大型汽輪發(fā)電機(jī)軸電壓和共模電壓仿真建模研究

許煥清，王宏華，王成亮

?

大型汽輪發(fā)電機(jī)軸電壓和共模電壓仿真建模研究

許煥清1，王宏華2，王成亮1

（1．江蘇方天電力技術(shù)有限公司，南京 211102；2．河海大學(xué)能源與電氣學(xué)院，南京 210098）

針對(duì)勵(lì)磁變二次側(cè)星形連接的傳統(tǒng)軸電壓仿真模型不能揭示勵(lì)磁變?nèi)鄬?duì)地電容不平衡導(dǎo)致軸電壓增大的局限性，首次建立了勵(lì)磁變二次側(cè)角形聯(lián)結(jié)的大型發(fā)電機(jī)靜止勵(lì)磁的軸電壓數(shù)值仿真模型，對(duì)靜止勵(lì)磁軸電壓主要成分及其防治措施進(jìn)行了仿真分析，并與1000MW發(fā)電機(jī)軸電壓現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)比對(duì)，得出靜態(tài)勵(lì)磁系統(tǒng)輸出共模電壓高頻奇次諧波是大型汽輪發(fā)電機(jī)的主要軸電壓源的結(jié)論。對(duì)勵(lì)磁變二次側(cè)角形聯(lián)結(jié)的大型發(fā)電機(jī)的共模電壓及軸電壓進(jìn)行了仿真，發(fā)現(xiàn)勵(lì)磁變?nèi)鄬?duì)地電容不平衡將導(dǎo)致共模電壓畸變及軸電壓增大，并仿真研究了相應(yīng)的抑制策略。

發(fā)電機(jī)；靜態(tài)勵(lì)磁；軸電壓；共模電壓；建模

0 前言

隨著發(fā)電機(jī)單機(jī)容量的增大，軸電壓成為制約大型發(fā)電機(jī)安全可靠運(yùn)行的嚴(yán)重問題之一。發(fā)電機(jī)在運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的軸電壓是不可避免的，文獻(xiàn)[1]和[2]均指出“應(yīng)采取措施限制軸電壓”。文獻(xiàn)[2]要求軸電壓不大于20V。較小容量發(fā)電機(jī)軸電壓多為2~10V，但不少1000MW、600MW發(fā)電機(jī)長(zhǎng)期運(yùn)行在軸電壓將近20V，個(gè)別發(fā)電機(jī)出現(xiàn)了50~60V的軸電壓，有的發(fā)電機(jī)軸電壓甚至短時(shí)達(dá)到100V。

發(fā)電機(jī)軸電壓過高會(huì)導(dǎo)致發(fā)電機(jī)軸瓦潤(rùn)滑油老化、油膜絕緣破壞、軸瓦燒蝕、軸承磨損加速、接地碳刷打火、軸電流超標(biāo)、軸部件磁化等危害，造成不必要的損失。大機(jī)組軸電壓過高，還會(huì)對(duì)電渦流傳感原理的軸振測(cè)量形成干擾，可能引起軸振虛高，導(dǎo)致機(jī)組跳機(jī)[3]。

因晶閘管換流所引發(fā)的高頻軸電壓脈沖，靜態(tài)勵(lì)磁系統(tǒng)會(huì)產(chǎn)生一個(gè)新的軸電壓源。而隨著可控整流新技術(shù)的應(yīng)用，大容量發(fā)電機(jī)大多選用自并勵(lì)方式，勵(lì)磁電流都很大，勵(lì)磁脈沖的影響更為明顯，這種軸電壓具有復(fù)雜的諧波脈沖分量，且通常幅值較大，成為大型靜態(tài)勵(lì)磁發(fā)電機(jī)產(chǎn)生軸電壓的主要原因之一。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者和工程師們已經(jīng)認(rèn)識(shí)到軸電壓過高的嚴(yán)重危害，對(duì)于電動(dòng)機(jī)軸電壓和較小容量發(fā)電機(jī)軸電壓進(jìn)行了大量研究[4-8]。發(fā)電機(jī)軸電壓成分復(fù)雜，主要包括靜電荷引起的軸電壓、磁通不對(duì)稱引起的軸電壓、軸向磁化引起的軸電壓、靜態(tài)勵(lì)磁引起的軸電壓等。多數(shù)文獻(xiàn)[9-15]對(duì)發(fā)電機(jī)軸電壓產(chǎn)生原因進(jìn)行了定性分析，但對(duì)大容量發(fā)電機(jī)軸電壓產(chǎn)生機(jī)理及其抑制措施的建模和研究有待深入。

鮮有對(duì)勵(lì)磁變二次側(cè)角形聯(lián)結(jié)（以下簡(jiǎn)稱角接）的建模工作。傳統(tǒng)建模均以瑞典文獻(xiàn)[5]為基礎(chǔ)開展研究，其勵(lì)磁變模型二次側(cè)為星形聯(lián)結(jié)[9-15]，無法反映出二次側(cè)對(duì)地電容不平衡引起的共模電壓畸變。然而，大型發(fā)電機(jī)組主流配套的ABB和南瑞勵(lì)磁系統(tǒng)的勵(lì)磁變二次側(cè)均為角接，且存在變壓器三相對(duì)地電容不平衡的實(shí)際情況[16-17]。建立含勵(lì)磁變二次側(cè)角接的模型有助于揭示對(duì)地電容不平衡情況下發(fā)電機(jī)共模電壓和軸電壓的變化，故很有必要建立對(duì)應(yīng)機(jī)組實(shí)際的仿真模型，并研究其抑制措施。

本文以江蘇某1000MW發(fā)電機(jī)為研究對(duì)象，建立了基于實(shí)際參數(shù)的勵(lì)磁變二次側(cè)角接的1000MW靜止勵(lì)磁發(fā)電機(jī)軸電壓MATLAB仿真模型，并與其軸電壓的實(shí)測(cè)分析對(duì)比，研究了靜態(tài)勵(lì)磁引起軸電壓的機(jī)理及其抑制措施。

1 靜態(tài)勵(lì)磁系統(tǒng)產(chǎn)生軸電壓的仿真建模

1.1 勵(lì)磁變二次側(cè)角接的靜態(tài)勵(lì)磁軸電壓仿真建模

本文基于Matlab Simulink PowerSystem，按照江蘇某1000MW汽輪發(fā)電機(jī)組實(shí)際參數(shù)，建立了大型靜態(tài)勵(lì)磁發(fā)電機(jī)軸電壓和共模電壓的仿真模型，如圖1所示。其中，發(fā)電機(jī)為THDF125/67型，參數(shù)見表1；機(jī)組靜態(tài)勵(lì)磁系統(tǒng)為ABB公司產(chǎn)品；勵(lì)磁變?yōu)镈C89-3700/27型，由三臺(tái)單相變組成，參數(shù)見表2。

仿真模型由靜態(tài)勵(lì)磁系統(tǒng)、轉(zhuǎn)子勵(lì)磁繞組系統(tǒng)和轉(zhuǎn)子軸系系統(tǒng)三部分構(gòu)成，仿真選用ode23tb算法，用powergui模塊進(jìn)行定步長(zhǎng)離散采樣。其中，靜態(tài)勵(lì)磁子系統(tǒng)模型見圖2，采用三相全控橋式整流。6脈沖發(fā)生器由階躍信號(hào)下降沿觸發(fā)同步，共陰極組的脈沖依次差120°，共陽極組也依次差120°，故六個(gè)晶閘管的觸發(fā)脈沖相位依次差60°，同相的上下兩個(gè)橋臂的脈沖相差180°。三相橋電路模塊采用Universal Bridge模塊。

圖1 大型靜態(tài)勵(lì)磁發(fā)電機(jī)軸電壓仿真模型總體結(jié)構(gòu)圖

表1 發(fā)電機(jī)技術(shù)參數(shù)

表2 勵(lì)磁變技術(shù)參數(shù)

圖2 勵(lì)磁變?yōu)閅d11型的靜態(tài)勵(lì)磁系統(tǒng)模型

勵(lì)磁變?cè)O(shè)為二次側(cè)角接的Yd11型三相雙繞組變壓器。由于勵(lì)磁變無中性點(diǎn)引出，同多數(shù)文獻(xiàn)將共模電壓定義為對(duì)中性點(diǎn)電壓不同，本文定義整流橋輸出共模電壓U為整流橋輸出正極對(duì)地電壓1、輸出負(fù)極對(duì)地電壓2的平均值。

轉(zhuǎn)子勵(lì)磁繞組共14個(gè)線圈，每個(gè)線圈7匝。為考慮勵(lì)磁繞組端部漏磁影響，對(duì)繞組端部的兩個(gè)線圈單獨(dú)建模，其每半匝導(dǎo)線均由一個(gè)電感和兩個(gè)電容的π型電路模擬。中間的12個(gè)線圈作集總處理，其每半個(gè)線圈用一個(gè)電感和兩個(gè)電容構(gòu)成的π型電路模擬。在第1和第2線圈之間接有一個(gè)無源R-L電路，模擬勵(lì)磁繞組中第1至第7線圈的損耗；在第13和第14線圈之間接有一個(gè)同樣的無源R-L電路，模擬勵(lì)磁繞組中第8至第14線圈的損耗。在一定頻率范圍內(nèi)，對(duì)于與頻率相關(guān)的勵(lì)磁繞組損耗采用R-L電路估算有一定精度。

轉(zhuǎn)子軸系系統(tǒng)仿真模型如圖3所示。定子鐵心與轉(zhuǎn)子的同心度決定了與頻率相關(guān)的軸系狀態(tài)，在一定的頻率范圍內(nèi)，與頻率相關(guān)的阻抗可用無源R-L電路估計(jì)。在汽輪機(jī)部分，轉(zhuǎn)子和汽缸之間的電感決定了軸系的阻抗，故將兩個(gè)低壓缸、一個(gè)中壓缸、一個(gè)高壓缸分別用相應(yīng)的電感模擬，而這些位置處及汽側(cè)端部、勵(lì)側(cè)端部位置處分別設(shè)置了對(duì)地電容來模擬轉(zhuǎn)軸對(duì)地分布電容。勵(lì)側(cè)RC并聯(lián)阻抗和模擬汽側(cè)接地碳刷的電阻R_brush在圖4中暫未接。

圖3 轉(zhuǎn)子軸系系統(tǒng)模型

2 軸電壓仿真結(jié)果分析及與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的對(duì)比

2.1 未采用抑制措施時(shí)的軸電壓仿真分析

基于上述建立的軸電壓仿真模型，暫不考慮任何軸電壓抑制措施，對(duì)大型發(fā)電機(jī)靜態(tài)勵(lì)磁軸電壓特性進(jìn)行仿真，觸發(fā)角設(shè)置為75°，勵(lì)磁變二次側(cè)三相對(duì)地電容Ct_A、Ct_B和Ct_C均取0.01μF，仿真結(jié)果如圖4所示。

由圖4可知，未采用軸電壓抑制措施時(shí)，軸電壓波形與共模電壓波形的形狀基本一致，整流橋輸出共模電壓為靜態(tài)勵(lì)磁軸電壓產(chǎn)生的重要因素，整流橋輸出共模電壓基頻為150Hz。

圖4 無抑制措施時(shí)的共模電壓及軸電壓仿真圖

2.2 大軸汽側(cè)接地措施下軸電壓仿真分析

大型發(fā)電機(jī)普遍采用了大軸汽側(cè)接地的軸電壓抑制措施?；谏鲜鼋⒌妮S電壓仿真模型，將圖3中R_brush接入，取R_brush為0.5Ω以模擬大軸接地良好，開展基本措施下大型發(fā)電機(jī)靜態(tài)勵(lì)磁軸電壓特性的仿真，勵(lì)磁變二次側(cè)三相對(duì)地電容均取0.01μF，觸發(fā)角設(shè)置為75°，仿真結(jié)果如圖5所示。

圖5 大軸汽側(cè)接地措施下的共模電壓和軸電壓仿真圖

由圖5可知，勵(lì)側(cè)軸電壓在150Hz、450Hz、750Hz、1050Hz處的幅值遠(yuǎn)大于其他頻率處，可見靜態(tài)勵(lì)磁系統(tǒng)引起軸電壓的主要成分為整流橋輸出共模電壓基頻及其3次、5次、7次等高頻奇次諧波分量。與圖4相比，大軸汽側(cè)接地措施下的共模電壓和軸電壓的幅值變化不大，但其有效值有所減小?？梢姶筝S汽側(cè)接地對(duì)勵(lì)側(cè)軸電壓有一定的抑制效果，但勵(lì)側(cè)高頻軸電壓峰值仍然對(duì)機(jī)組安全運(yùn)行構(gòu)成威脅，這是由于大軸阻抗對(duì)勵(lì)側(cè)軸電壓高頻成分影響大所致，因此，僅大軸汽側(cè)接地，即使其接地良好，亦不能消除勵(lì)側(cè)軸電壓的高頻成分。

2.3 1000MW發(fā)電機(jī)軸電壓實(shí)測(cè)及分析

對(duì)建模依據(jù)的1000MW發(fā)電機(jī)開展了軸電壓現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，軸電壓有效值為20.01V。實(shí)測(cè)時(shí)的勵(lì)磁電流為3817A，勵(lì)磁電壓為274.3V，觸發(fā)角約為75°。軸電壓實(shí)測(cè)波形如圖6所示，軸電壓主要頻率及數(shù)值見表3。

時(shí)域波形可見，靜態(tài)整流器換流時(shí)引起的高頻軸電壓脈沖表現(xiàn)為周期性峰值出現(xiàn)。頻域分析表明，軸電壓最大峰值出現(xiàn)在1051Hz頻率處，其次為451Hz頻率處，還可見一定幅值的雙倍工頻和四倍工頻諧波分量，為發(fā)電機(jī)本身磁路不對(duì)稱或剩磁所產(chǎn)生的軸電壓，該分量幅值比較小，本文建模仿真主要針對(duì)靜態(tài)勵(lì)磁因素。

圖6 軸電壓實(shí)測(cè)波形

對(duì)比圖5和圖6可知，軸電壓仿真與實(shí)測(cè)結(jié)果基本吻合，對(duì)靜態(tài)勵(lì)磁軸電壓的建模具有良好的工程精度。靜態(tài)勵(lì)磁系統(tǒng)輸出共模電壓高頻奇次諧波是大型汽輪發(fā)電機(jī)的主要軸電壓源。

3 二次側(cè)角接的勵(lì)磁變?nèi)鄬?duì)地電容不平衡的軸電壓分析

大型發(fā)電機(jī)靜態(tài)勵(lì)磁系統(tǒng)均配套大容量勵(lì)磁變，大容量勵(lì)磁變因運(yùn)輸和安裝等考慮通常由三臺(tái)單相變壓器組成。由于制造、安裝和運(yùn)行的分散性，勵(lì)磁變存在三相對(duì)地電容不平衡的現(xiàn)象。如圖7（a）所示，勵(lì)磁變模型二次側(cè)為星形聯(lián)結(jié)，其二次繞組對(duì)地電容可用中性點(diǎn)對(duì)地電容C模擬。共模電壓定義為整流橋輸出正負(fù)極對(duì)中性點(diǎn)電壓3、4的平均值，則無法反映出二次側(cè)對(duì)地電容不平衡引起的共模電壓畸變。而勵(lì)磁變二次側(cè)角接的模型由于勵(lì)磁變無中性點(diǎn)引出，故無中性點(diǎn)引出，A、B、C三相對(duì)地電壓由各相對(duì)地電容1、2、3確定，本文定義共模電壓為整流橋輸出正負(fù)極對(duì)地電壓1、2的平均值，就可以反映出對(duì)地電容不平衡情況下共模電壓和軸電壓的變化，如圖7（b）所示。

取Ct_A和Ct_B為0.01μF，Ct_C為0.015μF，模擬勵(lì)磁變二次側(cè)三相對(duì)地電容不平衡情況，對(duì)大軸汽側(cè)接地措施下勵(lì)磁變二次側(cè)三相對(duì)地電容不平衡的情況進(jìn)行仿真，觸發(fā)角設(shè)置為75°，仿真結(jié)果如圖所示8。

圖7 共模電壓定義示意圖

圖8 勵(lì)磁變?nèi)鄬?duì)地電容不平衡的軸電壓仿真

對(duì)比圖8和圖6可見，整流橋輸出共模電壓波形發(fā)生嚴(yán)重畸變且幅值增加，其原因分析為組成勵(lì)磁變的三相變壓器內(nèi)部繞組分布電容不均會(huì)造成各相對(duì)地電壓不平衡，從而導(dǎo)致軸電壓幅值也增大。

4 軸電壓和共模電壓畸變的抑制措施研究

針對(duì)仿真結(jié)果圖8的勵(lì)磁變二次側(cè)三相對(duì)地電容不平衡情況，分別對(duì)以下措施進(jìn)行仿真研究。

4.1 補(bǔ)償電容

采用補(bǔ)償電容法使得三相對(duì)地電壓恢復(fù)平衡，對(duì)A相、B相分別補(bǔ)償0.005μF，則三相對(duì)地電容均為0.015μF，觸發(fā)角設(shè)置為75°，仿真結(jié)果如圖9所示。

比較圖9和圖8可見，采用補(bǔ)償電容使三相對(duì)地電壓平衡的方法，可有效地消除共模電壓的畸變，使得共模電壓最大幅值由峰值310V降為260V。但由于軸電壓不僅與共模電壓成正比，且與變壓器對(duì)地電容成正比，雖然軸電壓幅值也有所減少，但在三相對(duì)地電容不對(duì)稱時(shí)該方法難以有效抑制軸電壓。

4.2 勵(lì)側(cè)并聯(lián)RC阻抗接地

將圖3模型中的RC接入（R取500Ω，C取10μF，下同），以模擬勵(lì)側(cè)并聯(lián)RC阻抗接地的措施，觸發(fā)角設(shè)置為75°，相應(yīng)的仿真結(jié)果如圖10所示。

圖9 勵(lì)磁變?nèi)鄬?duì)地電容平衡的軸電壓仿真

圖10 勵(lì)側(cè)并聯(lián)RC阻抗的勵(lì)磁變對(duì)地電容不平衡軸電壓仿真

對(duì)比圖10和圖9可見，在勵(lì)磁變二次側(cè)三相對(duì)地電容不對(duì)稱時(shí)，采用勵(lì)側(cè)并聯(lián)RC阻抗網(wǎng)絡(luò)接地的方法可有效抑制軸電壓，但對(duì)三相對(duì)地電壓不平衡引起的共模電壓增幅不能抑制。

4.3 勵(lì)側(cè)并聯(lián)RC阻抗，整流橋輸出正、負(fù)側(cè)加對(duì)稱的阻容濾波器

在勵(lì)側(cè)并聯(lián)RC阻抗接地的同時(shí)，采用在整流橋輸出正、負(fù)側(cè)加對(duì)稱的阻容濾波器的措施，其中R選2000Ω，C選0.5μF，示意圖見圖11，觸發(fā)角設(shè)置為75°，相應(yīng)的仿真結(jié)果如圖12所示。

圖11 整流橋輸出正、負(fù)側(cè)加對(duì)稱的阻容濾波器示意圖

圖12 勵(lì)側(cè)并聯(lián)RC阻抗、整流橋正負(fù)加對(duì)稱阻容濾波器措施下的勵(lì)磁變對(duì)地電容不平衡軸電壓仿真

對(duì)比圖12和圖11可見，在三相對(duì)地電容不對(duì)稱時(shí)，采用勵(lì)側(cè)并聯(lián)RC阻抗同時(shí)，整流橋輸出正、負(fù)側(cè)加對(duì)稱的阻容濾波器，不僅可有效抑制軸電壓，而且可有效抑制三相對(duì)地電壓不平衡引起的共模電壓畸變及其增幅，且不影響高壓設(shè)備絕緣。

5 結(jié)論

本文首次建立了與實(shí)際相符的勵(lì)磁變二次側(cè)角接的大型靜態(tài)勵(lì)磁發(fā)電機(jī)軸電壓MATLAB仿真模型，對(duì)靜止勵(lì)磁軸電壓主要成分及其抑制措施進(jìn)行仿真分析，對(duì)比1000MW發(fā)電機(jī)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)軸電壓，得出靜態(tài)勵(lì)磁系統(tǒng)輸出共模電壓及其高頻奇次諧波是大型汽輪發(fā)電機(jī)的主要軸電壓源。研究了勵(lì)磁變二次側(cè)角接的大型發(fā)電機(jī)在勵(lì)磁變?nèi)鄬?duì)地電容不平衡下的靜態(tài)勵(lì)磁共模電壓及軸電壓，發(fā)現(xiàn)了勵(lì)磁變?nèi)鄬?duì)地電容不平衡下的靜止勵(lì)磁共模電壓將發(fā)生畸變，并引起軸電壓增大，這是以往大型發(fā)電機(jī)軸電壓研究中未涉及到的重要問題，并仿真研究了其抑制措施。軸電壓抑制的思路為不影響高壓設(shè)備絕緣的前提下，同時(shí)抑制共模電壓和軸電壓。進(jìn)一步可以在計(jì)及本體不對(duì)稱等影響因素的綜合建模方面開展研究。

[1] IEC60034-3-2007，Rotating electrical machines–Part 3: Specific requirements for synchronous generators driven by steam turbines or combustion gas turbines[S].

[2] GB/T 7064-2008，隱極同步發(fā)電機(jī)技術(shù)要求[S].

[3] 王成亮．發(fā)電機(jī)軸電壓引起軸振大的原因分析[J]．大電機(jī)技術(shù)，2015 (7)：37-40.

[4] 姜艷姝，陳希有，徐殿國(guó)，等．一種消除 PWM 逆變器驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中電動(dòng)機(jī)端軸電壓和軸承電流的前饋有源濾波器[J]．中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2003，23(7)：134-138.

[5] Ammann C，Reichert K，Joho R，et al．Shaft voltages in generators with static excitation systems-problems and solution [J]．Energy Conversion，IEEE Transactions on，1988，3(2)：409-419.

[6] 肖芳，孫力，孫亞秀．PWM電機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中共模電壓和軸電壓的抑制[J]．電機(jī)與控制學(xué)報(bào)，2009，13(3)：402-407.

[7] 鐘玉林，趙爭(zhēng)鳴．改進(jìn)式 SHEPWM 對(duì)三電平變頻器系統(tǒng)的共模電壓和軸電壓的抑制作用[J]．電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2009，24(6)：48-55.

[8] Shami U T, Akagi H. Identification and discussion of the origin of a shaft end-to-end voltage in an inverter-driven motor [J]. Power Electronics, IEEE Transactions on, 2010, 25(6): 1615-1625.

[9] 劉正超，李福祺．發(fā)電機(jī)氣隙距離、磁場(chǎng)強(qiáng)度和軸電壓的在線監(jiān)測(cè)[J]．大電機(jī)技術(shù)，2003 (2)：4-7.

[10] 王曉華，李永剛，武玉才．汽輪發(fā)電機(jī)軸電壓的分析[J]．電力科學(xué)與工程，2009，25(11)：73-76.

[11] 張建忠，郝增辰，岳嘯鳴，等．大型汽輪發(fā)電機(jī)組軸電壓分析及防護(hù)對(duì)策[J]．大電機(jī)技術(shù)，2010 (9)：45-47，51.

[12] 王成亮，王宏華．大型發(fā)電機(jī)軸電壓研究現(xiàn)狀及展望[C]．2008 中國(guó)電工技術(shù)學(xué)會(huì)電力電子學(xué)會(huì)第十一屆學(xué)術(shù)年會(huì)論文摘要集，2008.

[13] 徐永金，王健，蘇猛業(yè)．發(fā)電機(jī)靜態(tài)勵(lì)磁系統(tǒng)產(chǎn)生的軸電壓分析和防治[J]．安徽電力，2011，28(3)：12-16.

[14] 姜彤，周春陽，徐永金，等．汽輪發(fā)電機(jī)中靜止勵(lì)磁軸電壓的分析與抑制[J]．電力系統(tǒng)保護(hù)與控制，2012，40(6)：142-146.

[15] Adabi J, Zare F, Ghosh A, et al. Calculations of capacitive couplings in induction generators to analyse shaft voltage[J]. IET power electronics, 2010, 3(3): 379-390.

[16] 羅容波，李慧，洪海程．500kV 變壓器 35kV 側(cè)相電壓不平衡原因分析及改進(jìn)措施[J]．變壓器，2014，51(5)：71-74.

[17] 歐陽旭東，彭發(fā)東，潘玉華．500kV 主變低壓三相對(duì)地電壓不平衡的分析與處理[J]．變壓器，2012，49(12)：67-70.

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

許煥清(1963-)，1985年畢業(yè)于山東工業(yè)大學(xué)繼電保護(hù)及其自動(dòng)化專業(yè)，主要從事電廠技術(shù)監(jiān)督、工程調(diào)試、網(wǎng)廠協(xié)調(diào)研究的管理工作，高級(jí)工程師。

審稿人：宮海龍