大型汽輪發(fā)電機(jī)運(yùn)行與無功控制

鮮 霄 尋志偉 周道軍

(神華國(guó)華(北京)電力研究院 北京 100025)

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大型汽輪發(fā)電機(jī)運(yùn)行與無功控制

鮮 霄 尋志偉 周道軍

(神華國(guó)華(北京)電力研究院 北京 100025)

從限制進(jìn)相運(yùn)行的多種原因進(jìn)行分析，研究了端部熱穩(wěn)定和發(fā)電機(jī)靜穩(wěn)定對(duì)進(jìn)相運(yùn)行的影響程度，得出了端部熱穩(wěn)定不再限制大型汽輪發(fā)電機(jī)進(jìn)相運(yùn)行的結(jié)論。確定了低勵(lì)限制整定只需與靜穩(wěn)極限配合的原則。通過分析失磁保護(hù)和低勵(lì)限制判據(jù)在阻抗平面和PQ平面相互映射的方法，得出了兩者間的配合原則，在此基礎(chǔ)上提出了圓特性低勵(lì)限制的原理和整定方法，并對(duì)失磁保護(hù)相關(guān)定值整定提出了意見。

進(jìn)相運(yùn)行 端部發(fā)熱 靜態(tài)穩(wěn)定 低勵(lì)限制 失磁保護(hù) 整定計(jì)算

0 引言

大型汽輪發(fā)電機(jī)中與低勵(lì)磁相關(guān)的保護(hù)有失磁保護(hù)，與之相對(duì)應(yīng)在勵(lì)磁調(diào)節(jié)器中有低勵(lì)限制。相關(guān)規(guī)程和標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，發(fā)電機(jī)低勵(lì)限制應(yīng)先于失磁保護(hù)動(dòng)作。但兩者的功能設(shè)置不同，保護(hù)對(duì)象也不同。首先，低勵(lì)限制的目的是在滿足進(jìn)相要求的前提下保證足夠的進(jìn)相深度，在發(fā)電機(jī)達(dá)到進(jìn)相邊界時(shí)，及時(shí)增加輸出，遠(yuǎn)離邊界；而失磁保護(hù)的目的則是保護(hù)發(fā)電機(jī)在部分失磁或全部失磁的情況下，不以較大轉(zhuǎn)差率運(yùn)行。因?yàn)楣δ芎捅Ｗo(hù)對(duì)象不同，兩者動(dòng)作判據(jù)和表達(dá)形式也不同。低勵(lì)限制是基于PQ坐標(biāo)系，而失磁保護(hù)則基于RX坐標(biāo)系，此外它們的整定出發(fā)點(diǎn)也不同，這些均造成兩者在動(dòng)作行為配合上存在困難。所以針對(duì)這種情況，有必要對(duì)低勵(lì)限制和失磁保護(hù)的整定與配合開展研究。

1 影響發(fā)電機(jī)進(jìn)相深度的因素

發(fā)電機(jī)進(jìn)相穩(wěn)定運(yùn)行是電網(wǎng)需要時(shí)采用的運(yùn)行技術(shù)，適時(shí)將發(fā)電機(jī)進(jìn)相運(yùn)行，能夠吸收電網(wǎng)過剩的無功功率，抑制和改善電網(wǎng)電壓過高的狀況。該技術(shù)易于實(shí)現(xiàn)，運(yùn)行操作方便、靈活，在不增加設(shè)備投資的情況下，充分利用發(fā)電機(jī)進(jìn)相運(yùn)行能力，可獲得顯著的經(jīng)濟(jì)效益。影響發(fā)電機(jī)進(jìn)相運(yùn)行的因素有：①發(fā)電機(jī)機(jī)端和廠用母線電壓降低；②發(fā)電機(jī)定子過流；③定子端部熱穩(wěn)定限制；④靜態(tài)穩(wěn)定限制[1]；⑤暫態(tài)穩(wěn)定限制；⑥邊端鐵心片間絕緣安全等。在大負(fù)荷下，進(jìn)相運(yùn)行首先受到定子電流的限制，在小負(fù)荷下，則首先會(huì)受到廠用電電壓的限制，只有在深度進(jìn)相時(shí)才會(huì)受到靜穩(wěn)定限制和熱穩(wěn)定限制。發(fā)電機(jī)定子過電流由勵(lì)磁系統(tǒng)中的定子過電流限制來實(shí)現(xiàn)限制功能，不在本文中贅述。根據(jù)國(guó)標(biāo)[2]應(yīng)將發(fā)電機(jī)欠勵(lì)電壓限制在5%以內(nèi)，在此限制條件下廠用電負(fù)荷不會(huì)受到影響。因此雖然發(fā)電機(jī)進(jìn)相運(yùn)行受機(jī)端電壓因素下降影響最為明顯與直接，但若將0.95UN作為低勵(lì)限制整定的最低電壓參考，反而給PQ曲線的整定帶來了方便。此外U的不同取值會(huì)給低勵(lì)限制的整定帶來更多隨意性，也給與失磁保護(hù)的配合帶來更多困難，還給其他分析帶來不確定因素。文獻(xiàn)[3]中將0.95UN作為發(fā)電機(jī)容量曲線最低有效電壓，也作為與失磁保護(hù)配合的最低電壓。因此0.95UN取值是有依據(jù)、合理且便捷的。進(jìn)相運(yùn)行時(shí)勵(lì)磁調(diào)節(jié)器對(duì)交軸和直軸阻尼繞組作用的影響不同。進(jìn)相運(yùn)行時(shí)，交軸阻尼繞組的阻尼能力得以提升，顯著高于遲相運(yùn)行時(shí)的能力，而直軸阻尼繞組的阻尼能力當(dāng)有功較大時(shí)可能較遲相運(yùn)行時(shí)更差，但對(duì)兩個(gè)阻尼繞組的合成影響小于對(duì)單個(gè)阻尼繞組的影響。進(jìn)相運(yùn)行還可能造成邊端鐵心疊片間電壓升高，甚至可能影響沖片片間絕緣的安全，其破壞機(jī)理需要進(jìn)一步研究，不在本文討論范疇內(nèi)。一般認(rèn)為同步發(fā)電機(jī)容量曲線中對(duì)進(jìn)相運(yùn)行限制的PQ曲線是由靜穩(wěn)定和端部發(fā)熱共同決定。所以低勵(lì)PQ曲線的整定需要考慮的因素就只有定子端部熱穩(wěn)定和發(fā)電機(jī)靜態(tài)穩(wěn)定兩個(gè)問題。

2 發(fā)電機(jī)端部溫升分析

發(fā)電機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，發(fā)電機(jī)內(nèi)存在勵(lì)磁磁通Φ0、電樞反應(yīng)磁通Φa、定子漏磁通Φs和轉(zhuǎn)子漏磁通Φes。其端部的漏磁通是定子和轉(zhuǎn)子漏磁通的合成，它是引起定子端部鐵心和金屬結(jié)構(gòu)件發(fā)熱的內(nèi)在因素。端部漏磁通的大小與定子繞組的結(jié)構(gòu)形式(節(jié)距、連接規(guī)律)、定子端部結(jié)構(gòu)件和轉(zhuǎn)子護(hù)環(huán)、中心環(huán)、風(fēng)扇的材質(zhì)及尺寸與位置、轉(zhuǎn)子繞組端部相對(duì)定子繞組端部軸向伸出的長(zhǎng)度等有關(guān)，也與定子電流、功率因數(shù)和定子電壓等運(yùn)行因素有關(guān)。

發(fā)電機(jī)運(yùn)行時(shí)，端部漏磁通力圖通過磁阻最小的路徑形成閉合回路。因此定子邊端鐵心、壓指、壓板以及轉(zhuǎn)子護(hù)環(huán)等便是端部漏磁很容易通過的部件。由于端部漏磁也是旋轉(zhuǎn)磁場(chǎng)，它在空間與轉(zhuǎn)子同步旋轉(zhuǎn)，并切割定子端部各金屬結(jié)構(gòu)件，故在其中渦流和磁滯損耗，引起發(fā)熱。發(fā)電機(jī)端部發(fā)熱與端部漏磁通Φe的平方呈正比，研究Φe在進(jìn)相運(yùn)行時(shí)的大小，可以知道進(jìn)相運(yùn)行與端部發(fā)熱的關(guān)系[4]。

圖1 磁通矢量圖Fig.1 Vector diagram of magnetic flux

圖2 等容量運(yùn)行時(shí)端部漏磁通Φe與cosφ的關(guān)系Fig.2 Relationship between terminal leakage magnetic flux Φe and cosφ in an equivalent capacity

若設(shè)ΦP、ΦQ為Φe在PQ方向上的分解并經(jīng)一定縮放，即

則ΦP、ΦQ符合如下表達(dá)式

式中，U為發(fā)電機(jī)電壓；S為運(yùn)行時(shí)容量。化簡(jiǎn)可得

可知端部漏磁通與運(yùn)行容量S、定轉(zhuǎn)子磁阻比λ、功率因數(shù)角φ、發(fā)電機(jī)電壓U均有關(guān)，其影響大小見圖3～圖5(其中λ均以0.3計(jì))。其中功率因數(shù)影響最大，呈平移正弦的關(guān)系，當(dāng)額定容量運(yùn)行，發(fā)電機(jī)電壓不變，功率因數(shù)由滯后0.9到超前0.9，端部漏磁通平方增加約35%。圖6為端部漏磁通實(shí)測(cè)值，基本與理論分析相同。

圖3 端部漏磁通與功率因數(shù)角φ的關(guān)系(S=SN，U=UN)Fig.3 Relationship between terminal leakage magnetic flux

圖4 端部漏磁通與定子電壓U的關(guān)系(S=SN，cosφ=0°超前)Fig.4 Relationship between terminal leakage magnetic flux

圖5 端部漏磁通與運(yùn)行容量S的關(guān)系(U=UN，cosφ=0°超前)Fig.5 Relationship between terminal leakage magnetic flux

圖6 端部漏磁通實(shí)測(cè)值Fig.6 Measured value of terminal leakage magnetic flux

圖7 大型汽輪發(fā)電機(jī)定子端部結(jié)構(gòu)Fig.7 Stator terminal structure of large turbine-generators

表1 某大型汽輪發(fā)電機(jī)進(jìn)相試驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.1 Leading phase operation test data of a large turbine-generator

綜上所述，容量在300 MW以下的汽輪發(fā)電機(jī)端部發(fā)熱問題相對(duì)突出，而容量在600 MW及以上的汽輪發(fā)電機(jī)其進(jìn)相運(yùn)行端部發(fā)熱問題已大為改善，不再成為制約進(jìn)相運(yùn)行的因素。目前對(duì)于大型汽輪發(fā)電機(jī)其進(jìn)相運(yùn)行能力已不受電機(jī)本體的條件限制。各種因素以影響程度的大小排列，依次為廠用電電壓、定子過流、靜態(tài)穩(wěn)定、端部發(fā)熱。因此在整定低勵(lì)限制時(shí)應(yīng)考慮的因素就是發(fā)電機(jī)靜態(tài)穩(wěn)定，應(yīng)與靜態(tài)穩(wěn)定極限保留一定裕度。

3 發(fā)電機(jī)靜態(tài)穩(wěn)定分析

圖8 計(jì)及X∑s時(shí)發(fā)電機(jī)運(yùn)行矢量圖Fig.8 Vector diagram of generator in considering X∑s

此時(shí)

P=UIcosφ=UIcos(ψ-δg)=UIcosψcosδg+

UIsinψsinδg

(1)

Q=UIsinφ=UIsin(ψ-δg)=UIsinψcosδg-

UIcosψsinδg

(2)

Isinψ=Id=(Ucosδg-UsIcosδ)/X∑s

(3)

Icosψ=Iq=Usinδg/Xd

(4)

以上4式聯(lián)立，并取δ為90°，則有

此時(shí)，P、Q剛好是一個(gè)圓

(5)

隨著U的變化，其實(shí)是一簇圓。之前已經(jīng)分析發(fā)電機(jī)欠勵(lì)電壓應(yīng)限制在5%以內(nèi)，因此實(shí)際PQ靜穩(wěn)圓為U=0.95時(shí)的方程。此時(shí)圓內(nèi)為靜態(tài)穩(wěn)定區(qū)，圓外為靜態(tài)不穩(wěn)定區(qū)。

4 影響發(fā)電機(jī)失磁運(yùn)行的因素

以往數(shù)據(jù)表明，發(fā)電機(jī)失磁異步運(yùn)行限制其輸出功率的主要因素是定子端部鐵心和金屬構(gòu)件的發(fā)熱，其增長(zhǎng)很快，另一個(gè)限制因素是定子電流(一般在輸出0.5倍額定有功功率下異步運(yùn)行時(shí)，定子電流已達(dá)到甚至超過額定電流)。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，目前大型發(fā)電機(jī)中轉(zhuǎn)子損耗近似等于sPN(s為轉(zhuǎn)差率，PN為發(fā)電機(jī)額定功率)，且損耗分布更均勻，轉(zhuǎn)子一般不會(huì)過熱。《GB/T 7064—2008 隱極同步發(fā)電機(jī)技術(shù)要求》規(guī)定300 MW及以下的發(fā)電機(jī)失磁后應(yīng)在60 s內(nèi)將負(fù)荷降至60%，90 s內(nèi)降至40%，總的失磁運(yùn)行時(shí)間不超過15 min。600 MW及以上發(fā)電機(jī)由制造廠與用戶協(xié)商解決。文獻(xiàn)[7]也有類似規(guī)定。實(shí)際上對(duì)于600 MW及以上的發(fā)電機(jī)也是參照此規(guī)定實(shí)行的。這說明大型汽輪發(fā)電機(jī)具有一定的失磁異步運(yùn)行能力，但失磁異步運(yùn)行時(shí)，定子端部發(fā)熱比進(jìn)相運(yùn)行時(shí)嚴(yán)重。對(duì)于直冷大型同步機(jī)，其線負(fù)荷通常比間接冷卻的發(fā)電機(jī)高，異步運(yùn)行時(shí)端部的發(fā)熱問題尤其嚴(yán)重。而且失磁端部溫度上升速度快，溫升時(shí)間常數(shù)小，僅為幾分鐘。對(duì)于無功儲(chǔ)備不足的系統(tǒng)，電壓下降也會(huì)很明顯。此外異步運(yùn)行時(shí)，定子電流中有(1-2s)f頻率的交變分量，會(huì)引起2sf頻率的周期性振蕩，振幅過大將會(huì)影響系統(tǒng)穩(wěn)定，對(duì)系統(tǒng)和設(shè)備造成破壞。失磁異步運(yùn)行可能引起的低頻扭振問題需進(jìn)一步研究。美國(guó)西屋公司規(guī)定，發(fā)電機(jī)不允許失磁滑極運(yùn)行。俄羅斯提供給連云港核電站1 000 MW、3 000 r/min發(fā)電機(jī)也規(guī)定不允許失磁失步運(yùn)行。因此失磁保護(hù)就是要保證發(fā)電機(jī)不進(jìn)入大轉(zhuǎn)差率異步狀態(tài)。

5 低勵(lì)限制與失磁保護(hù)判據(jù)的互換

低勵(lì)限制和失磁保護(hù)的目的和針對(duì)的對(duì)象不同，導(dǎo)致它們的動(dòng)作判據(jù)也不同?，F(xiàn)行失磁保護(hù)普遍采用阻抗判據(jù)，而低勵(lì)限制普遍采用功率判據(jù)，使得兩者的動(dòng)作特性配合存在困難。忽略失磁保護(hù)和低勵(lì)限制的整定原則的差異，原則上只要規(guī)定了合適的發(fā)電機(jī)電壓，無論是RX平面的失磁判據(jù)還是PQ平面的低勵(lì)判據(jù)，都可以相互映射，只是不存在線性關(guān)系[8]。

將PQ平面的判據(jù)映射到RX平面，可用如下表達(dá)式

將RX平面的判據(jù)映射到PQ平面，可用如下表達(dá)式

綜前所述，在考慮兩個(gè)判據(jù)配合性問題時(shí)應(yīng)將U設(shè)為0.95。此時(shí)，按式(5)分析的靜穩(wěn)極限圓在轉(zhuǎn)換后可得在RX平面下的方程為

也可得異步邊界圓在RX平面、PQ平面的方程分別為

此時(shí)，異步邊界在PQ平面也是一個(gè)圓，且此圓與靜穩(wěn)極限PQ圓相切。異步邊界PQ圓圓內(nèi)為動(dòng)作區(qū)，圓外為穩(wěn)定區(qū)。各圓在圖中的關(guān)系如圖9、圖10所示(均按發(fā)電機(jī)電壓0.95計(jì))。反向無功判據(jù)在RX平面上不再是一條直線，而是一個(gè)圓，發(fā)電機(jī)容量有限，因此圖中只畫出了其中一段圓弧。

圖9 RX平面下靜穩(wěn)極限圓與異步邊界圓Fig.9 Static limit circle and asynchronous boundary circle on RX plane

圖10 PQ平面下靜穩(wěn)極限圓與異步邊界圓Fig.10 Static limit circle and asynchronous boundary circle on PQ plane

6 低勵(lì)限制與失磁保護(hù)的整定配合原則

低勵(lì)限制整定既然受發(fā)電機(jī)靜態(tài)穩(wěn)定限制，因此不管失磁保護(hù)整定為靜穩(wěn)圓還是異步圓，只要低勵(lì)限制與靜穩(wěn)圓有配合，并留有足夠的裕度，那么低勵(lì)限制就自然和失磁保護(hù)有配合[13，14]。為了與靜穩(wěn)圓有配合，低勵(lì)限制的曲線必須具有類似圓的特性，因此可在靜穩(wěn)極限PQ圓的基礎(chǔ)上向內(nèi)縮小一定比例，即低勵(lì)限制的邊界方程具有以下形式

(6)

為了保證發(fā)電機(jī)有足夠的靜穩(wěn)儲(chǔ)備[15]，又要保證有足夠的進(jìn)相深度，可將額定容量限制作為低勵(lì)限制的邊界條件，即定子電流限制與低勵(lì)限制具有相同的邊界，以此來確定K值的大小。也就是說(P，Q)=(1，0)應(yīng)落在式(6)對(duì)應(yīng)的曲線上。這樣一來，低勵(lì)限制在靠近額定有功段不需要與容量曲線GCC一樣采用較陡的斜率，從而提高了低勵(lì)限制的動(dòng)態(tài)性能。文獻(xiàn)[16]也提出了具有類似圓特性的低勵(lì)限制模型，如圖11所示。該種低勵(lì)限制因采用了與靜穩(wěn)極限PQ圓相同的圓心，因此具有優(yōu)越的配合性，此外靜穩(wěn)極限PQ圓和方程(6)均考慮機(jī)端電壓的變化，因此進(jìn)相時(shí)與靜穩(wěn)極限的裕度是確定的，不會(huì)受到U的變化而變化。

圖11 IEEE Std421.5中具有圓特性的低勵(lì)限制Fig.11 Underexcitation limiter with circular characteristic in IEEE Std421.5

現(xiàn)有工程應(yīng)用的低勵(lì)限制均是基于Q=f(P)特性的。因此要將圓特性的低勵(lì)限制運(yùn)用于現(xiàn)有勵(lì)磁系統(tǒng)中，應(yīng)將U取0.95，并求出相應(yīng)的K值。以某4×600 MW發(fā)電廠，667 MV·A、20 kV汽輪發(fā)電機(jī)為例

勵(lì)磁系統(tǒng)中的低勵(lì)限制為

P(pu)00.250.500.751.00Q(pu)-0.345-0.3-0.21-0.12-0.045

其低勵(lì)限制與失磁保護(hù)的配合曲線如圖12～圖14所示(U均為0.95)。

圖12 RX平面中低勵(lì)限制與失磁保護(hù)的配合Fig.12 Coordination of underexcitation limiter and loss-of-field protection on RX plane

圖13 PQ平面中低勵(lì)限制與失磁保護(hù)的配合Fig.13 Coordination of underexcitation limiter and loss-of-field protection on PQ plane

圖14 PQ平面中低勵(lì)限制與失磁保護(hù)的配合放大圖Fig.14 Coordination of underexcitation limiter and loss-of-field protection on PQ plane enlarged view

從圖12可看出，反向無功5%QN在阻抗平面上是一段圓弧，不管是靜穩(wěn)圓還是異步圓作為失磁保護(hù)的判據(jù)，-5%QN輔助判據(jù)并不會(huì)起任何作用[17]。圖14中的容量曲線GCC為額定電壓、氫壓下的數(shù)據(jù)，在U為0.95時(shí)其深度進(jìn)相部分不需要做修正，而其P接近1.0的部分因受定子電流的限制會(huì)相應(yīng)往里收縮，但對(duì)于分析進(jìn)相深度不會(huì)有影響，所以可將GCC不做修正也畫在該圖中。從圖中14可看出，大型汽輪發(fā)電機(jī)進(jìn)相深度不受發(fā)電機(jī)本身容量曲線的限制，而只受靜態(tài)穩(wěn)定的限制?，F(xiàn)有的低勵(lì)限制與失磁保護(hù)有較好配合，但在P=1.0處其靜穩(wěn)裕度稍小，且略微超出了GCC。以式(6)整定的圓特性低勵(lì)限制與靜穩(wěn)PQ圓配合良好，與GCC也有較好配合，在阻抗平面內(nèi)，其特性也為一個(gè)圓，并與靜穩(wěn)阻抗圓相切。

在低勵(lì)限制整定前，仍應(yīng)通過進(jìn)相試驗(yàn)獲取實(shí)際定子端部發(fā)熱的程度和功角大小變化情況，在確認(rèn)了發(fā)電機(jī)本身的限制條件后，通過與0.95UN下靜穩(wěn)PQ曲線的配合確定K值的大小，再計(jì)算單點(diǎn)，獲得多點(diǎn)折線方可進(jìn)行整定。因?yàn)槎帱c(diǎn)折線已與靜穩(wěn)極限圓有配合，因此不需要再校核其與失磁保護(hù)的配合。

7 理想低勵(lì)限制

現(xiàn)今的AVR低勵(lì)限制均采用Q=f(P)特性，但P、Q均受U2影響，隨著機(jī)端電壓的下降，低勵(lì)限制與失磁保護(hù)的配合會(huì)有改變，甚至變?yōu)榫植坎慌浜?，而具有良好?yīng)用效果的低勵(lì)限制應(yīng)采用Q=U2f(P/U2)的特性[18]。這種特性實(shí)質(zhì)上就是一種阻抗特性X=f(R)。方程(6)提出的圓特性低勵(lì)限制就是一種具有阻抗特性的低勵(lì)限制，因此較為理想。國(guó)內(nèi)應(yīng)用業(yè)績(jī)較多的某知名進(jìn)口品牌勵(lì)磁調(diào)節(jié)器采用的低勵(lì)限制具有如下特性

IQ=U3f(IP)

式中，IQ=Isinφ；IP=Icosφ。

這與傳統(tǒng)認(rèn)識(shí)上的Q=f(P)特性有差異，若仍按Q=f(P)特性校核配合性，則會(huì)產(chǎn)生錯(cuò)誤，所以在整定與配合上要區(qū)分對(duì)待。

8 結(jié)論

針對(duì)失磁保護(hù)與低勵(lì)限制配合上的困難，從限制進(jìn)相運(yùn)行的因素進(jìn)行分析，通過理論研究和試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證，得出了端部發(fā)熱與功率因數(shù)的量化關(guān)系，并從定子端部結(jié)構(gòu)進(jìn)一步闡述了大型汽輪發(fā)電機(jī)進(jìn)相運(yùn)行不再受端部熱穩(wěn)定限制，而主要受靜態(tài)穩(wěn)定限制的結(jié)論。通過分析失磁保護(hù)和低勵(lì)限制判據(jù)在阻抗平面和PQ平面相互映射的方法，得出了兩者間的配合辦法，在此基礎(chǔ)上提出了圓特性低勵(lì)限制的原理和整定方法，并對(duì)失磁保護(hù)相關(guān)定值整定提出了意見。圓特性低勵(lì)限制是以靜穩(wěn)極限PQ圓為基礎(chǔ)，保持足夠的裕度，并以發(fā)電機(jī)容量限制為邊界條件整定的，因此具有與失磁保護(hù)良好配合的特點(diǎn)，思路清晰、概念明確、整定便捷，具有良好的工程應(yīng)用前景。

[1] 王成亮，王宏華.同步發(fā)電機(jī)進(jìn)相研究綜述[J].電力自動(dòng)化設(shè)備，2012，32(11)：131-135. Wang Chengliang，Wang Honghua.Review of synchronous generator leading-phase operation[J].Electric Power Automation Equipment，2012，32(11)：131-135.

[2] 中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì).GB/T 7064—2008 隱極同步發(fā)電機(jī)技術(shù)要求[S].北京：中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2008.

[3] Power System Relaying Committee.IEEE Std C37.102-2006 IEEE Guid for AC Generator Protection[S].New York：IEEE Power Engineering Society，2007.

[4] 周德貴，鞏北寧.同步發(fā)電機(jī)運(yùn)行技術(shù)與實(shí)踐[M].2版.北京：中國(guó)電力出版社，2004.

[5] 趙旺初.1 000 MW汽輪發(fā)電機(jī)端部的損耗和溫度[J].發(fā)電設(shè)備，2006(3)：199-204. Zhao Wangchu.End losses and temperature of a 1 000 MW turbine generator[J].Power Equipment，2006(3)：199-204.

[6] 潘再平，章瑋，陳敏祥.電機(jī)學(xué)[M].杭州：浙江大學(xué)出版社，2008.

[7] 中華人民共和國(guó)國(guó)家發(fā)展和改革委員會(huì).JB/T 10499-2005 透平型發(fā)電機(jī)非正常運(yùn)行工況設(shè)計(jì)和應(yīng)用導(dǎo)則[S].北京：中國(guó)機(jī)械出版社，2005.

[8] 王青，劉肇旭，孫華東，等.發(fā)電機(jī)低勵(lì)限制功能的設(shè)置原則[J].電力系統(tǒng)保護(hù)與控制，2011，39(7)：55-60. Wang Qing，Liu Zhaoxu，Sun Huadong，et al.General principle of generator under excitation limiter settings[J].Power System Protection and Control，2011，39(7)：55-60.

[9] 陳晶，劉明群，吳水軍.發(fā)電機(jī)勵(lì)磁限制與相應(yīng)機(jī)組保護(hù)的配合[J].南方電網(wǎng)技術(shù)，2012，6(增刊1)：6-9. Chen Jing，Liu Mingqun，Wu Shuijun.The cooperation between excitation limitation and corresponding protector of generator[J].Southern Power System Technology，2012，6(supp1)：6-9.

[10]王維儉，桂林，王雷，等.發(fā)電機(jī)失磁保護(hù)定值整定的討論——對(duì)2007年版《IEEE Guid for AC Generator Protection》的斟酌[J].電力自動(dòng)化設(shè)備，2009，29(3)：1-3. Wang Weijian，Gui Lin，Wang Lei，et al.Discussion on setting calculation of generator loss-of-excitation protection：thinking of IEEE Guide for AC Generator Protection published in 2007[J].Electric Power Automation Equipment，2009，29(3)：1-3.

[11]國(guó)家能源局.DL/T 684-2012大型發(fā)電機(jī)變壓器繼電保護(hù)整定計(jì)算導(dǎo)則[S].北京：中國(guó)電力出版社，2012.

[12]王維儉.電氣主設(shè)備繼電保護(hù)原理與應(yīng)用[M].2版.北京：中國(guó)電力出版社，2002.

[13]郭春平，余振，殷修濤.發(fā)電機(jī)低勵(lì)限制與失磁保護(hù)的配合整定計(jì)算[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2012，32(28)：129-132. Guo Chunping，Yu Zhen，Yin Xiutao.Coordinative setting calculation of minimum-excitation limit and loss-of-excitation protection for generator[J].Proceedings of the CSEE，2012，32(28)：129-132.

[14]賈文雙，岳雷，措姆，等.發(fā)電機(jī)失磁保護(hù)與低勵(lì)磁限制的配合方法[J].華北電力技術(shù)，2013(1)：11-14. Jia Wenshuang，Yue Lei，Cuo Mu，et al.Matching method of loss-of-excitation protection and low excitation limitation for generator[J].North China Electric Power，2013(1)：11-14.

[15]中華人民共和國(guó)國(guó)家經(jīng)濟(jì)貿(mào)易委員會(huì).DL 755-2001 電力系統(tǒng)安全穩(wěn)定導(dǎo)則[S].北京：中國(guó)電力出版社，2001.

[16]Energy Development and Power Generation Committee.IEEE Std 421.5-2005 IEEE Recommended Practice for Excitation System Models for Power System Stability Studies[S].New York：IEEE Power Engineering Society，2006.

[17]劉一丹，張小易，崔曉祥.火電廠發(fā)電機(jī)失磁保護(hù)阻抗判據(jù)的探討[J].電力系統(tǒng)保護(hù)與控制，2010，38(20)：235-237. Liu Yidan，Zhang Xiaoyi，Cui Xiaoxiang.Discussion of thermal power plant generator resistance criterion for loss of excitation protection[J].Power System Protection and Control，2010，38(20)：235-237.

[18]裘愉濤，陳水耀，陳俊，等.一種基于阻抗特性的發(fā)電機(jī)低勵(lì)限制方法[J].電力系統(tǒng)保護(hù)與控制，2012，40(5)：116-118. Qiu Yutao，Chen Shuiyao，Chen Jun，et al.A low exciting limit method of generator based on impedance characteristics[J].Power System Protection and Control，2012，40(5)：116-118.

Operation and Reactive Power Control of Large Turbine-Generators

XianXiaoXunZhiweiZhouDaojun

(Shenhua Guohua (Beijing) Electric Power Research Institute Beijing 100025 China)

Through studying the reasons that limit generators’ leading-phase operation, this article discusses the level of itsinfluential factors including the heating of the stator terminals and the generator static-state stability.It is concluded that the heating of the stator terminals has no limitation on the leading-phase operation of large turbine-generators, and determined the principle that only the coordination between the setting calculation of under excitation limiters(UEL) and the loss-of-field protection is necessary.Through analyzing the method of the mapping criteria of UEL and the loss-of-field protection between the RX-plane and the PQ-plane, the principle of their coordinative setting calculation is proposed.Furthermore, this paper develops a circular characteristic UEL and its setting calculation, and advises the settings of the loss-of-field protection.

Leading-phase operation，heating of stator terminals，static-state stability，under excitation limiters，loss-of-field protection，setting calculation

2014-11-06 改稿日期2014-12-15

TM315

鮮 霄 男，1982年生，碩士，工程師，研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)繼電保護(hù)與勵(lì)磁控制。(通信作者)

尋志偉 男，1983年生，碩士，工程師，研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)繼電保護(hù)。