电磁力角控制器

2024-05-01

电磁力角控制器（精选三篇）

电磁力角控制器篇1

发电机同期闭锁继电器一般采用电磁型继电器,继电保护和运行人员对其所起作用的重要性都非常清楚,但其整定定值如何计算是继电保护定值计算人员所更为关心的问题。本文以某国产300MW汽轮发电机组为例,对其实际并列运行中所允许的实际偏差范围进行分析,从而为同期闭锁继电器的定值计算提供整定依据。

2 同期并列分析

发电机并列的理想条件为并列断路器两侧电源电压的三个状态量全部相等,即

fg=fs(频率相等)、Ug=Us(电压幅值相等)、δ=0(相角差为零)。

这时,并列合闸的冲击电流等于零,并且并列运行的发电机G与系统S立即并入同步运行,不发生任何扰动现象。但是,实际运行中待并发电机组的调节系统很难实现上述理想条件调节,在现场实际并列合闸时只要冲击电流较小,不危及电气设备,且在规定允许的偏差范围内,合闸后都能迅速拉入同步。

准同期并列如图1所示。某国产300 MW汽轮发电机组,其一次系统参数已归算至以发电机额定容量为基准的标么值:

直轴超瞬变电抗X"d*=0.161 8;横轴超瞬变电抗X"q*=0.161 8;系统等值电抗Xs*=0.071;断路器合闸时间tdl=0.12±10%s;微机自动同期装置合闸脉冲输出误差时间Δtc=0.01 s;待并发电机允许的冲击电流值为。

1)电压幅值差

设发电机并列时的发电机频率fg等于系统频率fs、相角差δ等于零。

则冲击电流的有效值为

式中:Ug*为发电机电压标么值;Us*为系统电压标么值;X"d*为发电机直轴超瞬变电抗;Xs*为电力系统等值电抗。

冲击电流最大瞬时值为

冲击电流主要为无功电流分量,它所产生的电动力对发电机电机绕组有影响,由于并列操作为正常运行操作,冲击电流取不大于.1 0~.20倍发电机额定电流ign*。

式中,ign*为发电机额定电流标么值,取.10。

将式(2)代入式(3)整理得:ΔU*≤(0.091 4~0.182 8);ΔU≤(9.14%~18.28%)。

2)合闸相角差

设并列合闸时,发电机电压Ug等于系统电压Us、发电机频率fg等于系统频率fs、合闸瞬间存在相角差δ。这时发电机为空载状态,电动势即为端电压并与系统电压相等,则冲击电流的有效值为

式中:X"q*为发电机横轴超瞬变电抗;E"q*为发电机横轴超瞬变电动势,取为电压差标么值。

当相角差较小时,冲击电流主要为有功电流分量,说明合闸后发电机与系统立刻交换有功功率,使机组联轴受到突然冲击,对机组和系统都是不利的。为了保证机组安全运行,一般将有功冲击电流限制在较小值。参照式(2),求出其冲击电流最大瞬时值,冲击电流hmi"取不大于0.1倍发电机额定电流gni*。

将式(2)代入式(5)整理得:ΔU*≤0.091 4;ΔU≤9.14%。

3)频率不相等

设待并发电机并列合闸时,发电机电压Ug等于系统电压Us、频率不相等,即gf≠fs。这时断路器两侧电压差Uc为正弦脉动电压,对Uc可简化描述为:

式中:2Umax为正弦脉动波的最大幅值;为滑差角频率;为相位差。

由式可知,相角差是时间的函数,可见并列合闸时合闸相角差与发出合闸脉冲的时间有关。在自动同期装置合闸脉冲发出后,经过断路器的固有合闸时间,断路器主触头接通的瞬间,合闸相角差应正好为零;但实际上由于存在各种误差,主要为自动同期装置合闸脉冲输出误差、断路器固有合闸时间误差等影响,使得合闸相角差不为零,在不大于发电机最大允许角δyx情况下,还是允许并列合闸。δyx的大小是根据发电机允许承受的冲击电流确定的(已给定,由将式(4)代入式(2)整理得

式中,qE"*取05.1,是考虑并列时电压有可能超过额定电压值的%5。

发电机组的最大允许滑差为ωyx由式(8)确定

3 同期闭锁继电器动作行为分析

设同期闭锁继电器的动作电压为Uop,对应的相角差为δop;返回电压为Ure,对应的相角差为δre;返回系数取Kre=0.8;继电器动作时间为top。继电器动作方程为:

1)频率不相等时

将发电机最大允许滑差、断路器的固有合闸时间(tdl=top)代入式(10),得

在top这段时间内继电器的常闭触点是闭合的,如果top大于tdl,则发电机断路器合闸成功且对合闸冲击电流在允许范围内;如果top小于tdl,则继电器不动作,断开发电机的合闸回路。

2)电压幅值差

由式(3)的结果:ΔU*≤(0.0914~0.1828);ΔU≤(9.14%~18.28%),代入式(9)得

3)合闸相角差

由式(5)结果:ΔU*≤0.0914;ΔU≤9.14%,代入式(9)得

4 整定计算值的确定

1)通过分析计算,求取三种并网状态下继电器动作方程解的全集,即

,考虑误差等因素,最终取。

2)将并网冲击电流瞬时值限制在1.0~2.0倍发电机额定电流ign*以下,为同期闭锁继电器整定的基本原则。

5 总结

综上所述,待并系统两侧电气量的电压幅值差、频率差、相角差的允许范围,都是以发电机组本身所能承受的冲击电流来确定的,同期闭锁继电器的启动值的整定更是以上述结论为依据而确定的。我们应当看到三种同期并列状态其实质都是在电气一次系统中产生了电压差,而同期闭锁继电器正是通过测量、比较待并系统两侧电压差而动作的,进而将并列时产生的冲击电流对发电机组产生的影响降至最低。

摘要：为防止发电机非同期并列,在选用性能优良的微机自动准同期装置的同时,还应采用在发电机主断路器的合闸回路中串接同期闭锁继电器常闭辅助触点的方法。简要分析发电机的同期并列条件,从减小发电机组同期并列时冲击电流对机组轴系损伤为切入点,结合电磁型同期闭锁继电器的工作原理和动作特性,对电磁型同期闭锁继电器的动作方程进行计算求解,得出电磁型同期闭锁继电器闭锁合闸角的定值整定范围为20°～40°。

关键词：发电机,非同期,冲击电流,同期闭锁继电器,滑差,整定计算

参考文献

电磁炉主谐振电路研究与功率控制篇2

由电力电子电路组成的电磁炉（Inductioncooker）是一种利用电磁感应加?原理，对锅体进行涡流加热的新型灶具。由于具有热效率高、使用方便、无烟熏、无煤气污染、安全卫生等优点，非常适合现代家庭使用。电磁炉的主电路是一个AC/DC/AC变换器，由桥式整流器和电压谐振变换器构成，本文分析了电磁炉主谐振电路的拓扑结构和工作过程。

图1

当电磁炉负载（锅具）的大小和材质发生变化时，负载的等效电感会发生变化，这将造成电磁炉主电路谐振频率变化，这样电磁炉的输出功率会不稳定，常会使功率管IGBT过压损坏。针对这种情况，本文提出了一种双闭环控制结构和模糊控制方法，使负载变化时保持电磁炉的输出功率稳定。实际运行结果证明了该设计的有效性和可靠性。

(本网网收集整理)

1 电磁炉主电路拓扑结构与工作过程

1．1 电磁炉主电路拓扑结构

电磁炉的主电路如图1所示，市电经桥式整流器变换为直流电，再经电压谐振变换器变换成频率为20～30kHz的交流电。电压谐振变换器是低开关损耗的零电压型（ZVS）变换器，功率开关管的开关动作由单片机控制，并通过驱动电路完成。

电磁炉的加热线圈盘与负载锅具可以看作是一个空心变压器，次级负载具有等效的电感和电阻，将次级的`负载电阻和电感折合到初级，可以得到图2所示的等效电路。其中R＊是次级电阻反射到初级的等效负载电阻；L＊是次级电感反射到初级并与初级电感L相叠加后的等效电感。

1．2 电磁炉主电路的工作过程

电磁炉主电路的工作过程可以分成3个阶段，各阶段的等效电路如图3所?。研究一个工作周期的情况，定义主开关开通的时刻为t0。时序波形如图4所示。

图4

1.2.1 [t0，t1]主开关导通阶段

按主开关零电压开通的特点，t0时刻，主开关上的电压uce=0，则Cr上的电压uc=uce－Udc=－Udc。如图3（a）所示，主开关开通后，电源电压Udc加在R＊及L＊支路和Cr两端。由于Cr上的电压已经是－Udc，故Cr中的电流为0。电流仅从R＊及L＊支路流过。流过IGBT的电流is与流过L＊的电流iL相等。由图3（a）得式（1）。

可见，iL按照指数规律单调增加。流过R＊形成了功率输出，流过L＊而储存了能量。到达t1时刻，IGBT关断，iL达到最大值Im。这时，仍有uc=－Udc，uce=0。iL换向开始流入Cr，但Cr两端的电压不能突变，因此，IGBT为零电压关断。

1.2.2 [t1，t2]谐振阶段

IGBT关断之后，L＊和Cr相互交换能量而发生谐振，同时在R＊上消耗能量，形成功率输出。等效电路如图3（b）及图3（c）所示，我们也将其分为两个阶段来讨论。波形如图4中的iL和uc。

由图3(b)、图3(c)的等效电路可得到式（3）方程组。

L＊(di/dt)＋iLR＊＋uc=0

Cr(duc/dt)=iL （3）

由初始条件iL(t1)=Im，uc(t1)=－Udc，

解微分方程组式（3）并代入初始条件，可得下列结果：

IGBT上的电压

式中：δ=R*/2L*为衰减系数；

φ是由电路的初始状态和电路参数决定的初相角；

β是仅由电路参数决定的iL滞后于uc的相位角。

由上面的结果可以看到，当IGBT关断之后，uc和iL呈现衰减的正弦振荡，uce是Udc与uc的叠加，它呈现以Udc为轴心的衰减正弦振荡，其第一个正峰值是加在IGBT上的最高电压。首先是L＊释放能量，Cr吸收能量，iL正向流动，部分能量消耗在R＊上。在t1a时刻，ω（t－t1a）=?＋β，iL=0，L＊的能量释放完毕，uc达到最大值Ucm，于是，IGBT上的电压也达到最大值uce=Ucm＋Udc。这时Cr开始放电，L＊吸收能量，当ω(t－t1)=φ时，uc=0，Cr的能量释放完毕，L＊又开始释放能量，一部分消耗在R＊上，一部分向Cr充电，使uc反向上升，如图4所示。

然后，Cr开始释放能量，使iL反向流动，一部分消耗在R＊上，一部分转变成磁场能。在uc接近0之前，ω(t－t1)=φ＋2β之时，iL达到负的最大值。当ω(t－t1)=π＋φ时，uc=0，Cr的能量释放完毕，转由L＊释放能量，使iL继续反向流动，一部分消耗在R＊上，一部分向Cr反向充电。由于Cr左端的电位被电源箝位于Udc，故右端电位不断下降。当ω(t－t1)=ω(t2－t1)，即t=t2时，uc=－Udc，uce=0，二极管D开始导通，使Cr左端电位不能再下降而箝位于0。于是，uc不再变化，充电结束。但是，L＊中还有剩余能量，iL并不为0，t2时刻iL(t2)=－I2。这时，在主控制器的控制下，主开关开始导通。因此，是零电压开通。

1.2.3 [t2，t3]电感放电阶段

如图3(d)所示，可得方程：L＊＋iLR＊=Udc初始条件为：iL(t2)=－I2。

解此微分方程并代入初始条件，可得：

L＊中的剩余能量，一部分消耗在R＊上，一部分返回电源，iL的绝对值按指数规律衰减，在t3时刻，iL=0，L＊中的能量释放完毕，二极管自然阻断。在uc=－Udc即uce=0时，主开关已经开通，在电源Udc的激励下，iL又从0开始正向流动，重复[t0，t1]阶段的过程。

2 仿真与实验波形

主谐振电路仿真波形如图5所示，实验波形如图6所示，试验参数为：L=144μH，C=0.27μF。

3 功率控制

通过上面的分析我们可以看到当负载变化，也就是锅具的等效电感和电阻变化时，电磁炉的谐振频率会发生变化，电磁炉的输出功率会不稳定，实验测得不锈钢锅和铁锅功率可以差别300W，为此，我们采用模糊控制技术来控制电磁炉的输出功率，取得了满意的效果。图7是电磁炉的控制结构图。图8是电磁炉模糊控制器的结构图，控制器的输入分别为给定功率与输出功率的误差信号X和误差的变化量Y。为了提高实时响应速度，采用控制表方式的模糊控制器。

4 结语

平面控制网闭合导线连接角的处理篇3

【关键词】闭合导线；连接角误差；精度分析

1.闭合导线及其特殊的连接角

导线测量是建立国家基本平面控制方法之一。导线测量在城镇、工厂、矿山等建筑密集的地方建立图根控制时，应用非常广泛。导线测量与其它地形控制比较，其主要优点是布置起来比较灵活。在平坦而隐蔽的地区以及城市和建筑区，布设导线具有很大的优越性。但是导线测量也存在一些缺点，其中比较突出的就是量边效率低以及精度差是制约导线测量发展、应用的主要因素，随着测距仪、全站仪等高精度仪器的应用，导线测量的应用有了很大的发展。根据不同的情况和要求，导线常布设成附合导线、闭合导线、支导线、结点导线等形式。其中，又以附合导线和闭合导线最为普遍。如图1所示，闭合导线起始于控制点（A），经各导线点后，又回到控制点（A），组成闭合多边形。β0（或βA）称为闭合导线的连接角（图1）。

在对闭合导线进行精度评定和探求提高导线点的点位精度时，人们有时只考虑到了提高观测角、观测边的精度，控制角度闭合差和坐标闭合差，以及平差计算的手段等几方面，忽略了连接角的处理。

闭合导线的连接角有其很明显的特殊性。从来源来看，连接角也是观测角，但从它对导线点的坐标的影响来分析，连接角又发挥着起算数据般的影响。根据闭合导线图形条件的不同，连接角误差的影响更强烈。连接角这种介于起算数据和观测值之间的特性，使人们在考虑提高闭合导线精度时忽略了它，进行平差计算时又忘了它。

2.连接角误差对闭合导线点坐标的影响

本文只分析连接角的影响，不考虑测角、测边及起算数据误差的影响。如图2所示，连接角β0的误差为△β，由于它的影响，使整个闭合导线环以A为圆心，旋转了一个△β角。各导线点产生的点位位移为：

di=Lisin△β （1）

对导线点坐标的影响为：

dxi=dicosɑɑi （2）

dyi=disinɑɑi （3）

式中，Li为i点到起始控制点的距离；ɑɑi为Ai方向的坐标方位角。

当ɑɑi=00或1800时，dyi=0， dxi=di。

当ɑɑi=900或2700时，dyi=di，dxi=0 。

例如：L=400m时，用J2级经纬仪测角时连接角的误差为：