、运输； 经济性好，尽可能降低投资和使用费用； 操作和控制方便。 为了使发电机组在负荷下试验运行，使它承载的方法有以下几种： ( a ) 发电机组发电能量向电力部门的电网输送 这是一种能量损失很少的方法，但是一般工业企业的变电所容量大都比平 台电发机容量小而无法承担，而且发电机组需试验突加，突卸负荷过程对电网扰 动较大，很可能由于这种扰动造成电网局部故障断电，其后果不单纯是电力系 统减小一些售电量，更严重的是被迫断电的生产企业因此造成的停产损失远高 于电费，因此电力部门不允许采用这种试验馈电方式。 ( b ) 用水电阻加载 这是一种耗能的加载方式。这种方式是采用相当大的容器装入盐水，用电 极板引出接线，构成水电阻，做为发电机的有功功率负荷。这种加载方式的缺 点是： 它只具有有功负荷，不能提供无功负荷，不能使发电机在额定功率因 数下运行。 水电阻通电后，产生的焦耳热量使水的温度升高、汽化、沸腾，造成 电阻值难以稳定。因此必须附加冷却系统和温度控制系统，即使如此， 也难以消除负荷值的波动，使用不便。 水电阻在容量较大的情况下，整个设备体积、重量、占地面积都比较 大，难以移动或运输。 第一章绪论 由于以上诸多问题，目前国内外只有很少的企业仍在沿用这种加载方式。 ( c ) 用干式负荷装置加载 干式负荷也是耗能的一种加载方式。采用干式的电阻器( 裸电热丝片或带 金属管壳的电热丝) 和带气隙的铁心电抗器，分别做为有功和无功负荷，可以 构成发电机额定运行状态所必需的负荷条件。 电阻器和电抗器可安装在箱式容器( 例如标准集装箱) 中，以便于移动搬 运或运输。箱体可配置强制风冷用的通风机，将所转化的热量向户外环境排放， 使电阻器与电抗器本体在合理的温度下运行，并保持较长的使用寿命。 电阻器所使用的发热元件材料一般采用铬镍或铁铬铝合金，其电阻温度系 数甚低，因此通电运行的热态下电阻值相当稳定；电抗器的电抗值基本上不受 电流和温度的影响。这样，做为发电机的模拟负荷使用是比较方便的。 国外也有少数厂家生产只含电阻器的干式负荷装置。由于不装电抗器可使 整个装置重量减轻很多，运输安装也比较方便；但是，如上所述，由于它只能 提供有功负荷而不具备无功负荷，不能全面考核发电机组的实际运行性能，因 此不适应调试要求。 1 2 国内外干式负荷装置的状况与存在的问题 1 9 9 8 年开始研制干式负荷装置时，国内尚未开发和生产干式负荷装置。国 外则有许多国家和公司有这类产品，以2 0 0 1 年租用的一组1 6 m w 的负荷装置 为例，其中电气元件与线路的特点如下： ( a ) 电阻器为裸片状电热元件，单组功率为( 2 0 0 4 0 0 ) k w 左右。 ( b ) 电抗器为铁心电抗器，单组容量与电阻器相配。 ( c ) 共用9 个标准集装箱，5 个装有电阻器和电抗器，其中三个箱是每箱 5 0 0 0 k v a ( 4 0 0 0 k w ) ，两个箱是每箱2 5 0 0 k v a ( 2 0 0 0 k w ) ，4 个装有变压器及 控制室。 ( d ) 利用可编程控制器( p l c ) ，一人操作控制各元件的通断。 ( e ) 强制通风冷却，由侧下方进风，箱顶出风。 由于厂商技术保密原因无法详细了解其内部结构。而且这组干式负荷装置 只适用大型发电机组的测试，如果被试发电机组容量为数百k v a ，又在试验中 实施2 5 、5 0 、7 5 、1 0 0 、1 1 0 额定容量的负荷试验，它是不适用的，也 就是说，它不能兼顾不同容量发电机的试验需要。 第一章绪论 1 3 论文工作研究内容 针对海上采油平台电力系统中应用的发电机组规格品种不一的实际情况， 要研制出技术上与国外产品相媲美的干式负荷装置，必需解决以下各方面问 题，这也是本论文研究的主要问题： ( a ) 除电阻器与电抗器并联匹配的方案以外，有没有更简化的电气元件 组合方案； ( b ) 干式负荷装置怎样才能涵盖各种不同参数电源的试验需求，具有灵 活的通用性。例如：发电机组容量从数百k w 到i o m w ；电压可能是1 0 5 k v 、 6 3 k v 、3 3 k v 等不同等级：频率为5 0 h z 或6 0 h z ；被试电源还包括更低电压 等级的单相的不问断电源( u p s ) ； ( c ) 电阻器与电抗器的结构型式如何优化： ( d ) 电阻器与电抗器在通电运行过程的发热与冷却问题，就干式负荷装 置这种非定型产品而言，是个既重要又复杂的问题，要通过理论分析、设计 和试制测试的过程，使这些电气元件的运行温度处于合理的范围之内，以保证 装置具有足够的使用寿命； ( f ) 采用计算机、p l c 控制调节负荷大小，并保留手动调节机构，以保 证运行操作可靠性。 论文研究工作是结合国内自行研制干式负荷装置的过程进行的，是中海石 油股份有限公司与天津大学联合研制的，已制成两套容量为6 5 0 0 ( 鼬，a ) 的干 式负荷装置，并在几个平台发电机组调试中应用，取得了良好效果。并己取得 中国实用新型专利( z l 0 0 2 6 7 8 4 4 6 ，本人为第一设计人) 。 由于国外干式负荷装置的生产企业对技术资料的保密，加之自行研制此装 置要配合海上某平台工程项目的进度安排，如果研制出的装置出现妨碍使用的 故障，将直接影响平台按期投产，因此具有相当大的难度和风险，要求理论分 析、设计计算、模拟试验和现场运行各环节都要科学、安全可靠，不允许带有 丝毫的盲目性。 1 4 干式负荷装置研究程序和思路 干式负序装置的研究程序见图1 。 第一章绪论 图1 干式负荷装置论文研究程序框图 干式负荷装置研究的思路用逻辑框图表示，见图2 第一章绪论 图2 千式负荷装置研究逻辑框图 第一章绪论 1 5 研制干式负荷装置的经济效益分析 1 5 1 租用国外干式负荷装置的费用 在自行研制干式负荷装置之前，公司曾租用过国外的这种装置。以某次租 用的1 6 m w 千式负荷装置为例，共使用7 周，总费用为4 6 万美元。按1 美元 外汇汇率折算为8 2 6 元人民币计算，折算为3 6 3 4 4 万元人民币；为对照方便， 每1 m w 使用一周需人民币2 8 8 4 万元。 1 5 2 自行研制干式负荷装置的费用 从1 9 9 8 年开始研制干式负荷装置的费用： i 型5 2 m w ，4 0 0 v 共2 3 8 万元人民币。 i i 型5 2 m w ，1 0 5 ，6 3 ，3 3 k v 0 3 8 k v ，包括配套变压器共4 0 1 万元 人民币。 1 i i 型6 4 m w ，1 0 5 ，6 3 ，4 1 6 ，3 3 k v 0 3 8 k v ，包括配套变压器共4 8 2 万元人民币。 总和为1 6 4 m w ，总投资1 1 2 l 万人民币。 1 5 _ 3 近几年用自制干式负荷装受进行平台电站发电机组调试工作，按向国 外租赁费用计算的等价资金回收。 几年来使用自制千式负荷装置情况如下表1 ： 表1 序号平台名称装机容量( m w )使用时间( 周)折算租金( 人民币万元) 1j z 9 34 5 x 362 3 3 6 0 2 q k - 1 7 - 2 1 5 x 367 7 8 7 3 s z 3 6 1 二期 0 2 8 x 528 _ 0 8 4 q h d 3 2 6 0 2 8 629 6 9 5w c f p s o4 5 x 362 3 3 6 0 6 p l l 9 3 ( v p s ) 0 2 7d f l l4 5 261 5 5 7 4 8p y f p s o7 8 x 566 7 4 8 6 折算租金总额为1 3 9 3 4 4 万元。 1 5 4 自行研制干式负荷装置的经济效益 第一章绪论 通过以上分析，自行研制的干式负荷装置成功地用于8 个海上平台发电机 组调试工作，如按向国外租用计算需1 3 9 3 4 4 万元，不仅回收1 1 2 1 万元投资， 尚有2 7 2 4 4 万元盈余。 按干式负荷装置预期寿命为1 5 年考虑，今后1 0 年更可望回收2 7 8 7 万元调 试费用，而且租用国外装置需用外汇；可见自行研制干式负荷装置具有巨大的 经济效益。 第二章干式负荷装置方案比较论证 第二章干式负荷装置方案比较论证 采用电阻器与电抗器组成干式负荷装置可用于全面考核发电机组的电气性 能，因而排除了采用水电阻负荷的方案。但是在电力电子学的应用中，如采用 经电子调压器对电阻器供电的线路，在调压时输入电流会出现无功分量，即不 用铁心线圈组成的电抗器却同样可获得电感性负荷，将使整个干式负荷装置的 尺寸和重量显著减小，它是否可行，要进行分析判断。 2 1 以电子调压器带电阻器的负荷装置 2 1 1 线路原理图 ( 1 ) y 形接法 图3 ( 2 ) 形按法 三相可控调压线路 2 1 2 在不同的晶闸管触发角q 。的特性 采用图3 所示的三相可控调压线路后，理论分析和实验模拟验证都说明只 用电阻器作为电源的负荷，从电源输入中既含有有功功率分量又含有无功分 量；也就是说当晶体管触发角q 。o 时，负载电流的基波相位发生变化，导致 从电源输出的功率因数相应变化。这种特点正是我们所希望获得的特性，即只 用电阻器得到功率和功率因数都能调节的负荷特性。 众所周知，当交流发电机运行时输出的交流电压和电流随时间变化的波形 第二章干式负荷装置方案比较论证 应该是理想的正弦波。发电机实际输出电压波形会偏离正弦，或者说它除了正 弦形基波以外，会含有若干次谐波，谐波越大波形越远离正弦形，一般用电压 波形畸变率表示，对大容量发电机而言电压波形畸变率限制在5 以下，如果 畸变严重必将使用电单位所接负荷( 电动机等) 效率降低、不正常发热、缩短 使用寿命；在馈电线路上还会对邻近通讯网络产生干扰，防碍正常工作。对通 常所谓“谐波污染”是电力系统要面对的并且必须有效限制的问题。 当发电机电压波形接近正弦时，如果负荷中具有非线性元件，又会使电流 波形偏离正弦，发电机输出电流中出现谐波成份后，一方面定予绕组损耗发热 增大，另一方面转子阻尼系统会异常发热，严重时将造成转子烧毁。 因此，在采用图3 线路时，必须详细分析其电流、电压波形和功率、功率 因数变化关系。 经分析计算得出两种线路下触发角、基波与谐波电流幅值和等效正弦波功 率因数 文1 ，2 ，结果如下表2 ，表3 所示。 ( 1 ) y 形接法 表2 触发角a 。( 。) 03 04 66 07 59 0 基波电流幅值 1 0 0 00 9 6 70 8 9 60 8 0 40 6 6 20 4 7 6 等效正弦波功率因数 1 0 0 00 9 5 60 8 2 80 1 7 6 90 6 1 60 5 4 1 基波功率因数 1 0 0 00 9 9 30 9 6 40 8 9 40 7 7 50 6 4 2 1 5 l l o0 1 0 3 30 1 9 8 80 2 4 6 50 3 0 5 20 4 3 4 4 1 7 n 1 o0 0 8 6 40 1 2 5 90 1 3 8 5o 1 6 3 60 2 1 7 7 i u i l 00 0 4 9 60 0 6 4 40 0 9 2 20 1 1 8 10 1 7 4 5 i ”i l 00 0 3 5 60 0 6 4 00 0 8 3 20 0 9 6 8o 1 2 5 3 ( 2 ) a 形接法 表3 触发角n 。( 。) 04 65 46 27 07 8 基波幅值 1 0 0 00 9 2 30 8 8 20 8 1 90 7 7 50 7 1 0 等效正弦波功率因数 1 0 0 00 9 5 10 9 2 30 8 8 7o 8 4 50 7 9 5 基波功率因数 1 0 0 00 9 8 50 9 7 3o 9 5 l0 9 3 40 9 0 5 1 5 i l o0 1 2 8 00 1 5 2 00 1 6 80 1 7 00 1 6 8 1 4 t 1 00 0 8 1 50 0 8 1 60 0 8 50 0 9 90 1 2 9 1 i l 00 0 4 20 0 5 80 0 6 70 0 6 60 0 7 5 1 1 3 i t 00 0 4 10 0 4 7o 0 4 90 0 6 00 0 7 4 第二章干式负荷装置方案比较论证 a 相电阻负载端电压u r a 和电流波形如图4 所示，波形图的依据以某一给 定触发角a 。为例，是： 当用y 形接法，a 。- - - - - 3 0 。时 t _ 0 。3 0 。 c o w - - 3 0 。6 0 。 仁6 0 。9 0 。 c o t = 9 0 。1 2 0 。 c o t = 1 2 0 。1 5 0 o c o t = 1 5 0 。1 8 0 。 d = 6 0 。时 c o t = - 0 。6 0 。 u r a = 0 ； t _ 6 0 。1 2 0 。 u r a _ u a b 2 ； c o w - 1 2 0 。1 8 0 。 u r a = u 以。 形接法与单相类似， c o t = o o 式中为电源交变的角频率； t 为时间； u 。为电源a 相电压； u a b 、u a c 为线电压； a 。为晶闸管触发角。 按上述条件，令 f ( x ) = 鲁+ 缸c o s 埘+ b s i n 珊) 对正弦类只含s i r m x 项，待定系数b n 为： 6 。= 去f ”m ) s i n 础( 行= l ，3 ，5 ，a ) u r a = 0 0 。 ( 1 ) ( 1 a ) 可解得各次谐波幅值，如表中所示，上表第5 、7 、1 1 与1 3 次主要谐波幅 值与基波幅值之比，是根据电流波形利用傅氏分析求得的。同时，从波形图也 不难看出，触发角n o 越大、输出电压越低、功率因数角p 越大( c o s p 越低) 和波形畸变( 与正弦波形相差) 越严重的直观结论。说明这种方案可做为负荷 装置实现有功功率与功率因数的任意调节，但其电流谐波确实很大，发电机能 ：啦：吨 抖 盱 ” 聍 第二章干式负荷装置方案比较论证 否承受是必须面对的问题。 y 接n o = 3 0 。 y 接o = 6 0 。 接 图4 可控调压输出电压波形 2 1 3 发电机对负载电流谐波的承受能力 当发电机由于其所接载荷而造成电流中含有谐波时，对其定子绕组而言只 是按电流有效值发热；同时产生士m ，转速的旋转磁场，与转速为n 1 的转予阻尼 绕组有相对运动而产生电势和电流因而造成转子阻尼系统不正常发热和振 动，一般把电流谐波的影响折算为等效负序电流作用，在i e c 3 4 1 ( 1 9 8 3 ) 和 g b 7 5 5 - 8 7 中对此有限制规定，间接冷却的凸极发电机在8 以下的负序电流下 可以长期运行，间接冷却的隐极发电机允许1 0 以下的负序电流比例。 文6 电流谐波如何折算为等效负序电流，各家说法大同小异，若按 文3 中 的计算式计算，则等效负序电流i ，： 卜隔 ( 2 ) 式中l 为第v 次谐波电流幅值。 v 为谐波次数。 按上述负载电阻接法，当c o s c p “0 8 时，只计5 、7 、1 1 、1 2 主要谐波， 并以基波额定电流为1 ，代入上式得1 2 约为3 1 ，显然远大于i e c 相应的规定， 在这种条件下不得不考虑在负载端增加滤波网络，以保证电流谐波所构成的等 效负序电流在i e c 规定允许范围内。 2 1 4 滤波网络的分析计算 2 1 4 1 滤波器结构 由于负载电流中谐波比例很大，至少要求对第5 次和第7 次谐波各设置 第二章干式负荷装置方案比较论证 组单调谐滤波器；对1 1 次以上的谐波设置一组公用的高通滤波器。 2 1 4 2 滤波器的容量 由于负载电流中谐波大小已定，欲使发电机中谐波幅值不超过i e c 规定， 则滤波器中电流即可决定；同时元件端电压不宣太高( 例如设定为5 0 0 v ) ，如此 便可确定滤波器元件容量。另外，将负荷电流谐波视为恒流源，它在发电机与滤 波器间的分配与两者输入阻抗成反比，发电机对谐波源的阻抗近似等于其负序阻 抗，当等效负序电流占基波的3 1 ，丽只允许有8 进入发电机，则滤波器的阻 抗与发电机负序阻抗之比约为1 ：3 。 2 1 4 3 滤波器计算 以2 5 0 k v a ，4 0 0 v ，3 6 0 8 a ，5 0 h z ，c o s 妒= 0 8 负荷单元为例，在使发电机 内等效负序电流符合i e c 标准的条件下，发电机对各次谐波的阻抗表现为负序 阻抗，计算滤波器电容、电感元件参数如下表4 ： 表4 滤波器中电流电感或电容端每相无功功率每相电容每相电感 谐波次数 ( a )电压( v )( k v a r )( u f )( m h ) 54 5 94 8 72 2 3 56 06 ，7 6 73 2 44 9 11 5 9 l3 06 8 9 l l2 7 o 。电工元件常用铜导体其电阻温 度系数d 。0 0 0 4 c ，即当铜导体温度变化1 0 0 ( 2 时，其电阻值可变化4 0 。 如电阻器选用铬镍合金c ，：d 也。做为加热元件材料，其电阻温度系数为8 5 1 0 5 ，。即当此种合金温度变化1 0 0 c 时，电阻变化8 5 x 1 0 4 ，即o 8 5 。或 者说当这种电阻器外施电压波形为正弦形时，其电流波形也会有非正弦畸变， 但在数值上几乎无从查觉，因此可以把这种合金材料做成的电阻器看做电阻值 恒定的线性元件，不会因非线性导致电流波形畸变并发生不良后果。 3 。2 电抗器铁心气隙结构的选择 为了使电抗器的电抗值及其无功功率值保持恒定，又避免空心绕组电抗器 第三章电阻器和电抗器结构的选择 尺寸过于庞大，常采用带空气隙的铁心电抗器，其铁心气隙结构如图7 所示。 曲铁柱与铁轭间安置气隙b 、在铁柱中阔安置气隙 图7 带气隙三相铁心电抗器结构 图7 a ) 在铁心与铁轭问安置气隙，在气隙周围的散磁对绕附加损耗影响较 小，但铁心柱与铁轭间为安置气隙而采用绝缘板隔离后压紧固定，使铁心发热 很难向铁轭传导并向周围空气排散，因而有相当大的部分铁心柱损耗热量需经 绕组传导并由绕组外表面向周围介质排散，导致绕组温升较高。图7 b ) 所示的 铁心结构则使铁心柱发热很大比例传导给铁轭并向周围排散( 主要因铁心与铁 轭交叉迭片，沿铁片传导热阻很小) ，只有较少的部分传给绕组表面散到周围 空气介质中，因而绕组温升较图7 a ) 结构显著降低。 图7 b ) 结构中气隙周围散磁会造成其邻近的绕组导线附加损耗有所增大， 表现为绕组表面沿高度方向温度不均匀，中部较上下两端温度略高，但总的平 均温升仍明显较低。 3 2 1 采用效热路图对绕组、铁心温升的计算 按照实际铁心结构在电抗器通电运行时的等效热路图如图8 所示。 整尘彗兰璧轭卜l 铁轭损耗 间传导热阻r z 。i l ( p f c ) e 铁轭与夹件表面 通风散热热阻r e 图8 带气隙铁心电抗器等效热路图 第三章电阻器和电抗器结构的选择 根据等效热路图对上述不同铁心结构的样机电抗器绕组与铁心温升经选代 求解计算结果如下表5 所示。 表5 内容符号单位图5 a 结构图5 b 结构 铁心柱损耗 ( p f o z w3 1 3 83 1 3 8 铁轭损耗 ( p f c ) e w2 4 8 02 4 8 ，0 绕组损耗r 。 w1 3 2 01 3 2 0 铁轭散热热阻r e k wo 1 8 30 1 8 3 绕组散热热阻r p , k w0 3 1 00 t 3 1 0 铁心柱、轭间俦导热阻r z e删 o 8 20 0 0 0 4 铁心柱、绕组传导热阻 r z r k ，wo 1 81 4 5 绕组温升 t r k1 0 7 25 0 2 铁心温升 tzk 1 4 5 79 7 0 铁轭温升 e k6 3 79 6 8 经样机测试表明，实际温升值与计算结果相近( 偏差5 ) 3 2 2 铁心气隙结构的选定 由以上计算和样机实验测试结果表明，按图7 b ) 将气隙置于铁心柱中部的 结构较好，它可使绕组温升较低，延长使用寿命。 至于气隙周围的散磁造成绕组中间局部附加损耗增大、中部温度较高的问 题，可采取将图示的每柱一个气隙分成几个高度较小的气隙串联，工艺较复杂， 但可减小和绕组附加损耗，绕组平均温升进一步减低。 在气隙附近散磁引起它所链环的铜导线中产生附加损耗的机理，可以解释 为：在铁心柱气隙周围的散磁磁场中有绕组导体与磁场相链；沿绕组绕制园周 的直径方向不同位置的导体所链的磁链值是不同的，内侧大而外侧小；相应感 应电势以及电流密度分布也不同，即形成电流的趋表效应。趋表效应造成等效 导体截面变小、损耗增大，增大部分通常称之为附加损耗。严重时附加损耗值 可以达到基本损耗的大小，也就是说总损耗相当于基本损耗的一倍，相应绕组 发热与平均温度也几乎成倍增大。当铁心柱中部较大的空气隙分割为几个小气 隙串联时，气隙周围散磁截面积随之缩小，周围导体链环散磁通量也减小，导 第三章电阻器和电抗器结构的选择 体内电流趋表效应和附加损耗也显著减低，这一趋势在样机试制过程中已经被 实践检验证实。 第一批样机每台电抗器总损耗平均为5 4 0 0 w ，绕组平均温升为7 8 。k ，第 二批样机( 多个小气隙串联结构) ，每台电抗器总损耗平均为2 8 0 0 w ，绕组平 均温升约4 5 。k 。 3 2 3 带气隙铁心电抗器和自饱和电抗器做为线性电路元件的讨论 ( 1 ) 线圈电感、电抗的定义和参数间的制约关系 当一个导体通入电流i 后，在其周围会建立磁场， 间的关系按照安培环路定律： j h d l = e l 磁场强度h 与电流i 之 ( 1 2 ) z 为沿磁力线环行的磁路长。 磁场强度h 与磁感应b ( 或称为磁通密度) 间的关系，在真空中或空气中 为： b = o h( 1 3 ) 式中u 。为真空或空气介质的磁导率。然而在铁磁性材料中则不存在这种线 性关系，而是呈图9 所示的b h 曲线关系。 b 在磁场强度h 值甚小时， 段可近似表达为 b = x - 耻2p - t o h 图9b = f ( h ) 曲线 磁感应b 随h 增大而呈现出近于线性的增大，此 式中以为铁磁材料的相对磁导率，其大小可在( 1 0 0 0 2 0 0 0 ) 范围内。 ( 1 4 ) 第三章电阻器和电抗器结构的选择 随着h 的进一步增加，b 增长变缓，在曲线中出现拐点。h 再增长，则曲 线的斜率接近恒值。可见铁磁材料磁导率并非恒值。 磁场中一个与b 相垂直的截面积a 中通过的磁通量0 为： 妒= i b d a ( 1 5 ) 磁通中与带电导体相环链，产生磁链1 l r ； 沙= w e( 1 6 ) 式中w 为导体绕制成线圈时所具有的匝数。 该导体( 或线圈) 所具有电感( 自感) 定义为l ： l ：芝( 1 7 ) 当绕组通电电流以m 角频率变化时，绕组的电抗x 为： x = c o l ( 1 8 ) 在由导电体构成的绕组中，为确定其电感、电抗与绕组尺寸、匝数和磁场 间的关系，常将复杂分布的磁场简化为形状较规范的磁路。并定义： 磁动势f = w i ( 1 9 ) 磁路磁导a ：_ s ；( 2 0 ) 式中s 为磁路截面积： “为磁路材料的磁导率； l 为磁路长度。 磁路中的磁通量中=fa。(21) 则电感上：警：掣：旦尘：w ：a ( 2 2 ) ii 即绕组的电感只与绕组匝数平方w 2 和磁路磁导a 有关，或者说只与2 和 磁路的磁导率u 和几何尺寸有关。 ( 2 ) 带气隙的铁心线圈的电感与电抗 在这种结构中磁路磁导由空气隙和铁磁材料共同组成。两部分磁路在一闭 环内串联，总磁导 第三章电阻器和电抗器结构的选择 卧= 专= 等畿 一j - 一 、p 尿* 。u a 气隙人铂。 在一般情况下由于铁心材料 1 ，故人铁心a 气龠，因此 z a “人。= 恒值。或绕组电感与电抗基本是恒值。 结合干式负荷装景中的带气隙铁心电抗器的尺寸参数分析，铁心截面积 0 0 1 2 m 2 ，气隙长o 0 2 2 m ，铁心磁路长0 6 m ，铁心材料为冷轧硅钢片，当磁场 强度h = 1 0 0 0 a m ，磁感应b 术1 5 7 t ，因此其相对磁导率u ，为： ，：旦：! ：挈 ：1 2 4 9 地h 4 n 1 0 1 0 0 0 空气隙磁导人气隙确i s 8 = 4 删1 0 - 7 等1 6 8 5 x ”7 h 1 ” 铁心磁导a 铷。钢胁i s f e = 1 2 4 9 x 4 z ：x 1 0 - 7 等= 3 1 3 9 x 1 0 - 7 日 。n o 即铁心磁导相当于气隙磁导的4 5 8 倍，在串联磁路中，铁心部分磁阻相当 于空气隙部分磁阻的2 1 8 ，因此由于铁心磁路的非线性导致电抗器参数的非 线性成份很低。或者说在正弦波形电压作用下，其电流波形非正弦的畸变率 很小，约( 1 2 ) ，因而将电抗器的电抗值视为恒值在工程上是容许的。 ( 3 ) 自饱和电抗器的电抗值调整与电流波形 三相自饱和电抗器三相是对称的，只就其中一相分析如下。 单相两交流绕组串联的双铁心饱和电抗器原理图如下图1 0 所示。 一 上 图1o 交流绕组串联双铁心饱和电抗器 第三章电阻器和电抗器结构的选择 当直流电流i k = o 时，如同两个独立铁心的变压器串联，在外加额定电压作 用下，铁心磁路不饱和，交流电流大小与变压器空载电流相似，约占额定电流 的( 1 3 ) 。 假定变压器铁心的磁感应b 与磁场强度h 间的关系以磁化曲线如图9 所 示。简化分析可近似用两段直线代替，相应铁心中磁通中与励磁电流i 间关系 也可如此处理。两段直线交点处i _ i k 0 若直流控制绕组电流i k 大小等于，则在 迭加了交流正弦电流i 。后，产生磁通九。= f ( t ) 波形，绕组中感应电势波形如 图1 1 所示。 ， 喁1 贰 7心 ， 、 屯 图1 1 交流绕组串联双铁心饱和电抗器由、e 、i 。= f “) 波形 图中由于电流i 。与k 组成的磁势同方向的半周波内使磁路处于饱和状态， 产生磁通按上段直线关系决定，磁通的变化部分与是按正弦波形变的；i 。与i k 组成的磁势方向相反的半周，产生磁通按下段不饱和区域决定，其变化部分也 是按正弦规律变化。 在单相电路外加电压u 时，根据基尔荷夫定律有： ,=8月一+isc，(23) 从图中可见( e a - e b ) 爿( t ) 仍为正弦形，因此i s c 、e a - e b ，和u 均为正弦波形。 实际上由于磁路磁化曲线不是理想的两段直线，因而在外加正弦电压下电流中 仍会含有不大的谐波，或者说电流波形畸变率可能达百分之几的数量级。 当0 i k 时，磁路的饱和度更高，( e 。c b ) 减小，交流电流i ；。增大a 这样，交流电流i 。与直流电流i 。间的关系i 印。) 近于直线，表明通过调 节直流电流的大小，可以获得交流电流i 。相应变化，改变电抗值和无功功率的 大小，在本装置中做为无功功率的微调环节。 作为电路中的电抗可调元件，它所引起的电流正弦畸变率为百分之几，由 于此元件无功功率在整个负荷装置中所占比例很低( 如i i 型每箱总无功功率为 1 9 5 0 k v a r ，可调电抗器容量为( o 8 1 2 5 ) k v a r ，最大时只占该箱总量的4 1 7 ) ， 因此电流谐波的影响不会对被试发电机产生明显的负面作用。 3 3 本章小结 电阻器和电抗器是干式负荷装置中的核心部件，合理选择它们的结构可使 整体装置运行更为安全可靠、制造成本降低。 ( 1 ) 电阻器选用金属管状结构，它比国外使用较广的裸片结构散热效果 更好；带电部分裸露甚少，使用安全性也更高。并可节省大量的c r 2 0 n i 。合金 材料。因此，可以说这种结构更具先进性。 ( 2 ) 对带气隙的铁心电抗器中气隙位置和气隙数量地是行了理论分析和 实际样机验证，表明在铁心柱中部多个小气隙串联结构最佳。降低了电抗器总 损耗，同时降低绕组平均温升，有利于延长使用寿命。 ( 3 ) 如第二章所述，被试发电机组对干式负荷装置馈电运行时，其电流 的波形畸变率必须被制约在允许范围内，方能保证发电机组的安全运行。因此， 对所采用的电阻器与电抗器是否线性电路元件，即在发电机馈电电压波形正弦 的条件下，这些负载阻抗中的电流波形问题也进行了定性分析，表明它们的电 流谐波幅度不致伤害发电机，实际运行也表明所分析的结论是正确的。 3 0 第四章干式负荷装置的发热与通风冷却 第四章干式负荷装置的发热与通风冷却 4 1 发热与通风冷却计算 干式负荷装置中作为消耗有功功率的电阻器将全部电能转化为热能，消耗 无功功率的电抗器的绕组和铁心中也会有损耗并产生热能，这些热能必需传给 强制冷却的空气再播散到周围环境的空气中去，对强制冷却用的通风机所提供 的风量q 1 ( 质量流量) 有如下要求： 班等ca t ( 龇)r 式中：p 为需散出的总损耗功率( k w ) ； c 。冷却空气的质量定容热容( j k g k ) 冷却空气出口与进口的温度差( k ) 。 如风量以容积秒表示则 q ：垡( m ，j ) p ( 2 4 ) ( 2 5 ) 式中p 为空气密度( k g m 3 ) 。 一般电阻器和电抗器安装在容器( 如集装箱) 内，通风机迫使冷却空气从 进风口向出风口流动，流动的空气经过电阻、电抗发热元件将所产生的热量带 走，宏观上看它们遵循牛顿冷却定律，即 西= 口仅- 叫( 2 6 ) 或q = a 艮彤 式中由：单位时间通过面积a 对流热流量( w ) ： t w ：发热固体表面温度( k ) ： 第四章干式负荷装置的发热与通风冷却 t f ：冷却流体平均温度( k ) ； a ：传热表面积( m 2 ) q ：对流换热热流密度( w m 2 ) ； q ：对流传热系数( w m 2 k ) 。 该定律指出，对流换热量是与流体和发热体表面的温度差成正比的。对流 传热系数n 在数值上等于单位时间内通过单位对流传热面积在表面与流体温差 为1 。k 时所传递的热量。所以它反映对流传热过程中换热强度的大小，影响 对流强弱的因素也就是影响对流传热系数a 值的因素。 前人研究结果表明，粘性流体流经固体表面时，紧贴表面存在一极薄的静 止层( 约几个分子层厚) ，对流换热量必须穿过静止层进入壁面；在静止层中 热传递只有导热一种方式，所以在x 点单位时间对流换热量应该等于该点单位 时间通过的热流量，即 彩= 口。( 乙一0 ) d a = 五f 笪 枷 l o y 。 ( 2 7 ) 可得：吼= 一去l 等一i ： 为流体的导热系数。 o lo y 这种形式的局部对流传热系数的数学表达式也称为对流换热微分方程式， 它反映了对流传热系数的本质，即a 。值决定于流体在壁面上( y = o ) 的温度梯 度和流体的导体系数。 影响传热系数n 值的因素很多，可归纳为三个方面： ( 1 ) 流动速度从理论和实验分析可知，流体的速度决定其流动状态和边 界层厚度。在相同的换热温差的作用下，层流边界层厚度或层流层底层厚度的 减小，都会使导热作用增强。另外流速增加又将使流体内部相对运动加剧，从 而使对流作用增强，使对流换热增强，对流换热系数增大。 ( 2 ) 流体的物理性质包括导热系数 ，动力粘度r i ，质量定压热容c ， 密度o ，体膨胀系数_ r ，热扩散率a 等。 当流体处于层流状态时，对流换热中流体的导热系数 是决定性因素；在 湍流对流换热时 决定层流底层中的导热，也是重要因素；在其他条件相同时， 值大的流体，其对流换热强度也大，因而对流换热系数口值也大。 质量定压热容c p 直接影响流体运动时所携带的热量，质量定压热容和密度 第四章干式负荷装置的发热与通风冷却 大的流体，边界层内流体以热对流方式从固体表面迁移的热量也多，因而增强 了流体与壁面间的对流换热，并提高对流换热系数口值。 动力粘度增加会使流速减慢，边界层厚度增大，使换热减弱，对流换热系 数口减小。流体的体膨胀系数y 的大小直接影响流体的浮升力，主要会影响自 然对流运动情况。热扩散率日= 是反映温度传播状况的综合物性参数。 , o c p ( 3 ) 换热表面形状、尺寸和放置j 隋况也会影响对流散热的效果。 总结上述关系可知，对流换热系数口是一多变量的函数： d = f ( u 旯c p p 1 1 7 丁，l a ) ( 2 8 ) 式中中和l 代表散热系统的形状和特征尺寸，u 为流体的流速。 在具体的一个换热系统中，如果按此关系确定函数类型并找出a 值，是相 当复杂的问题。一般有两种解法： (