大型汽轮发电机轴电压和共模电压仿真建模研究

许焕清，王宏华，王成亮



大型汽轮发电机轴电压和共模电压仿真建模研究

许焕清1，王宏华2，王成亮1

（1．江苏方天电力技术有限公司，南京 211102；2．河海大学能源与电气学院，南京 210098）

针对励磁变二次侧星形连接的传统轴电压仿真模型不能揭示励磁变三相对地电容不平衡导致轴电压增大的局限性，首次建立了励磁变二次侧角形联结的大型发电机静止励磁的轴电压数值仿真模型，对静止励磁轴电压主要成分及其防治措施进行了仿真分析，并与1000MW发电机轴电压现场实测比对，得出静态励磁系统输出共模电压高频奇次谐波是大型汽轮发电机的主要轴电压源的结论。对励磁变二次侧角形联结的大型发电机的共模电压及轴电压进行了仿真，发现励磁变三相对地电容不平衡将导致共模电压畸变及轴电压增大，并仿真研究了相应的抑制策略。

发电机；静态励磁；轴电压；共模电压；建模

0 前言

随着发电机单机容量的增大，轴电压成为制约大型发电机安全可靠运行的严重问题之一。发电机在运行时产生的轴电压是不可避免的，文献[1]和[2]均指出“应采取措施限制轴电压”。文献[2]要求轴电压不大于20V。较小容量发电机轴电压多为2~10V，但不少1000MW、600MW发电机长期运行在轴电压将近20V，个别发电机出现了50~60V的轴电压，有的发电机轴电压甚至短时达到100V。

发电机轴电压过高会导致发电机轴瓦润滑油老化、油膜绝缘破坏、轴瓦烧蚀、轴承磨损加速、接地碳刷打火、轴电流超标、轴部件磁化等危害，造成不必要的损失。大机组轴电压过高，还会对电涡流传感原理的轴振测量形成干扰，可能引起轴振虚高，导致机组跳机[3]。

因晶闸管换流所引发的高频轴电压脉冲，静态励磁系统会产生一个新的轴电压源。而随着可控整流新技术的应用，大容量发电机大多选用自并励方式，励磁电流都很大，励磁脉冲的影响更为明显，这种轴电压具有复杂的谐波脉冲分量，且通常幅值较大，成为大型静态励磁发电机产生轴电压的主要原因之一。

国内外学者和工程师们已经认识到轴电压过高的严重危害，对于电动机轴电压和较小容量发电机轴电压进行了大量研究[4-8]。发电机轴电压成分复杂，主要包括静电荷引起的轴电压、磁通不对称引起的轴电压、轴向磁化引起的轴电压、静态励磁引起的轴电压等。多数文献[9-15]对发电机轴电压产生原因进行了定性分析，但对大容量发电机轴电压产生机理及其抑制措施的建模和研究有待深入。

鲜有对励磁变二次侧角形联结（以下简称角接）的建模工作。传统建模均以瑞典文献[5]为基础开展研究，其励磁变模型二次侧为星形联结[9-15]，无法反映出二次侧对地电容不平衡引起的共模电压畸变。然而，大型发电机组主流配套的ABB和南瑞励磁系统的励磁变二次侧均为角接，且存在变压器三相对地电容不平衡的实际情况[16-17]。建立含励磁变二次侧角接的模型有助于揭示对地电容不平衡情况下发电机共模电压和轴电压的变化，故很有必要建立对应机组实际的仿真模型，并研究其抑制措施。

本文以江苏某1000MW发电机为研究对象，建立了基于实际参数的励磁变二次侧角接的1000MW静止励磁发电机轴电压MATLAB仿真模型，并与其轴电压的实测分析对比，研究了静态励磁引起轴电压的机理及其抑制措施。

1 静态励磁系统产生轴电压的仿真建模

1.1 励磁变二次侧角接的静态励磁轴电压仿真建模

本文基于Matlab Simulink PowerSystem，按照江苏某1000MW汽轮发电机组实际参数，建立了大型静态励磁发电机轴电压和共模电压的仿真模型，如图1所示。其中，发电机为THDF125/67型，参数见表1；机组静态励磁系统为ABB公司产品；励磁变为DC89-3700/27型，由三台单相变组成，参数见表2。

仿真模型由静态励磁系统、转子励磁绕组系统和转子轴系系统三部分构成，仿真选用ode23tb算法，用powergui模块进行定步长离散采样。其中，静态励磁子系统模型见图2，采用三相全控桥式整流。6脉冲发生器由阶跃信号下降沿触发同步，共阴极组的脉冲依次差120°，共阳极组也依次差120°，故六个晶闸管的触发脉冲相位依次差60°，同相的上下两个桥臂的脉冲相差180°。三相桥电路模块采用Universal Bridge模块。

图1 大型静态励磁发电机轴电压仿真模型总体结构图

表1 发电机技术参数

表2 励磁变技术参数

图2 励磁变为Yd11型的静态励磁系统模型

励磁变设为二次侧角接的Yd11型三相双绕组变压器。由于励磁变无中性点引出，同多数文献将共模电压定义为对中性点电压不同，本文定义整流桥输出共模电压U为整流桥输出正极对地电压1、输出负极对地电压2的平均值。

转子励磁绕组共14个线圈，每个线圈7匝。为考虑励磁绕组端部漏磁影响，对绕组端部的两个线圈单独建模，其每半匝导线均由一个电感和两个电容的π型电路模拟。中间的12个线圈作集总处理，其每半个线圈用一个电感和两个电容构成的π型电路模拟。在第1和第2线圈之间接有一个无源R-L电路，模拟励磁绕组中第1至第7线圈的损耗；在第13和第14线圈之间接有一个同样的无源R-L电路，模拟励磁绕组中第8至第14线圈的损耗。在一定频率范围内，对于与频率相关的励磁绕组损耗采用R-L电路估算有一定精度。

转子轴系系统仿真模型如图3所示。定子铁心与转子的同心度决定了与频率相关的轴系状态，在一定的频率范围内，与频率相关的阻抗可用无源R-L电路估计。在汽轮机部分，转子和汽缸之间的电感决定了轴系的阻抗，故将两个低压缸、一个中压缸、一个高压缸分别用相应的电感模拟，而这些位置处及汽侧端部、励侧端部位置处分别设置了对地电容来模拟转轴对地分布电容。励侧RC并联阻抗和模拟汽侧接地碳刷的电阻R_brush在图4中暂未接。

图3 转子轴系系统模型

2 轴电压仿真结果分析及与现场实测的对比

2.1 未采用抑制措施时的轴电压仿真分析

基于上述建立的轴电压仿真模型，暂不考虑任何轴电压抑制措施，对大型发电机静态励磁轴电压特性进行仿真，触发角设置为75°，励磁变二次侧三相对地电容Ct_A、Ct_B和Ct_C均取0.01μF，仿真结果如图4所示。

由图4可知，未采用轴电压抑制措施时，轴电压波形与共模电压波形的形状基本一致，整流桥输出共模电压为静态励磁轴电压产生的重要因素，整流桥输出共模电压基频为150Hz。

图4 无抑制措施时的共模电压及轴电压仿真图

2.2 大轴汽侧接地措施下轴电压仿真分析

大型发电机普遍采用了大轴汽侧接地的轴电压抑制措施。基于上述建立的轴电压仿真模型，将图3中R_brush接入，取R_brush为0.5Ω以模拟大轴接地良好，开展基本措施下大型发电机静态励磁轴电压特性的仿真，励磁变二次侧三相对地电容均取0.01μF，触发角设置为75°，仿真结果如图5所示。

图5 大轴汽侧接地措施下的共模电压和轴电压仿真图

由图5可知，励侧轴电压在150Hz、450Hz、750Hz、1050Hz处的幅值远大于其他频率处，可见静态励磁系统引起轴电压的主要成分为整流桥输出共模电压基频及其3次、5次、7次等高频奇次谐波分量。与图4相比，大轴汽侧接地措施下的共模电压和轴电压的幅值变化不大，但其有效值有所减小。可见大轴汽侧接地对励侧轴电压有一定的抑制效果，但励侧高频轴电压峰值仍然对机组安全运行构成威胁，这是由于大轴阻抗对励侧轴电压高频成分影响大所致，因此，仅大轴汽侧接地，即使其接地良好，亦不能消除励侧轴电压的高频成分。

2.3 1000MW发电机轴电压实测及分析

对建模依据的1000MW发电机开展了轴电压现场实测，轴电压有效值为20.01V。实测时的励磁电流为3817A，励磁电压为274.3V，触发角约为75°。轴电压实测波形如图6所示，轴电压主要频率及数值见表3。

时域波形可见，静态整流器换流时引起的高频轴电压脉冲表现为周期性峰值出现。频域分析表明，轴电压最大峰值出现在1051Hz频率处，其次为451Hz频率处，还可见一定幅值的双倍工频和四倍工频谐波分量，为发电机本身磁路不对称或剩磁所产生的轴电压，该分量幅值比较小，本文建模仿真主要针对静态励磁因素。

图6 轴电压实测波形

对比图5和图6可知，轴电压仿真与实测结果基本吻合，对静态励磁轴电压的建模具有良好的工程精度。静态励磁系统输出共模电压高频奇次谐波是大型汽轮发电机的主要轴电压源。

3 二次侧角接的励磁变三相对地电容不平衡的轴电压分析

大型发电机静态励磁系统均配套大容量励磁变，大容量励磁变因运输和安装等考虑通常由三台单相变压器组成。由于制造、安装和运行的分散性，励磁变存在三相对地电容不平衡的现象。如图7（a）所示，励磁变模型二次侧为星形联结，其二次绕组对地电容可用中性点对地电容C模拟。共模电压定义为整流桥输出正负极对中性点电压3、4的平均值，则无法反映出二次侧对地电容不平衡引起的共模电压畸变。而励磁变二次侧角接的模型由于励磁变无中性点引出，故无中性点引出，A、B、C三相对地电压由各相对地电容1、2、3确定，本文定义共模电压为整流桥输出正负极对地电压1、2的平均值，就可以反映出对地电容不平衡情况下共模电压和轴电压的变化，如图7（b）所示。

取Ct_A和Ct_B为0.01μF，Ct_C为0.015μF，模拟励磁变二次侧三相对地电容不平衡情况，对大轴汽侧接地措施下励磁变二次侧三相对地电容不平衡的情况进行仿真，触发角设置为75°，仿真结果如图所示8。

图7 共模电压定义示意图

图8 励磁变三相对地电容不平衡的轴电压仿真

对比图8和图6可见，整流桥输出共模电压波形发生严重畸变且幅值增加，其原因分析为组成励磁变的三相变压器内部绕组分布电容不均会造成各相对地电压不平衡，从而导致轴电压幅值也增大。

4 轴电压和共模电压畸变的抑制措施研究

针对仿真结果图8的励磁变二次侧三相对地电容不平衡情况，分别对以下措施进行仿真研究。

4.1 补偿电容

采用补偿电容法使得三相对地电压恢复平衡，对A相、B相分别补偿0.005μF，则三相对地电容均为0.015μF，触发角设置为75°，仿真结果如图9所示。

比较图9和图8可见，采用补偿电容使三相对地电压平衡的方法，可有效地消除共模电压的畸变，使得共模电压最大幅值由峰值310V降为260V。但由于轴电压不仅与共模电压成正比，且与变压器对地电容成正比，虽然轴电压幅值也有所减少，但在三相对地电容不对称时该方法难以有效抑制轴电压。

4.2 励侧并联RC阻抗接地

将图3模型中的RC接入（R取500Ω，C取10μF，下同），以模拟励侧并联RC阻抗接地的措施，触发角设置为75°，相应的仿真结果如图10所示。

图9 励磁变三相对地电容平衡的轴电压仿真

图10 励侧并联RC阻抗的励磁变对地电容不平衡轴电压仿真

对比图10和图9可见，在励磁变二次侧三相对地电容不对称时，采用励侧并联RC阻抗网络接地的方法可有效抑制轴电压，但对三相对地电压不平衡引起的共模电压增幅不能抑制。

4.3 励侧并联RC阻抗，整流桥输出正、负侧加对称的阻容滤波器

在励侧并联RC阻抗接地的同时，采用在整流桥输出正、负侧加对称的阻容滤波器的措施，其中R选2000Ω，C选0.5μF，示意图见图11，触发角设置为75°，相应的仿真结果如图12所示。

图11 整流桥输出正、负侧加对称的阻容滤波器示意图

图12 励侧并联RC阻抗、整流桥正负加对称阻容滤波器措施下的励磁变对地电容不平衡轴电压仿真

对比图12和图11可见，在三相对地电容不对称时，采用励侧并联RC阻抗同时，整流桥输出正、负侧加对称的阻容滤波器，不仅可有效抑制轴电压，而且可有效抑制三相对地电压不平衡引起的共模电压畸变及其增幅，且不影响高压设备绝缘。

5 结论

本文首次建立了与实际相符的励磁变二次侧角接的大型静态励磁发电机轴电压MATLAB仿真模型，对静止励磁轴电压主要成分及其抑制措施进行仿真分析，对比1000MW发电机现场实测轴电压，得出静态励磁系统输出共模电压及其高频奇次谐波是大型汽轮发电机的主要轴电压源。研究了励磁变二次侧角接的大型发电机在励磁变三相对地电容不平衡下的静态励磁共模电压及轴电压，发现了励磁变三相对地电容不平衡下的静止励磁共模电压将发生畸变，并引起轴电压增大，这是以往大型发电机轴电压研究中未涉及到的重要问题，并仿真研究了其抑制措施。轴电压抑制的思路为不影响高压设备绝缘的前提下，同时抑制共模电压和轴电压。进一步可以在计及本体不对称等影响因素的综合建模方面开展研究。

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Modeling of Large Turbo-generator Shaft Voltage and Common Mode Voltage

XU Huanqing1, WANG Honghua2, WANG Chengliang1

(1.Jiangsu Frontier Electric Technology Co., Ltd, Nanjing 211102, China; 2. College of Energy and Electrical Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China)

This paper established large static excitation generator shaft voltage numerical simulation model with excitation transformer secondary side delta connection. Comparing with the field shaft voltage test results of a 1000MW generator, the main component of the static excitation shaft voltage and its control measures are analyzed. It is concluded that the high frequency harmonics of the common mode voltage of static excitation system output is the main source of shaft voltage. Simulation on the common mode voltage and shaft voltage under the condition of static excitation transformer secondary side angle connection and three-phase capacitance imbalance were carried out, and the common mode voltage distortion and shaft voltage increase in the case of the excitation transformer three capacitance imbalance were found and suppression measures were simulated.

generator; static excitation; shaft voltage; common mode voltage; modeling

TM 311

A

1000-3983(2016)06-0006-06

2016-05-09

许焕清(1963-)，1985年毕业于山东工业大学继电保护及其自动化专业，主要从事电厂技术监督、工程调试、网厂协调研究的管理工作，高级工程师。

审稿人：宫海龙