补偿式调压范文

补偿式调压范文（精选7篇）

补偿式调压 第1篇

江西省安福县供电有限责任公司110 kV苍坑变有主变压器1台, 容量为40 000 kVA。变电站原有10kV固定式无功补偿装置1套, 容量为6 000 kvar, 改造前10 k V平均功率因数为0.87。经过技术和效益对比分析后, 该公司于2011年6月在110 kV苍坑变原有10 kV固定式无功补偿装置基础上加装了1套调压式无功补偿装置, 改造后的功率因数已经较为平稳, 平均功率因数达到0.98以上。

2 调压式无功补偿装置特点

调压式无功自动补偿成套装置适用于35～500 kV电压等级的变电站无功补偿, 装设于6～35 kV母线上, 小容量设备也可以装设于柱上, 对放射性馈线线路进行分段补偿, 特别适用于农网变电站新加无功补偿设备以及旧站无功补偿装置的改造。

新加无功补偿设备若采用调压式无功补偿装置, 可以实现变电站无功的适时适量调节, 同时由于电容器在调节过程中不脱离电网, 彻底避免了在投切电容器组时的操作过电压和涌流问题。电容器组运行电压长期低于其额定电压, 有效保证了电容器的使用寿命在10年以上。同时, 有力地保障了系统安全运行。

旧站无功补偿装置若采取分组方式改造, 则需要重新采购电容器分组补偿设备, 原有电容器报废。而采用调压式无功自动补偿改造, 则只需在原有电容器前串接1台自耦变压器, 增加1台控制屏即可, 改造工作量小、成本低、占地少、成效快。不仅补偿效果好于分组方式, 而且原来的电容器设备也可以得到完全利用。

3 110 kV苍坑变调压式无功补偿装置效益分析

3.1 技术效益分析

根据2010年和2011年6～9月变电站数据对比分析, 有功电能量和功率因数明显提升, 电压合格率有效提高, 如表1所示。

3.2 经济效益分析

3.2.1 实现110 kV线路有效降损

无功补偿装置投入后, 线路所带负荷平均有功为15 000 kW, 无功为4 200 kvar。无功补偿装置投入前主变压器二次侧的功率因数为0.87, 投入后主变压器二次侧的功率因数为0.98。110 kV主供线路为110 kV大苍线, 导线型号为LGJ-185 (每千米电阻为0.159 2Ω) , 长度为22.7 km, 则该条线路的电阻为

补偿前电流为

补偿后电流为

110 kV线路年损耗降低

3.2.2 实现主变压器降损

主变压器容量为40 000 kVA, 额定电流IN为209.95 A, 短路损耗△Pk为210 kW, 改造前后主变压器损耗△P1, △P2分别为

则主变压器年损耗降低

3.2.3 自耦变压器损耗增加

自耦变压器的负载损耗约为6 kW, 则年损耗

3.2.4 电容器寿命延长

原电容器容量6 000 kvar, 单价30元/kvar, 使用寿命5年, 更换后电容器寿命延长至10年, 按此计算折合至每年电容器的成本降低了18 000元, 即

3.2.5 直接经济效益

(1) 年节约电能量折合人民币110 277.86元, 即

(2) 投资费用B为298 000元, 投资回收年限为2.70年, 即

补偿式调压 第2篇

由于水压式沼气池具有结构合理、受力均匀、施工方便、坚固耐用、使用方便、建筑材料来源广泛、造价较低等特点,因此比较适合我国农村经济水平。但是由于其气压反复变化,并且变化范围较大,不利于沼气灶或灯具等的使用[1]。虽然浮罩式沼气池气压平稳,但是浮罩式沼气池建池成本较高,比同容积的水压式沼气池增加30%以上,且占地面积大[2],因此对水压式沼气池进行优化设计,提高其调压性能,利于沼气的推广使用。

水压式沼气池池内压力主要由水压间来调节。水压间的作用有3个:贮存产气后被排出发酵间的发酵液;增加池内沼气压力;兼作出料和搅拌的通道[3]。因此,对水压间的设计就变得非常重要。本文根据沼气池标准图集GB/T 4750-2002的要求,以常用8m3圆筒形为例,对沼气池单级调压水压间和双级调压水压间做理论分析,指出双级调压水压沼气池更利于沼气的推广使用[4]。

1 计算模型的构建

1.1 设计假设

沼气池池内上层料液为浓度很低的清液,可以认为上清液的密度是1000kg/m[5,6]。由于沼气池内压力变化对液体的沼气溶解率影响很小,可以认为不受影响。沼气池的发酵间和贮气间的容积为[7]

式中V1发酵间容积(m3);

V2贮气间容积(m3);

V沼气池净空总容积(m3)。

在温度不过低(热力学温度不低于253K)、压强不过高(压强不超过20MPa)时,常用气体的密度、压强和温度三者之间的关系符合理想气体状态方程[8]。

1.2 计算方程的建立

两种水压式沼气池示意图如图1所示。

沼气池内压力为大气压时的液面定为零压面,即Z0=0;当沼气池压力不为大气压时,把贮气间液面变化设为Z1,水压间的液面变化为Z2。

式中ΔZ沼气池内液面与水压间液面高度差(m);

Zm主要包括由沼气池和水压间池壁所引起的水头损失,把沼气池作为一个静态系统考虑,可认为Zm=0。

由于压力变化造成液体体积变化可以忽略不计,所以贮气间液体体积变化量ΔV1等于水压间液体体积变化量ΔV2,即ΔV1=ΔV2。

2 水压式沼气池调压性能设计

根据国家户用沼气池标准图集GB/T4750-2002,8m3圆筒形沼气池尺寸为:f1/D=1/5,f2=1/8,H=1.0m。计算可得:R=1.33m,f1=0.53m,f2=0.33m;r=(R2+f12)/2f1=1.93m。其中,f1为池盖部分矢高(m);f2为池底部分矢高(m);D为主池直径(m);R为主池半径(m);r为池盖曲率半径(m)。

当满足发酵工艺要求和正常使用管理的条件下,每立方池容平均日产气量为0.20 m3～0.40m3,水压间的有效容积为日产气量的50%。为计算水压间的最小有效容积,取水压间的有效容积为0.80 m3[4]。水压间的有效容积可通过溢流管口高度的设置来进行控制。

2.1 单级调压水压式沼气池调压性能

当Z0=0,液面距沼气池圆弧顶部距离h=0.43m,设计单级调压水压间的尺寸为1m1m0.67m,V2=24/23=1.04 m3。水压式沼气池的设计气压以3.9～7.8kPa(40～80mmH2O)为标准[1]。当贮气室的气压为3.9kPa时,Z1+Z2=0.40。

计算可得:V2*=V2+ΔV1=1.37 m3,Vs1=1.43m3。其中,V2*为贮气间变化时容积(m3);Vs为贮气间的沼气换算成标准大气压下的气体体积(m3)。

同理可计算得:贮气室气压为7.8kPa时,贮气量Vs2=1.84m3。

2.2 双级调压水压式沼气池调压性能

双级调压式水压间水平截面确定时,第1级水压间要能满足使水压能够迅速提高到3.9kPa的要求,在满足我国高身材男性能够在此受限空间正常工作的条件下,取L2=0.69m,长为1m[9]。计算可得:Vs3=1.33m3,Z2=0.35m。

当水压达到3.9kPa时,沼液向双级调压水压式沼气池的第2箱溢流。在沼气池建设中,通常修建一面12mm的单墙作为挡板,挡板高度为距零压面35mm。为了便于比较,设计双级调压水压式水沼气池与单级调压水压式沼气池水压间有效容积相同。因此,双级调压水压间的尺寸为1.10m1m0.67m。

2.3 两种沼气池调压性能比较

根据以上条件,设水压间和沼气池内液面差值为k(即贮气间内沼气压力),即Z1+Z2=k(0k7.8kPa),可以得出两种水压间调节贮气间内沼气压力k与贮气量Vs的函数关系式。

2.3.1 单级调压水压间沼气压力k与贮气量Vs的函数关系

1)当0

2)当41.6

2.3.2 二级调压水压间沼气压力k与贮气量Vs的函数关系

1)当0

2)当ΔV1=0.242～0.343m3,40k41.8时。

3)当41.8

4)当60

用Matlab7.0可绘出两种调压水压式沼气池贮气间沼气压力k与贮气量Vs的函数关系曲线图,如图2所示。

由图2可以看到,对于8m3沼气池,要使池内气压达到3.9kPa,使沼气达到使用要求,单级调压水压式沼气池贮气间的贮气量需达到1.43m3,而双级调压水压式沼气池贮气间的贮气量只需达到1.33m3,与单级调压相比,贮气量降低了7.0%。当池内气压在正常使用范围内时(3.9～7.8kPa),单级调压水压间调节贮气间的贮气量的范围在1.43～1.84 m3之间;双级调压在1.33～1.87 m3之间。与单级调压相比,调压范围提高了31.7%,且当贮气量在1.33～1.44 m3时,贮气间的压力基本维持稳定不变,当贮气量大于1.44 m3后,调压能力也比单级明显。

3 结论与讨论

1)双级调压水压式沼气池较单级调压水压式沼气池调压效果好。当沼气池内压力在0～3.9kPa之间时,前者单位体积贮气量变化所引起的压力变化较后者明显;当池内压力在3.9～7.8kPa之间时,前者单位体积贮气量变化所引起的压力变化较后者平稳,便于沼气的正常使用。

2)在沼气池设计时,当双级调压水压式沼气池的第1级在满足人下到沼气池中完成正常操作时,可尽量把横截面积尺寸尽量设计小些;第2级在设计时可根据具体情况把横截面积尺寸尽量设计大些,尤其是第2箱的尺寸设计大些,可以把贮气间的气压稳定在一个很小的范围内,而贮气量变化在较大的范围内。对于沼气池容积不大的沼气池,可以设计为双级调压水压式沼气池,替代浮罩式沼气池。

3)在修建相同规模的水压式沼气池时,双级调压水压间体积较单级调压小,8 m3双级调压水压间体积比单级调压少23.5%。双级调压水压式沼气池的第1级水压间的有效高度的确定是一个关键的环节,如果选择过高或过低,都会影响沼气的正常使用。对沼气池进行科学的设计是沼气正常使用的前提。

摘要：以8m3圆筒形沼气池为例,设计气压为3.9～7.8kPa(40～80mmH2O),对双级调压水压式沼气池的气压与贮气量的关系进行了研究,并用Matlab7.0进行处理。结果表明:在水压间有效容积相同的情况下,当沼气池内压力在0～3.9kPa之间时,双级调压水压式沼气池单位体积贮气量变化所引起的压力变化较单级明显;当池内压力在3.9～7.8kPa之间时双级单位体积贮气量变化所引起的压力变化较单级平稳,且水压间的体积较单级小,双级调压水压式沼气池更适合于沼气的推广利用。

关键词：沼气压力,水压间,贮气量

参考文献

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补偿式调压 第3篇

关键词：牵引变电站,有载调压,无功补偿

0 引言

牵引变电站的供电对象是电力机车,由于电气化铁路电力机车是大功率单相整流负荷,产生的负序谐波较大,导致牵引供电网络的功率因数降低,给电力系统带来了不良影响[1]。提高电气化铁路牵引供电系统的电能质量,最有效的措施就是提高铁路牵引变电站的功率因数[2,3],进而减少电力系统的电能损耗。由于电力机车大多采用单相交-直流型的电力传动系统,运行时具有随机波动大、非线性等特征,导致牵引变电站的功率因数低、谐波含量大。为了提高牵引变电站的功率因数,就必须要对牵引供电系统进行无功功率补偿[4,5]。因此,研究一种既能提高电能质量,又不大幅增加投资的牵引变电站无功补偿方案,是十分必要的。

基于此,本文系统地介绍了电气化铁路牵引供电系统的负荷特性,从而说明对牵引供电系统进行无功补偿的必要性,对铁路牵引变电站原有的并联固定电容器无功补偿方法进行改进,即在变电站27.5 kV牵引侧通过有载调压变压器耦合电容器组来补偿牵引供电系统的无功功率。在仿真软件Matlab的Simulink环境下搭建了系统仿真模型,同时在负载连续改变的情况下做了仿真实验,验证了该方案是一种非常有效的无功补偿方案。

1 牵引供电系统的负荷特性分析

电气化铁路具有速度快、运输能力强、供电距离长、环境污染轻、牵引性能好等优点。但是,在一些线路,尤其是重载线路的运营中经常发生运缓、坡停、跳闸等现象,严重影响铁路的正常运行。电力机车在运行时,无功功率变化迅速,电压波动大,也严重影响公用电网的电能质量,此外又由于电力机车司机操作的差异,自然环境影响等因素,使得牵引负荷具有动态波动大、谐波含量大、功率因数低、产生负序电流等特点[6,7]。

牵引负荷的功率因数一般认为是0.80～0.85左右,在加上牵引网阻抗,牵引变压器的影响,使得牵引供电系统高压电源侧的功率因数只有0.75～0.79,不能满足国家相关标准的要求。在线路上造成的电压损耗和无功功率损耗,其近似计算公式如公式(1)所示:

由公式(1)和(2)可知,在功率因数不太高的情况下,无功功率项大于有功功率项。因此通过动态无功补偿使得无功功率项接近零,可大大减少线路的电压损耗和有功功率损耗,另外电压的提高能进一步减少有功功率的损耗,从而使牵引供电系统的电压质量和能源利用效率显著提高。

2 典型牵引变电站运行数据分析

2.1 牵引变电站接线方式及无功补偿情况

牵引变电站的主变压器采用的接线方式较多,常用的有:单相V-V接线方式;将两台变压器接成T型接线,也称为Scott接线;平衡变压器接线等。

以平衡变接线方式为例[8],该牵引变压器原边情况与普通三相YNd11接线变压器原边情况完全相同。其主要特点是通过副边绕组三角形接线的结构和阻抗的改变实现将三相对称电压变换成两相对称电压,如图1所示。即在非接地相改设两个外移绕组aα、bβ,内缩三角形接线的一角c与轨道、接地网连接,α、β两端分别接到牵引侧两相母线上,由两相牵引母线分别向两侧对应的供电臂牵引网供电。为了研究实际牵引变电站的无功补偿效果,调研了大秦铁路上的某一个牵引变电站的无功补偿装置应用情况,对该牵引站的电压、电流波形及功率因数进行了现场检测,测量仪器采用DXC-2电力谐波测量仪。该牵引站的主变压器采用平衡变压器,容量为31.5 MVA,变比为110(1±2.5%)/27.5 kV。该变电所在27.5 k V侧母线配备了无功补偿装置。其中供电臂α重载,为固补加动补方式,投切均采用机械开关,固补容量为4 Mvar,动补有3组,工作电压为6.3 kV,每组容量1.1 Mvar,通过27.5/6.3 k V变压器耦合到供电臂;供电臂β轻载,为固补方式,容量1.8 Mvar,如图2所示。

图3为记录的1 h内牵引站27.5 kV母线α相的无功功率。

由图3可以看出,α相消耗的无功功率大范围波动,并且存在多个峰值。原因在于线路上的列车在不同的工况间进行非同步切换,造成牵引负荷急剧变化。

2.2 牵引变电站无功补偿基本要求

按照牵引网的特点,牵引变电站无功补偿设备并联在供电臂上,工作电压为27.5 kV,单相。此外,供电臂的负荷为电力机车,为感性负荷,无功补偿设备只需要对感性无功补偿就可以了。对牵引变电站无功补偿设备的基本要求有:补偿后功率因数不低于0.95;无功补偿装置应能根据负荷状态的变化进行快速的实时调节控制,对随机频繁的冲击阶跃动态负荷进行跟踪补偿;补偿后母线电压波动不高于2%;具有抗谐波能力,在谐波严重的环境下工作不出现误动作情况,确保设备安全。

3 动态有载调压耦合无功补偿装置设计

3.1 动态有载调压原理

在额定电压下,电容器发出的无功功率为:

其中ω为角频率;Un为电容两端电压。

由公式(3)可以得知当电容器的运行电压高于Un时,电容器的无功输出功率大幅度地增加。由于电压的升高,电容器的工作电流也正比于电压而升高。电容器的介质损耗也大大地增加。二者均引起电容器的发热,当运行电压超过允许值时,电容器的平衡状态被破坏而导致电容器的损坏。此外,高电压运行将会使电容器介质老化而缩短电容器的寿命,为此国标GB/T 12747.1-2004规定“电容器运行中承受的额定电压1.1倍的工频过电压,最大持续时间为每24 h中8 h”。此外,由公式(3)可知,电压波动对电容器发出的无功功率也会产生影响,比如电压下降10%,电容器发出的无功功率将会下降19%。因此,在不影响电容器耐压的前提下,通过电压调整,可以改变电容器补偿的无功功率。而且,由于补偿的无功功率与端电压平方成正比,较小的电压变化范围可以得到较大的补偿无功功率变化范围。所以,无触点动态有载调压方式起到两个作用,分别为:调整补偿电容器电压,防止电容器因电压过高而损坏;通过改变补偿电容器电压改变输出无功功率。

3.2 动态有载调压变压器模型

根据变压器的电压平衡方程式和磁动势平衡方程式,可以得到变压器的T型等效电路,它能准确的反应变压器运行时的物理情况。T型等效电路如图4所示。在图4中,L1为变压器一次侧等效漏电感;R1变压器一次侧等效电阻,u1为变压器一次侧的电压;i1为流过变压器一次侧的电流;k为变压器原边和副边的绕组变比;k2L2、k2R2为变压器二次侧等效到一次侧的漏电感和电阻,u2为变压器二次侧的电压;i2为流过变压器二次侧的电流;Lm、Rm为变压器的励磁电感、电阻;ZL为变压器二次侧所带的负载。

在进行电压调整之前,一般外部电源电压能保持相对稳定。通过短路实验,能够测得变压器一、二次侧的等效漏电阻和漏电感的数据,当调压前后的变比、调压绕组数目的变化已知时,这些数值要相应地做同比例的修改。而负载的等效电阻和电感可以由实验测到的数据,经由二次侧电流和电压计算获得,并且设定在调压过程中负载不发生改变。

3.3 容量及调压范围设计

按图3中的牵引站α臂的无功功率变化曲线可知其无功功率缺额最大约为7Mvar(不计瞬时冲击),最小约为3 Mvar。按额定7 Mvar容量配电容,需补偿的无功功率范围为(42.8%～100%)Qn,由公式(3)知电压变化范围为(65.4%～100%)Un,设计中电压变化范围取(60%～100%)Un,级电压,单方向调压级数为10级。设晶闸管耐压的约束条件仍为不允许超过5倍级电压。

无触点动态有载调压无功补偿装置如图5所示。

其中图5 a)为无功补偿设备原理图,图中有载调压变压器的额定变比为27.5/27.5 kV,变压器二次侧负载为电容,通过调压改变电容电压,从而改变补偿的无功功率大小。调压绕组在变压器二次侧,主绕组对应80%Un,5个调压绕组分别对应2%Un、4%Un、8%Un、2%Un和4%Un,如图5 b)所示。

无触点动态有载调压无功补偿装置的工作过程是:(1)根据采集的牵引站供电臂电压电流数据计算出供电臂的无功功率缺额;(2)由于采用的是有级无功功率补偿,要根据无功功率缺额找出最接近的数值,并要求补偿后的功率因数不低于0.95,确定是否需要调压;(3)确定调压过程,生成调压步骤。

4 实例仿真

本文以某典型牵引变电站为例进行仿真验证。现根据现场得到的牵引变电站供电臂的电流、电压数据,仿真无触点动态有载调压无功功率补偿装置的工作过程。为便于分析,作以下近似处理:(1)供电臂上通行的电力机车数目、电力机车的运行工况(加速、减速、惰行)等使得供电臂的电压大小、无功功率等电气量随时无规律变化。为简化起见,假设无功补偿过程中供电臂电压为额定电压,并且补偿无功功率前后不变;(2)测量仪器每隔1 s采集一次供电臂的电压电流瞬时数据,可计算出无功功率缺额大小。在两次采集间隔,近似认为无功功率缺额不变;(3)规定只有当无功功率缺额在30 ms(约1.5个周期)均满足调压补偿无功功率条件时,才进行无功补偿。

如图6所示为固定电容无功补偿时α相1 h内的功率因数变化情况,可见虽然平均功率因数高达0.92,但瞬时功率因数可能低于0.5。现有无功补偿设备无法对随机频繁的冲击阶跃动态负荷进行跟踪补偿,往往不是欠补就是过补。

对牵引站现场数据分析可知,在采用固定电容无功补偿的情况下,无功补偿效果并不理想,会出现瞬时功率因数低、轻载时过补偿等问题。因此,针对铁路供电臂的无功补偿,必须采取动态补偿措施。

无触点动态有载调压无功补偿过程中的电气量变化情况如图7所示,图7中自上而下分别为1 h(3 600 s)内无功功率、补偿电容承受电压(即有载调压变压器输出电压)和补偿后的功率因数变化情况。其中无功功率变化情况图中有两条曲线,上方一条为补偿之前的无功功率变化曲线,下方一条为补偿后的,由图中可以看出补偿后的无功功率不仅在数值上大幅减少,而且变化幅度也明显变小。有载调压的动作条件是按现有的补偿容量功率因数低于0.95才调整,而不是每次都要求功率因数接近1,这样大大降低了有载调压次数,本例中的调压次数为259次。与图6所示的功率因数相比,补偿后的功率因数波动幅度也明显减小。图7中a处功率因数为0.902,为考虑经济性时无功功率冲击引起的瞬时功率因数超标,这对无功补偿效果影响很小。

5 结语

针对电气化铁路牵引负荷的特点,提出了对传统的固定电容补偿无功功率的改进方案,即采用动态有载调压耦合无功补偿的方案。仿真结果验证了本文所提方法的有效,并得到以下结论:(1)在考虑无功功率“返送正计”的情形下,采用动态有载调压耦合无功补偿装置可有效地提高既有变电站(或新建变电站)的功率因数。(2)在满足提高功率因数的基础上,变电站合理配置无功补偿装置,对提高变电站的运行电压、功率因数及降低电网变电站运行中的电能损耗将起重要作用。(3)通过理论分析和计算,动态有载调压耦合无功补偿装置能够符合我国电气化铁路变电站使用要求,对综合治理牵引供电系统的问题是有益且可行的。

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岗曲河电站气垫式调压室施工 第4篇

岗曲河水电站为引水式电站, 工程位于云南省迪庆藏族自治州香格里拉县尼西乡境内岗曲河干流上。

气垫式调压室由气室、连接井、调压室交通洞组成。气垫室断面形状选择城门洞形, 气垫式设计尺寸:107.6m16.8m10.4m (长宽高) 。气垫式调压室与引水隧洞通过连接井连接, 连接井兼做施工和检修通道, 初拟底板坡度9.87%。

防漏气设计初步拟定采用双层钢筋混凝土夹钢板的方案, 钢筋混凝土总厚度采用120cm, 钢板安装距开挖边线80cm。调压室边墙、顶拱及端墙布置平衡混凝土内、外压力的系统平压孔。

2 施工方案

1) 边墙和端墙采用两台自行式钢模台车作为施工平台, 同时进行打插筋孔插锚杆、安装钢筋、平压管安装、钢罩焊接、立模板、支撑模板、浇筑混凝土;2) 顶拱部分用1#台车进行打插筋孔插锚杆、安装钢筋、平压管安装, 在2#台车上部架设定型支撑、拱架和模板, 台车和拱架支撑之间安设千斤顶, 进行上下调整, 便于顶拱模板立拆;3) 3#自行式平板台车, 用来运载16t汽车吊进行钢板吊装, 将16t汽车吊固定在平板台车, 3#台车可在1#~2#台车下穿行, 需要移动时只需开动台车。

3 施工方法

3.1 台车设计、制安

气垫式调压室开挖断面为110m18.3m13m (长高宽) , 衬砌后断面为107.6m16.8m10.4m (长高宽) , 需要进行钢筋安装、平压管安装、钢罩安装、混凝土浇筑和模板拆装, 施工相互干扰大, 采用脚手架搭拆施工, 势必影响工程进度。为加快施工进度, 自行设计加工钢模台车, 在气垫式调压室内铺设轨道, 安设1#、2#自行式钢模台车, 台车设计尺寸为10m9m14m (长宽高) , 台车顶部安设栏杆, 满铺马道板, 下部挂设安全网, 台车上设有固定照明, 上下爬梯, 垂直混凝土泵管, 电焊机, 安全警示标志等, 确保施工安全。

因气垫式调压室底板以下设有宽4m, 高0m~7.5m的斜中槽, 吊车无法运行, 设计安装3#自行式平板台车, 将16t汽车吊固定在台车上, 3#台车能在1#、2#台车下自由穿行, 吊车需要移动时, 只需开动3#台车即可。

3.2 混凝土浇筑施工

1) 浇筑方法

在厂区安装JSY1000BH型自动称量混凝土搅拌站, 按设计混凝土等级要求拌制混凝土, 采用4台混凝土搅拌运输车运至浇筑工作面。

将两台HBT60混凝土泵架设在气垫式调压室连接井处 (最后顶拱浇筑将一台混凝土泵调入气垫式调压室交通洞内) , 架设混凝土输送泵管, 泵送混凝土直接进入仓内。

2) 浇筑顺序

边墙浇筑采用自下而上, 自洞口向洞内逐仓浇筑;顶拱采用自气垫式调压室进口向里边逐仓浇筑。

3) 模板工程

浇筑模板采用定型组合小钢模现场拼装, 定型钢架支撑。

边墙模板支撑系统采用内拉外撑形式, 内拉即在系统锚杆上焊拉杆, 外撑是在钢模台车上固定正反丝杠调整支撑钢架加固, 根据分层高度进行组装立模, 混凝土浇筑后模板拆除时, 从下部拆除。为防止混凝土分层之间出现错台, 上部一层模板留下不拆除, 将其作为上一层的底部模板。顶拱圆弧段是在拱肩以下加工一钢平台, 用钢筋加工成弧形拱架, 拱角上约30cm处加工成活动铰接, 模板固定于拱架上, 拱架与平台之间设钢支撑, 支撑架底部与钢模台车顶部安装8个16t螺旋式千斤顶, 升降调节操作, 进行顶拱模板安拆。各分段挡头模板用钢丝网、钢筋加固支撑, 无须拆除, 既快捷又节约。

根据拱架支撑系统, 在浇筑前将支撑钢架校准调整固定好, 侧墙两边同时浇筑;顶拱则先浇钢板下部混凝土, 模板不拆, 再浇钢板上部混凝土。为确保气垫式调压室混凝土的外观质量, 模板采用P3015钢模。

模板支撑系统见图1。

4) 钢筋制安

按照设计图纸钢筋分内、外两层, 分别布置在钢罩两侧。钢罩外侧的钢筋待系统平压钢管安装后, 钢罩安装前施工, 钢筋安装后再进行钢罩安装, 最后进行内侧钢筋安装。内、外层钢筋分别用φ25mm连接筋与钢罩钢板采用点对面360°焊接。接头采用事先将其套丝, 现场套筒连接。

5) 浇筑分仓及方法

气垫式调压室两个端部及侧墙在垂直方向分4层, 长度方向控制18.0m;拱顶浇筑沿长度方向每仓10.0m。

混凝土浇筑时, 将泵管接入到浇筑作业面, 振捣设备采用φ70mm软轴振捣棒和附着式震动器。

边墙浇筑时, 要求钢板内外两侧的混凝土同时均匀上升, 严禁先浇满一侧后再浇筑另一侧, 浇筑结束收仓水平混凝土面低于模板上口5cm~15cm, 避免水平缝出现错台。

顶拱浇筑:待边墙衬砌完毕后, 架立顶拱模板, 混凝土浇筑从两边向顶拱中心对称浇筑。混凝土入仓顺序为先钢罩下部、后钢罩上部;钢板外侧临岩石面的厚80cm混凝土浇筑, 将混凝土泵管伸入浇筑部位, 必要时部分混凝土泵管可埋入仓号内, 施工人员进入仓号内进行振捣作业;钢板下部厚40cm混凝土浇筑, 则在顶拱模板预留好安装混凝土泵管的孔口, 进行垂直或水平封拱。顶拱每隔2m均需预留一个孔口进料, 这样可以保证下料的均匀。在模板上用附着式振捣器进行振捣。

3.3 钢罩制安

气垫式调压室钢罩总长108.4m, 宽11.4m, 高15.7m, 钢罩顶部半径R=6.986m, 圆心夹角109°21'46.8'', 钢板厚度δ=12mm, 材质为Q235C钢板。

根据图纸要求钢罩制造按压力管道和压力容器的技术要求加工, 钢罩焊缝为Ⅱ类, 焊缝超声波探伤为焊缝长度的100%。并在加工厂对钢板进行划线、下料、切割、打坡口、卷压成型、防腐, 之后用汽车运进作业面。

由于气垫式调压室内施工场地狭窄, 高度大, 且底板以下又有一条宽4.0m, 高0m~7.5m的斜坡中槽, 给钢板安装增加了困难。为便于钢板的吊装, 在调压室的底板上设置能在1#、2#钢模台车下穿行的自行式3#平板台车, 将16t汽车吊固定在台车上, 进行钢板吊装。当需要移位时, 吊车不动, 由3#台车载着吊车行走。

墙面钢罩安装:在边墙上按设计尺寸先焊接型钢龙骨架, 钢板单块 (26.4m) 运进调压室后, 用16t汽车吊车吊装并与龙骨架焊接成型。顶拱钢罩安装:因顶拱呈弧型, 弧长13.34m, 用两块钢板对接, 按设计要求加工后, 运至现场吊起, 用顶拱锚杆上挂设的倒链拉住, 调整到位后进行焊接。

4 主要机具设备

主要机具设备见表1。

摘要：气垫式调压室, 是依靠钢筋混凝土夹一层钢板封闭气体。同时, 采用平压系统平衡气室钢筋混凝土外侧水压力和气室气体压力。

关键词：气垫式调压室,台车设计,混凝土浇筑,钢罩制安

参考文献

[1]张晓宏.气垫式调压室过渡过程的计算研究.西安理工大学, 2007-05-01.

纽子水电站圆筒式调压井结构设计 第5篇

关键词：调压室,井筒,底板

扭子水电站位于甘南藏族自治州东部卓尼县境内 (系藏民聚居区) , 距卓尼县县城约20多公里。水资源主要分属黄河流域的洮河。水能资源是卓尼县的一大优势资源, 主要集中在洮河干流上。洮河流经卓尼县境内174km, 境内较大的支流有26条, 均有良好的开发条件。全县水能资源丰富, 洮河干流及其支流的水力资源理论蕴藏量为62.84万kW, 可开发利用24.61万kW, 已开发利用0.9345万kW, 只占可开发量的3.79%, 可见, 该县水力资源开发潜力很大, 其次小水电作为大电网的补充, 在地方工农业生产和人民生活中, 尤其在解决边远无电区通电中发挥了非常重要的作用。因此, 充分利用卓尼县潜在的水力资源, 修建小水电, 可加快电力开发及电力基础设施的建设, 促进卓电县及甘南州经济的发展。可为广大群众提供生活用电, 解决群众生活困难, 同时有利于保护生态环境。

1 工程概况

扭子水电站位于甘肃省甘南藏族自治州卓尼县城上游的洮河干流上, 为一径流引水式电站。引水隧洞长4393.114m, 设计引用流量138.6m3/s, 电站装机容量30MW, 为单一发电工程, 无灌溉、防洪等要求。包括首部引水枢纽、引水建筑物、电站厂房及开关站等。在隧洞末端设置圆筒式调压井。地质为石英砂岩。

2 调压室型式及尺寸

根据初步设计水力计算成果, 调压室采用简单圆筒式, 井筒分为两部分, 高程2586~2608内径18, 外径22m;高程2608~2626内径19m, 外径22m;底板为有孔口的环形板, 厚2.5m。为防止杂物、石块掉入井内, 保护井内正常工作和保证工作人员安全, 井顶设置钢筋混凝土盖板。为了当井内发生负浪时, 不致使调压井内产生真空, 而当井内发生正浪时又不致使井筒内压力升高, 同时便于检修, 做了1.82.6的通气孔兼检修进人孔。

3 计算基本参数

正常蓄水位2604 m, 最高涌浪2623.510m, 最低涌浪2588.310m;衬砌混凝土标号为C25, 弹性模量为2.8104N/m m2, 相应的容重为25KN/m3, 混凝土的轴心抗压设计强度为12.5N/mm2;底板部分为Ⅳ类围岩, 单位弹性抗力系数9Mpa/cm;底板以上不考虑弹性抗力系数。

4 计算基本假定

1) 井筒与底板刚接为一整体, 因井筒的厚度相对于它的直径及高度数值较小, (底板亦然) 故作薄壁圆筒和薄板处理。

2) 由于井筒和岩壁间有摩察力及粘着力存在, 故井筒的垂直变为小, 忽略不计。同样, 井筒自重也不计, 底板的径向变位也不计。

3) 按允许开裂, 限制裂缝宽度设计。

5 荷载组合

因本工程洞底均在地下水位以上, 故外水压力及浮托力均不考虑。可能的荷载组合有一下三种:

1) 附加状况:最高涌浪下的内水压力+岩石弹性抗力+自重;

2) 正常状况:正常运行下的内水压力+岩石弹性抗力+自重;

3) 施工状况:回填灌浆压力+岩石主动压力+自重。

本设计按较危险的附加情况荷载组合进行计算, 对施工状况组合进行校核。

6 内力计算

计算采用PC-1500程序集G-16调压井井筒和底版衬砌内力计算程序计算。计算结果如下:

圆筒最大环向力N=3125.6KN, 最大负弯矩M=596.3k N/m, 最大剪力Q=731.7KN。

底板的径向最大弯矩M=-2091.5KN/m, 井筒轴力N=23948KN。

7 配筋计算

按计算的内力值进行所需钢筋计算, 最后根据实际情况配筋。

1) 井筒:沿井筒取单位高度按矩形断面纵向受拉构件的强度公式计算, 配环向拉筋。沿环向取单位宽度, 按矩形断面受弯构件的强度公式计算, 配纵向钢筋。

2) 底板:沿环向取单位宽度, 按矩形断面受弯构件的强度公式计算, 配径向钢筋。

8 地基处理及其他结构处理措施

1) 灌浆:固结灌浆排距为3m, 每圈23孔, 孔深5m, 灌浆压力为0.6Mpa;

2) 开挖及回填:开挖断面必须保证衬砌厚度, 其超挖部分一定要全部回填砼。

3) 底板与井筒最下面一段必须同时浇筑, 以保证底板与井筒刚接。

4) 在计算未考虑砼干缩应力, 故施工时要加强养护, 出现干缩时立即才取补救措施。

实用的三相斩控式交流调压电路设计 第6篇

随着电力电子技术的不断发展,实现三相交流调压的自藕变压器逐渐被晶闸管取代了[1]。但是这种通过控制晶闸管的导通角来调节三相负载上的电压,实现调压的目的的方法却存在一定的缺点:当电压较低时,电压波形缺口大,使电压谐波分量较大;对电动机负载来说,会使电动机转矩脉动和噪声增加,附加损耗增加,温升过高,对电动机的运行不利[2]。因此,本文提出一种针对Y型接法的三相对称负载,仅采用一只自关断型电力电子器件IGBT作为开关元件而实现的斩控式调压的电路。同时该电路在带感性负载时,通过对连接在负载两端的电子开关控制避免了因负载电流突变使得IGBT易损坏的问题。

1 工作原理

图l所示为三相对称负载(Y接)斩控调压电路原理图。电动机的三相定子绕组U、V、W端分别接在三相供电电源上,X、Y、Z端则分别接到由VD1-VD6六只整流二极管构成三相整流电路的三支桥臂上。整流电路中的共阳极与共阴极两端接有一个自关断型电力电子器件作为开关元件K1。当开关元件K1被触发导通时,整流电路中的共阳极和共阴极两端被短接,整流二极管VD1-VD6导通,感应电动机的三相定子绕组X、Y、Z端短接在一起。三相电源电压施加到感应电动机的三相定子绕组上,感应电动机便工作于自然工作状态。当开关元件K1被阻断时,使整流电路中的共阳极与共阴极两端断路,整流二极管VD1-VD6阻断,感应电动机的三相定子绕组X、Y、Z端断路,三相电源电压不能施加到感应电动机的三相定子绕组上,感应电动机便工作于自由停车工作状态。由于开关元件K1为自关断型电力电子器件,可以通过驱动使开关元件K1工作在一定开关频率下,并通过控制开关元件K1的导通和阻断的占空比,从而达到控制和改变施加到感应电动机三相定子绕组上的电压,使加到电动机三相定子绕组上的电压为正弦电压被斩波后的包络正弦电压,实现调压的目的。

2 触发脉冲的控制方式

当开关元件K1的触发脉冲位置选择不当时,将造成三相负载中各相负载间电压的不平衡,每相负载将产生直流电压分量。为使三相对称性负载所加电压的正、负半周对称而不产生直流分量,采用触发脉冲要与每相电源相电压的过零点进行一次同步的方法,即每60º在一相电源电压过零点时就对触发脉冲进行一次同步。使开关元件K在同步点的触发脉冲频率为650 Hz。开关元件K1的触发脉冲频率可以选择为650N Hz,N取整数。触发脉冲最高频率受IGBT和二极管开关频率的限制。触发脉冲的占空比可调,触发脉冲的最大可调脉冲宽度决定于触发脉冲的频率,当触发脉冲频率为650N Hz时,最大脉冲宽度为60º/N。

3 实验结果

3.1 实验电路及元件参数

二极管VD1-VD6选用快恢复二极管元件,型号为MUR8100(摩托罗拉)。开关元件K1选用IGBT,型号为25N120ANTD。IGBT驱动模块型号为EXB-851。图2所示为实验电路。电路中的三相Y接对称性负载可以是Y接的电阻性负载和感性负载。当负载为感性负载时,与阻性负载相比要多注意两个问题。因为如果感性负载中的电流突变,负载两端会瞬时产生一个很高的冲击电压,该电压会使得与负载相连的器件IGBT击穿损坏。所以为了避免该问题,把感阻性负载两端并联一个电子开关K2。当IGBT关断时,控制电子开关K2闭合使感性负载放电,避免了由于负载两端电流的突变引起的冲击电压。又因电子开关K2和IGBT的开通与关断不能瞬时完成,为避免在此时间内造成的电源短路现象,在IGBT两端设计了保护电路VD-R-C。

3.2 实验结果

实验中IGBT的触发控制频率为300Hz,观察到负载上的电压波形为正、负半周期正弦波中分别被斩波三次后的波形。电压连续可调,图3为实验中用示波器测得的负载上电压为200 V时所拍摄的负载W、Z两端的电压波形和开关元件IGBT两端的电压波形。

4 结束语

本系统仅用一只IGBT实现了对三相对称性Y接负载三相调压的目的。通过对感性负载时,负载两端电流变化率的控制有效地保护了IGBT不被损坏。触发控制频率的选择应为N300 Hz,在IGBT和二极管的开关控制频率允许的情况下,触发控制频率愈高,三相负载上的电压愈接近于正弦波,从而使电压谐波分量减小,减少负载的附加损耗,并且触发控制频率愈高系统响应愈快。本调压电路可适用于三相Y接感应电动机的调压调速、三相Y接电阻炉调压调温等负载应用中。

参考文献

[1]王兆安,黄俊.电力电子技术[M].北京:机械工业出版社,2005.

补偿式调压 第7篇

关键词：变压器,绝缘故障,原因分析,励磁涌流

0 引言

干式移圈式调压器具有环保、防火、清洁易维护、功率容量大、输出电压可连续调节、抗冲击能力强等特点,能较好地满足负载的特殊要求,因此,专门设计了某型干式移圈式调压变压器,并安装了两套。

1 移圈式调压器简介

一套移圈式调压器由12台10 k V/2.4 k V单相调压器组成,每两台单相调压器并联组成一相,三相(共6台)组成一组三相调压器(容量为单套的一半)。两组三相移圈式调压器组成一整套移圈式调压器,一组为星形—三角连接Yd11,另一组为三角—三角形连接Dd0,整套移圈调压器安装于一个基座上。控制系统控制调压电机对两组移圈式调压器同步调压,同时输出电压0~2.4 k V、相位角相差30°的六相电源。

图1为单相移圈式调压器电气原理图。铁芯为单相单柱旁轭式,其有一个上绕组线圈Ia和一个下绕组线圈Ib,两者匝数相等,对称套在铁柱的上下两半部分,反向串联。输出线圈c套在上绕组线圈Ia和下绕组线圈Ib内面,短路可移动线圈K套在上绕组线圈Ia和下绕组线圈Ib及输出线圈c外面,每个线圈均为圆筒式。

2 故障现象及原因分析

2.1 故障现象

2013年7月,发生2#移圈式调压器Dd0的B2高压绕组击穿。同一天,又发生Dd0的C2高压绕组击穿。2014年5月,发生1#移圈调压器Dd0的A1高压绕组击穿。同月,又发生Dd0的B1高压绕组击穿。2014年6月,发生2#移圈调压器Dd0的A2高压绕组击穿。经对故障设备拆分,发现击穿点均在Dd0绕组10 k V高压线圈上绕组上端出风口附近的气道撑条两侧。

2.2 原因分析

在排除电网电压异常、雷电影响和机房环境温度过高等因素后,我们把重点放在了调压器的设计和制造质量上,特别是绝缘耐压、散热等设计指标是否适当[1,2]。

2.2.1 绝缘设计

经查阅该设备技术资料,出厂及现场安装完成后均按照相关标准进行了绝缘耐压测试,测试结果满足要求。

故障发生后,对故障线圈未损坏的绕组部分进行了层间耐压试验和匝间耐压试验,试验电压和试验时间均远超标准,所有试验均通过,说明线圈的绝缘设计无问题。

2.2.2 热设计

Dd0调压器高压绕组采用多股复合导线减小涡流损耗,导线规格冗余较大,在额定容量下,调压器高压绕组的铜损很低,发热量不大。检查故障线圈,表面未发现过热痕迹,说明热设计满足使用要求。

2.2.3 加工工艺因素

影响线圈绝缘性能的主要是线圈导线的绝缘处理、绕制以及绝缘漆真空浸渍等工艺。而工艺问题表现出的故障点应该是分散的,上述5次故障均在几乎相同的位置,所以故障与加工工艺相关度不大。

2.2.4 高压合闸励磁涌流的影响

变压器在空载合闸投入电网时,由于铁芯磁通的饱和及铁芯材料的非线性特性,会产生幅值相当大的励磁涌流,由此可能导致较大的机械应力、电动力冲击、过电压和过电流,从而影响变压器寿命[3]。励磁涌流的大小与变压器短路阻抗、合闸初相角、剩磁大小、绕组接线方式、铁芯结构及材质等因素有关[4]。经计算,励磁涌流最大值为:

每台调压器单元的额定电流为36.7 A,因此过负荷系数为:

对于处于磁场中的导体所受的电磁力可按照毕奥—沙瓦定律的微分形式来确定:

df为作用在处于磁密为B的磁场中电流密度为j、体积为dv的导体元上的力的矢量。力垂直于磁密方向和电流密度方向。对于调压器高压线圈,因为B∝i,j∝i,根据公式(3)可知f∝i2。

由计算分析可知,空载合闸励磁涌流是远超移圈调压器的额定电流的,励磁涌流会对高压线圈产生远超工作负荷的电动力冲击,造成调压器高压线圈与气道条发生挤压形变,该形变会破坏层间、匝间绝缘,导致气道条附近线圈容易损坏,其余层线圈不与气道条直接接触,受力较均匀,不易损坏。

而对于移圈式调压器而言,由于合闸时输出电压处于最低位,动圈处于高压线圈绕组顶部,因此高压线圈上绕组除了承受合闸浪涌电流产生的电动力外,还须承受短路线圈所产生的相互电动力,因此高压线圈上绕组合闸时承受的电动力要远大于下绕组所承受的电动力,上绕组较下绕组更易损坏。

对于Yd11和Dd0高压绕组而言,在合闸时所承受的电动力相当,但由于Yd11高压绕组线圈匝数比Dd0线圈匝数少1.8倍,且导线截面积为Dd0线圈的1.8倍,机械强度较Dd0线圈高,所以损坏的均为Dd0上绕组线圈。

可见,因为任务需要,每天需要进行多次高压投切,高压合闸励磁涌流对调压器线圈的影响的累积效应可能使得承受电动力最大的Dd0上绕组绝缘损坏。

2.2.5 出风口布置的影响

故障点均位于高压线圈出风口附近,存在线圈在出风口附近局部温度过高、长期工作导致线圈局部绝缘加速老化的可能性。由于高压静电吸附作用,空气中的粉尘颗粒易在出风口堆积。高压线圈在反复承受合闸励磁涌流产生的电动力冲击的情况下,可能导致绝缘漆开裂,而堆积在此处的粉尘颗粒能破坏绝缘并加速绝缘失效。

2.2.6 小结

根据以上分析,故障发生的原因主要有两个方面:(1)调压器长期频繁投切分合闸引起的励磁涌流是故障的主要诱因。(2)调压器线圈在出风口附近局部温度过高,长期工作可能导致线圈局部绝缘加速老化。

3 改进措施

3.1 减少因频繁操作产生的合闸励磁涌流冲击对设备的损害

在调压器10 k V进线端增加高压启动限流电阻柜,以限制合闸时调压器的励磁涌流。

3.2 加强线圈的绝缘和机械强度,提高抗冲击能力

对制作新的Dd0高压线圈注意:(1)加强气道条两侧线圈与气道条之间的层间绝缘和匝间绝缘,增加高压线圈的绝缘支撑,提高抗电动力冲击能力。(2)严格控制高压线圈真空浸漆工艺,增加真空浸漆次数,确保线圈所有间隙充满绝缘漆,提高线圈绝缘强度和机械强度。(3)加强高压绕组线圈紧固措施,提高机械强度,避免线圈在合闸励磁涌流作用下发生位移形变致使线圈绝缘层受损。

3.3 改进线圈的散热条件

(1)改进调压器冷却出风口形式,将顶部集中出风改为外绝缘筒上部开出风孔,四周出风,同时在风机进风口加装滤网,避免粉尘的堆积。

(2)增加调压器风机功率,提高通风量,以降低线圈温度。

3.4 完善调压器的保护措施

移圈式调压器有接近120 k W的损耗,为防止线圈温度过高影响线圈绝缘性能,甚至使其短路烧毁,增加调压器温度和风量状态监测控制设备,及时发现风机故障或者调压器温度异常,及时断开进线开关。具体实现方案为在调压器上安装温度传感器,在出风口安装风量传感器,然后将取得的信号通过PLC送到值班控制终端,实现状态显示和异常时的声光告警,并控制10 k V进线开关柜的断开。

4 结语

高压合闸励磁涌流对变压器的影响一般不受重视,但在频繁投切的应用场合其危害却不容忽视。改进后调压变压器已运行2年,未发生故障,说明改进措施是有效的。

参考文献

[1]孟翔鹏,刘戎武.变压器绝缘故障诊断分析与治理措施[J].黑龙江科技信息,2015(25):131-132.

[2]杨敏.变压器故障问题分析及其解决方法[J].中国高新技术企业,2009(22):188-189.

[3]刘星辰.变压器激磁涌流产生原因及对策分析[J].冶金动力,2013(11):10-12.