动态模拟装置范文

动态模拟装置范文（精选7篇）

动态模拟装置 第1篇

1 工艺流程及工艺控制方案

1.1 脱乙烷塔系统

在顺序分离流程中,脱甲烷塔釜液与冷箱换热后分为2股,其中一股F1直接进入T101(图1)的第18块板,另一股F2继续与压缩机五段出口的裂解气换热后进入T101的第34块板。来自绿油吸收塔塔底的F3进入T101的第4块板(绿油吸收塔的用途是除掉乙炔加氢反应中的副产物)。塔顶冷凝器采用部分冷凝,V101的液相经泵送回T101的第1块塔板,气相作为馏出液(D),D经蒸汽加热后进入乙炔加氢反应器,塔釜液(B)进入脱丙烷塔。

1.2 工艺控制方案[11]

脱乙烷塔的质量控制目标为:D中丙烯摩尔分数小于0.05%,B中乙烷摩尔分数小于0.01%,可见,对塔釜液的控制要求比对馏出液更高,同时塔顶采出为气相产品,因此,脱乙烷塔的控制方案为:塔内压力由馏出液流量控制,为串级控制(主变量为塔顶压力,副变量为馏出液流量);回流罐液位由冷凝器冷量控制;提馏段灵敏板温度由再沸器加热量控制;再沸器液位由塔釜液采出量控制,为串级控制(主变量为再沸器液位,副变量为塔釜液采出量);回流量为定值控制。

T101脱乙烷塔V101回流罐V102再沸器

2 工艺流程的建模及参数

2.1 动态模型的建立

应用gPROMS和Aspen Properties两个软件系统为建模平台,建立了脱乙烷塔系统的动态模型。gPROMS是PSE(Process Systems Enterprise)推出的面向方程的流程建模工具,对动态过程具有简便的建模语言和优秀的求解能力[12,13,14,15,16]。Aspen Properties是AspenOne中的物性计算模块,具有准确的物性计算能力,可以提供纯物质的摩尔分子量和混合物的逸度系数﹑焓﹑密度等物性计算。两个软件系统的连接是基于CAPE-OPEN标准。物性计算的热力学模型为Peng-Robinson。精馏塔模型为考虑了塔板上方气相持留量和塔板上液相持留量的平衡级动态模型,塔板间的气相和液相的流量分别为与板间压力和塔板上液相高度相关的水力学方程。回流罐和再沸器模型也为考虑了气﹑液相持留量的平衡级动态模型,控制器为基于常规PID控制规律建模。

2.2 模型参数与工艺条件

脱乙烷塔﹑回流罐和再沸器的结构及性能参数见表1和表2。F1和F2的质量流量比例一般维持在1∶2,根据文献数据,模拟300kta-1乙烯装置的虚拟进料参数见表3,工艺控制参数见表4。

注:(1)(2)为实际液位高度与设备本身高度的比值

3 动态模型的检验

为了验证动态模型的准确性,首先应用Aspen Plus对脱乙烷塔进行了稳态设计模拟,运用Sensitivity分析得出F1和F3的最佳进料位置分别在第21块板和第8块板,Design Specification分析得到满足产品质量控制要求的回流量和再沸器加热量,然后在动态模型中设定相同的回流量和再沸器加热量,使其运行至稳态,得到D和B的参数值与Aspen Plus的模拟值比较如表5,塔板温度分布比较如图2。从曲线1可得出灵敏板位于第37～50块塔板,因此,在动态模型中设定第45块塔板为灵敏板,而回流量保持不变,使其运行至稳态,得到的产品物流参数值及塔板温度分布分别见表5和图2,表6为3种模拟的冷凝器与再沸器的能量比较。

注:(1)为再沸器加热量恒定的动态模拟;(2)为控制灵敏板温度的动态模拟

由表5﹑6及图2可看出两种不同的控制方案下,动态模型的稳态模拟结果和Aspen Plus的模拟结果吻合较好。图2中曲线2与曲线1相比,塔板温度在第37～50块板上具有较大的偏移,这是由于利用Aspen Plus的Design Specification由塔底乙烷含量计算得出的再沸器加热量必存在较小的误差,而在维持再沸器加热量恒定的动态模拟中,此误差会在灵敏板上被放大。以上模拟结果及分析表明,建立的动态模型是准确的,可以用于脱乙烷塔系统的动态特性分析。

4 动态模拟结果及分析

4.1 开车过程的动态模拟

开车过程的模拟有利于制定最佳的开车方案。首先对动态模型进行初始化:塔顶压力为2.3MPa,回流罐液位为0.58,再沸器液位为0.75,再沸器液位控制器的目标值为0.8。动态模拟启动后,将塔顶回流量增至设计值的92.5%(7kgs-1),再沸器加热量增至3.5MJs-1,然后,F1和F2的流量分别在420s和300s内增至表3的设计值,同时回流量在60s内增至设计值的106.6%,再沸器加热量在420s内增加至4.1MJs-1。在第45块塔板运行至313K时,将回流量减少至设计值,同时设定再沸器液位控制器的目标值为0.6,并设定灵敏板温度控制器为自动调节,目标值为314K。动态模拟表明,整个脱乙烷塔系统会在继续运行3000s后达到基本稳定状态,而在9000s后达到完全稳定。

F1和F2在动态模拟启动后的340s时进料,由图3可看出再沸器液位在640s时由下降转为上升,当上升至0.625时,液位控制器目标值恰好由0.8调制0.6,液位控制器开始控制塔釜液采出阀做出响应,因此液位下降。相比之下,回流罐液位的波动量非常小。此外,由于回流罐液位控制器只使用了比例控制,因此在系统稳定后回流罐液位并没有精确地达到0.6。

从图4可看出塔顶丙烯和塔底乙烷的含量分别在550s和1500s时达到控制要求,而且由于回流量超过设计值6.6%,因此塔顶丙烯含量变化曲线出现了波谷。

4.2 进料量波动的动态模拟

模拟研究了衰减震荡式进料量波动情况。波动是在脱乙烷塔系统完全稳定后的1000s时加入,如图5(a)中F1和F2的最大超调量为20%。由于进料量增加首先会引起灵敏板上的轻组分含量增加,进而灵敏板温度下降使再沸器加热量增加,而进料量增加引起的塔内液相增量又未到达再沸器,因此图5(b)显示再沸器液位首先下降。进料量波动也会直接引起塔内压力的波动,进而使塔顶汽相采出量做出响应,因此图5(c)中曲线2和进料量波动曲线基本一致。由图5(d)可看出在控制第45块塔板温度下,塔底乙烷摩尔分数变化的绝对量很小,表明控制效果很好,而由于塔顶产品质量由回流量定值控制,因此塔顶丙烯摩尔分数变化的绝对量相对较大。

4.3 进料组成改变的动态模拟

模拟研究了F1和F2中乙烯摩尔分数在60s内增加7%,而其它组分的摩尔分数减少11.6%的变化过程。进料中乙烯摩尔分数增加会使进料板上乙烯含量升高,也会使进料板以下的塔内液相流量下降,这对于气液混合进料的F2进料板更加明显。图6(a)显示再沸器液位首先出现升高,对于动态数据分析得出,虽然进料中乙烯含量增加会使进料板的液相中乙烯含量升高,但是在组分开始改变的70s内塔内液相流量下降的速率更大,因此使得第45块塔板上乙烯含量首先下降,进而塔板温度上升使再沸器加热量减少,从而液位升高。进料中乙烯含量升高也引起塔内压力升高,因此图6(b)中塔顶产品质量流量首先急剧增加。图6(c)显示塔顶丙烯和塔底乙烷的含量都首先出现波峰,这分别是由塔顶产品流量急剧增加和再沸器加热量减少引起的,而在稳定后塔顶和塔底的产品质量都得到提高,说明进料中乙烯含量升高具有预提纯的作用。

4.4 进料温度改变的动态模拟

模拟研究了F2的温度在30s内线性下降5K所引起的脱乙烷塔系统的动态响应。F2的温度下降使其气化率降低,从而进料板上的轻组分含量和液相流量增加,进而灵敏板温度首先下降引起再沸器加热量增加,因此图7(a)显示再沸器液位首先下降。F2的温度下降也引起塔内压力降低,因此图7(b)中塔顶产品质量流量会急剧下降,然后随着再沸器加热量的增加而不断回升,模拟结果显示完全稳定后塔顶产品质量流量会有微小减少。由图7(c)可看出进料温度降低使塔底和塔顶的产品质量都平稳地提高,这是由于在维持第45块塔板温度不变的条件下,进料温度降低使更多的热量从再沸器加入,从而使第34块塔板以下的气﹑液相流量都增加,进而塔底产品质量得到提高,而维持回流量不变,塔顶采出量减少使回流比增加,因此,塔顶产品质量也得到提高。

5 结论

(1)通过维持再沸器加热量恒定和控制灵敏板温度两种控制方案验证了应用gPROMS和Aspen Properties所建的脱乙烷塔系统动态模型的准确性。

(2)对开车过程的模拟显示,依据灵敏板温度及时超调回流量和再沸器加热量可以减少塔顶与塔底的产品质量达到控制要求所需的时间,同时再沸器液位比回流罐液位具有较大的波动量。

动态模拟装置 第2篇

在石油和天然气开采过程中, 油套管处于井下气、水、烃、固体颗粒多相流和高温或高压环境下, 受CO2腐蚀严重, 从而会缩短油气井的寿命。目前, 对油田CO2腐蚀机理的研究方法主要有现场挂片和室内模拟试验两种。前者受环境因素的影响较大, 试验结果分散, 重现性差, 且周期较长, 挂片容易失落;后者则需精确模拟实际介质、环境或特定的介质条件。目前, 常用的CO2动态腐蚀仪为反应釜试验装置, 具有设备简单、价格低、测试用液量小、试验周期短等特点[1~5], 但难以控制介质的流动特性、不能准确地模拟实际工况, 无法得到准确的管道腐蚀数据。为此, 本工作将井下抽油泵的生产工况和实际油套管柱结构结合起来, 研制了一种井下CO2腐蚀动态模拟试验装置, 模拟井下油套环空及泵吸入口附近流体的流动状态;通过与Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜及现场挂片腐蚀对比, 试验验证了其合理性、稳定性以及可靠性。

1 模拟试验装置的构成及特色

1.1 组成结构

图1为试验装置构成。试验装置主要由循环回路系统、控制系统两部分组成。循环回路系统主要由单活塞柱塞泵、高压双层软管、主立管、筛管、油管、缓冲容器等构成;其中筛管和油管安装在主立管内, 主立管由若干立管单体连接而成, 每一个根立管单体内均设计有安装试样的试样槽。控制系统主要是由分压阀、压力表和温度控制调节器组成, 通过调节分压阀和温度控制调节器来控制系统中CO2分压和温度, 实现不同腐蚀条件的控制。装置采用了与现场油套环空结构及尺寸一致的管柱组合, 结合单活塞柱塞泵间歇性的输液方式, 真实模拟采油过程中井下流体的流动状态。腐蚀介质与试样间的相对运动方式采用管流式, 将试样嵌在立管单体内的聚四氟乙烯衬套凹槽内, 使试样内表面与管道内表面平齐, 保证试样在流体介质中仅受切向力的作用, 模拟套管内的腐蚀状态。为了避免流体扰动造成较大的误差, 在缓冲容器内设置了阻流隔板, 消除流体在泵送过程中产生的漩涡, 模拟地层流体进入井筒的层流流动状态。

试验完成之后, 可观察到筛管孔眼、油管、试样的腐蚀状况, 根据需要可对抽油泵吸入口处、动液面和筛管以下等处试样进行相关的测试分析。整个试验过程完全可控, 保证了试验的有效性和可靠性。

1.2 主要技术参数

柱塞式计量泵型号为J-DR2400, 试环尺寸为φ (外) 139.7 mmφ (内) 124.3 mm16.0 mm;模拟油管尺寸为φ (外) 73 mmφ (内) 62 mm;模拟套管尺寸为φ (外) 219.0 mmφ (内) 124.3 mm;模拟筛管尺寸为φ (外) 73mmφ (内) 62 mm;聚四氟衬套尺寸为φ) (外) 152.5mmφ (内) 124.3 mm59.5 mm;工作温度为0~120℃, 压力为0~2.5 MPa, 流速为0~5 m/s。

1.3 特色

传统的CO2动态腐蚀模拟试验装置主要存在以下不足:

(1) 室内模拟的试验环境与井下实际工况相差较大, 如旋转反应釜模拟试验装置中的流态与实际工况存在明显差异, 试验结果与现场油套管柱的实际腐蚀类型和程度差别较大;

(2) 试样与流体间的相对流速一般较低, 且难以控制。旋转反应釜搅拌时, 给流体施加一个离心力, 使得其流经试样表面时既有环向运动, 又有径向运动, 无法真实模拟腐蚀介质在管道中的流态;

(3) 试样通常安装在转盘或者圆筒上, 旋转的过程中, 试样的多个面都受到流体冲蚀, 每个面的腐蚀情况不同, 同时试样对流场起到干扰作用, 与实际情况不吻合, 试验结果的可靠性差;

(4) 不能同时测量井下不同位置的腐蚀状态。

针对以上问题, 研制的试验装置通过以下方法来解决:

(1) 采用单活塞柱塞泵模拟抽油泵非连续性的输液方式, 实现泵吸入口附近及油套环空中流体的流动状态与现场保持一致;

(2) 采用与现场尺寸一致的油套管柱结构以及管流法, 使反应介质流经试样表面, 并且通过调节泵的排量来改变环空中流体的流速和流态;

(3) 为防止发生电偶腐蚀, 克服试样对流体的阻碍作用, 在立管单体内壁上设置有聚四氟乙烯衬套凹槽, 使试样的内表面与管道内表面平齐, 模拟了现场工况下流体流经试样表面时仅受切向力的作用, 模拟了套管内腐蚀的状况;

(4) 主立管由若干立管单体叠加而成, 通过调节立管单体的位置来研究井下不同部位的腐蚀状况, 且一次试验能测定动液面以上、动液面附近、动液面以下、泵吸入口附近、筛管以下等不同位置的腐蚀状况, 可以进行横纵向比较。

1.4 功能

研制的模拟试验装置可以实现以下功能:

(1) 通过不同温度或CO2分压下CO2腐蚀试验, 确定温度或CO2分压对CO2腐蚀速率的影响, 从而确定腐蚀严重部位, 进行重点监测和防护;

(2) 通过不同流速下CO2腐蚀试验, 确定流速对腐蚀速率的影响, 实现腐蚀性流体的冲蚀过程, 从而为工艺条件设计提供参考数据;

(3) 可以评价油田常用的J55, N80, P110, L80, 3Cr, 9Cr, 19Cr等套管在CO2腐蚀环境中的耐腐蚀性, 为油田套管选材提供图版依据;

(4) 同一条件下同时测定动液面以上、动液面附近、动液面以下、泵吸入口附近以及筛管以下等不同位置的腐蚀速率及腐蚀状况;

(5) 通过缓蚀条件下的腐蚀试验, 来确定现场使用的缓蚀剂类型和用量, 评定缓蚀剂的性能。

2 模拟及现场挂片腐蚀

2.1 腐蚀条件及过程

(1) 现场条件某油田油井 (X6井) 日产液量为15~30 m3/d, 井口CO2分压为0.1~0.2 MPa, 套管腐蚀穿孔位置温度为60~80℃。N80套管钢化学成分 (质量分数) :0.240%C, 0.220%Si, 1.190%Mn, 0.013%P, 0.004%S, 0.036%Cr, 0.021%Mo, 0.028%Ni, 0.006%Nb, 0.017%V, 0.110%Ti, 0.019%Cu。油层采出水为Ca Cl2型, 总矿化度为29 255.9 g/L, 含16 995.1 g/L Cl-, 469.9 g/L HCO3-, 547.4 g/L SO42-, 110.3 g/L Mg2+, 837.6 g/L Ca2+, 10 295.7 g/L (Na++K+) , 85.0 g/L总铁;采出水p H值为6.0。

(2) 井下CO2动态腐蚀模拟腐蚀温度为60, 70, 80℃;CO2分压为0.10, 0.15, 0.20 MPa, 日产液量为15, 20, 25, 30 m3/d, 对应的流速为0.021, 0.029, 0.036, 0.044 m/s。试样为 (外) 139.7 mm (内) 124.3 mm16.0 mm的1/4圆弧N80钢挂片。试验前用砂纸逐级打磨至1 000号, 用丙酮、无水乙醇清洗除油脱水;为消除与聚四氟乙烯间的缝隙腐蚀影响, 用30%硝酸60℃钝化1 h, 干燥;用电子天平测量质量 (精确至0.000 1 g) , 置于干燥皿中备用。试验时, 用1 000号金相砂纸研磨掉试样表面的钝化膜, 安放到试样槽中, 使试样工作面与上下管柱面平齐, 垫上聚四氟乙烯垫片, 连接并封固好法兰。打开加液阀, 启动电机和泵, 注入油田采出水至动液面附近后, 关闭加液阀, 通入高纯 (99.9%) CO22 h除去安装试样过程中混入的氧气。升高温度, 调整CO2压力阀和泵的排量, 使装置内的压力值 (忽略试验过程中水蒸气压力的影响) 和流速达到设计值, 试验周期为15 d。

(3) Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜腐蚀试验方法参考文献[6]:试材为30 mm15 mm4 mm N80钢, 用砂纸逐级打磨至1 000号, 测量尺寸, 用丙酮和无水乙醇除油清洗, 吹干后用电子天平称重 (精确到0.000 1 g) ;安装试验挂片后, 向釜内加入地层采出水, 加盖密封, 并通入高纯氮气除氧1.5 h之后, 升温、加压, 调节旋转装置, 分别模拟温度为60, 70, 80℃, CO2分压为0.10, 0.15, 0.20 Mpa, 液相介质流速为0.021, 0.029, 0.036, 0.044 m/s条件下动液面至泵之间油套环空套管的腐蚀。

(4) X6井现场挂片X6井深2 017.0 m, 生产过程中动液面位置为1 602.0 m, 地温梯度为2.96℃/100 m, 抽油泵悬挂深度为1 704.5 m, 泵吸入口深度为1 710.5~1 712.5m, 泵长6.0 m, 筛管长度为2.0m;套管钢材质为N80, 现场挂片安装结构见图2, 时间为15 d。

2.2 腐蚀结果分析

按照NACE Standard RP 0775-2005与B/T 7901-2001处理腐蚀试样, 采用失重法计算抽油泵吸入口处等不同位置的套管平均腐蚀速率。观察试样宏观腐蚀形貌, 采用Nova Nano SEM 450型场发射扫描电镜 (SEM) 观察腐蚀产物膜的微观形貌。

3 结果与讨论

表1、表2为井下CO2动态腐蚀模拟装置及Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜中不同条件下套管的腐蚀速率。

由表1可以看出:井下CO2动态腐蚀模拟试验装置可以同时测量井下动液面以上、动液面附近、动液面以下、泵吸入口附近以及筛管以下5处试样的腐蚀状况, 井下抽油泵吸入口附近的腐蚀速率最大, 筛管以下和动液面以下次之, 动液面附近较小, 动液面以上挂片轻微腐蚀。由表2可以看出:Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜1次试验只能模拟测定井下特定位置套管的腐蚀状况, 效率低。表1, 2显示:2种试验装置在现场实际工况条件下所测得试样的腐蚀速率都随温度、CO2分压、流速的增大而增大, 这与文献[7~9]相符合。

表3为X6井现场挂片试验结果。从表3可以看出:井下不同位置的挂片腐蚀程度不同, 动液面以上挂片表面较为平整, 腐蚀较轻微;动液面附近挂片在腐蚀流体间歇性的冲蚀下, 仅有少量疏松的腐蚀产物附着在挂片的表面, 腐蚀程度较轻;随着深度的增加, 腐蚀程度加深, 挂片表面的腐蚀产物膜增厚, 并且在流体的冲刷下, 局部腐蚀产物膜被剥离了挂片表面, 呈现出局部腐蚀形貌, 腐蚀较为严重;泵吸入口处挂片的腐蚀程度最大, 腐蚀产物膜厚并且成块状的从挂片表面脱落, 挂片表面呈现出许多形貌各异, 大大小小的腐蚀坑, 腐蚀穿透率高, 速度快, 酸洗时明显可以看到有大量的气泡产生, 而且腐蚀产物绝大部分都溶解于酸中, 酸洗后挂片表面有明显的腐蚀坑形貌, 说明该油田主要是以CO2腐蚀为主, 这与室内井下CO2动态腐蚀模拟试验装置的试验结果相一致。

注:地温梯度为2.96℃/m, 地面平均温度为20℃, CO2分压为0.20MPa, 日产液量为20 m3/d。

比较表1~表3可知:研制的井下动态腐蚀试验装置的试验结果与现场挂片试验结果更接近, 说明该试验装置设计合理, 能完全模拟现场工况下油套管腐蚀状况, 可为井下动态腐蚀试验及相关机理的研究提供新的测试手段;同时试验运行结果表明该试验装置运行平稳、安全、操作简单, 具有良好的应用前景。

图3为不同装置模拟腐蚀泵吸入口附近及挂片腐蚀的腐蚀形貌, 其中井下CO2动态腐蚀模拟试验和Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜试验的温度均为70℃, 压力均为0.2 MPa, 前者日产液量20 m3/d, 后者液相介质流速为0.029 m/s。从图3可以看出:井下CO2动态腐蚀模拟试验装置泵吸入口测试试样具有明显的冲蚀形貌, 存在腐蚀坑, 并且以开放式蚀坑[6]为主, 腐蚀产物晶体颗粒较小并且相互堆垛在一起, 产物膜较疏松, 与X6井泵吸入口现场挂片表面腐蚀形貌相一致, 同时也与某油田现场取出的套管腐蚀形貌相一致, 都以CO2局部腐蚀为主, 也说明了流速和流态是造成现场泵吸入口附近套管腐蚀穿孔的主要原因;Corrtest Co.35MPa耐腐蚀高压釜试验挂片表面腐蚀产物膜在流体的冲刷下出现龟裂, 并且腐蚀产物晶体颗粒大小不一, 相互堆积在一起, 膜疏松而多孔, 对基体的保护性差, 在高浓度Cl-存在的情况下, 会促进基体点蚀、坑蚀的形成。

4 结论

研制的井下CO2动态腐蚀模拟试验装置结构合理, 性能稳定可靠, 操作简单方便, 能够充分模拟油井生产过程中流体的流动状态, 试验结果更真实可靠, 为研究不同温度、分压、流速等条件下井下CO2腐蚀机理及状态提供了新的测试手段和研究方法。

摘要：CO2腐蚀在石油行业中普遍而严重, 室内模拟试验难度大, 现有的动态腐蚀试验装置无法真实模拟井下流体的流动状态。研制了一种模拟性和实用性都较强的井下CO2动态腐蚀模拟试验装置。该试验装置不仅能够真实模拟井下油套环空及抽油泵吸入口附近腐蚀介质的流速和流态, 还能评价井下动液面以上、动液面附近、动液面以下、泵吸入口附近、筛管以下等不同位置油套受温度、CO2分压、流速等因素控制下的腐蚀状态。结果表明:在现场工况条件下, 试样腐蚀速率随温度、CO2分压、流速的增大而增大, 与Corrtest Co.35 MPa耐腐蚀高压釜试验结果一致, 并且较后者更接近于现场挂片试验结果;横向比较井下不同位置的腐蚀状况发现, 泵吸入口附近套管的腐蚀速率最大, 并且以局部腐蚀为主, 腐蚀形貌与现场套管腐蚀穿孔特征相吻合。该装置结构合理, 性能稳定, 为研究井下CO2腐蚀机理及影响因素提供了新的测试手段和研究方法, 具有很好的应用前景。

关键词：井下CO2腐蚀,模拟试验装置,工况条件,流动状态

参考文献

低压动态无功补偿装置应用 第3篇

低压动态无功补偿装置一般由微控制器、投切电容器用开关、电容器组、空气开关、熔断器、不锈钢壳体等组成。其结构简单、投切方便灵活、节能效果显著, 以下就无功补偿装置的核心单元进行了重点剖析, 并记录了无功补偿装置挂网运行情况数据。

2 无功补偿原理

配电网中负荷无论是工业负荷还是民用负荷, 大部分是感性负荷。运行时需从电网吸收大量无功功率, 致使电网功率因数、电能质量降低, 电网“技术损耗电能”增加。电网中安装并联电容器补偿装置后, 可以减少电源向感性负荷经由输电线路输送的无功功率。由于减少了无功功率在电网中的流动, 故可以降低输电线路和变压器因输送无功功率而造成的电能损耗, 从而提高电网功率因数、减少线损、电能质量得到明显改善。

电网中感性负荷等效电路可看作电阻R和电感L串联的电路, 功率因数undefined

式中XL=wL。

将R、L串联电路与电容C并联之后, 电路见图1-a, 该电路电流方程为:undefined

a) 补偿电路 b) 相量图 (欠补偿) c) 相量图 (过补偿)

由图1-b的相量图可知, 并联电容后, 电压undefined与undefined的相位差变小, 即供电回路的功率因数提高了。此时供电电流的相位滞后电压, 这种情况称欠补偿;若电容C的容量过大, 使供电电流的相位超前于电压, 这种情况称为过补偿, 其向量图如1-c所示。这会引起变压器二次侧电压抬升;电容器温升升高, 电容器本身的功率损耗增大, 电容器使用寿命缩短;容性无功在线路上传输也会增加电能损耗。故此种情况应避免。

3 无功补偿装置结构

补偿装置主要由柜体、控制器、空气开关、避雷器、电容器、熔断器和复合开关等组成。其主电路见图2。 (方框内部是补偿装置主电路;方框外部是低压配电网) :

4 智能控制器

控制器采用TMS320LF2407A芯片

1) 其内部包含硬件乘法器、累加器、算术逻辑单元、辅助算术单元等多个处理单元, 这些单元可以并列同时在一个指令周期内完成计划任务。

2) 可独立访问64K字节的程序存储器与数据存储器空间。

3) 内部总线采用并行体系结构, 系统中设置了程序读总线、程序地址总线、数据读总线、数据写总线。

4) 特殊的DSP指令具有单周期乘、加运算。

5) FFT倒位序变址寻址能力以及单周期指令执行时间为25nS和丰富的集成外设接口。

控制器通过采集三相电压、电流, 利用FFT变换算法, 得到电网三相功率因数、电压、电流、有功功率、无功功率、2到13次谐波含量、有功电度、无功电度、电压, 电流畸变率;具有存储每日整点功率因数、电压, 电流最大值、停电, 来电时刻及累计停电时间功能;整点指定日谐波数据;数据存储期为2个月;128X64大屏幕液晶显示全中文操作界面、数据;具有RS-232、RS-485通讯物理接口, 可实现遥信或近距离无线通讯。 软件编制总体结构框图和部分模块流程见图3:

5 新型复合开关

复合开关主要有控制板, 晶闸管与磁保持继电器组成, 原理见图4。

1) 复合开关投入电容器过程:

配电综合控制器发出触发信号给复合开关, 复合开关控制板接到信号后, 开始检测电压过零点, 并在电压过零时使晶闸管接通主回路, 磁保持继电器经一定延时后, 在等电势情况下吸合。由于晶闸管是无触点开关, 且零电位投入, 正常工作后, 由于继电器触点电阻远小于晶闸管电阻, 电容电流经过磁保持继电器触头进入电网。因而, 避免了投电容器时的涌流、拉弧、打火, 减小了晶闸管工作损耗。

2) 复合开关切除电容器过程:

控制器输出的触发信号消失后, 磁保持继电器在等电位情况下先断开, 晶闸管经延时后, 在电流过零时断开。

6 结论

从低压动态无功补偿装置的挂网运行情况来看, 产品很好地满足了当前农网、城网电网自动化改造的需要;较好地解决了0.4kV低压配电网的无功功率补偿问题, 提高了电网的功率因数、降低了线损、改善了供电质量。

摘要：论述了无功补偿的基本原理和意义, 介绍了基于数字信号处理器的配电综合控制器和复合开关的应用。给出了低压动态无功补偿装置运行效果。

关键词：无功补偿,控制器,复合开关

参考文献

[1]李钢, 等.低压无功补偿控制器订货条件[M].中国电力出版社.1996.8

[2]刘和平, 等.TMS320LF240x DSP C语言开发应用[M].北京航空航天大学出版社.2003.1

动态无功补偿控制装置设计 第4篇

关键词：动态无功补偿,dq变换,瞬时无功功率,数字信号处理器

一、基于p、q运算方式的无功电流实时检测

瞬时无功功率理论瞬时功率计算主要由下面几个变换公式推出。

基于上述几个变换公式进行瞬时功率的计算, 计算主要包含一下几个步骤:

从系统获得负荷侧的三相电压和电流值, 并按照公式 (1-1) 和 (1-2) 分别对其进行a、b、c三相坐标转变为α-β两相坐标的变换, 求出在α-β坐标系下对应的值;

应用 (1-3) 式求出α-β坐标系下对应的瞬时功率;由于本文只研究无功补偿问题, 所以只需应用 (1-3) 式求出功率q的值即可;

对式 (1-3) 进行反变换, 得到:

由于在本文里只考虑无功电流补偿, 不考虑有功功率计算问题, 所以可以在式 (2-4) 中令p取值为零, 即:

由式 (2-5) 可以计算出α-β坐标轴上的无功电流分量:i*αq、i*βq。

由此可以根据式 (2-4) 计算得到a、b、c三相坐标系下各坐标轴无功电流分量:i*αq、i*bq、i*cq, 这三个变量就是运用瞬时功率理论计算得到的实际三相系统中各相所需要的无功电流, 也是进行实际补偿时需要的控制依据。

二、硬件检测、控制电路

系统采用高精度、快速DVDI传感器 (TV1013) , 将电源侧电压转换为电流后再进行取样, 为快速、高精度无功电流补偿提供了保证和依据。

同样的, 系统采用高精度、快速CT (TA1015-1M) 作为电流采样的互感器, 要求电源侧电流互感器采用X/5的互感器。

在对信号进行取样后, 需要对信号进行调理, 方可作为中央控制单元的信号源, 在系统中采用两级放大的处理, 既能保证精度, 又能使得信号符合处理器AD单元对信号的要求 (0-3V) 。电压处理电路相同, 这里不做赘述。

输出控制回路采用光电隔离方式, 以增强抗干扰性能, 因为在点焊车间的干扰比较大, 要保证系统可靠工作, 需要将主回路和控制回路很好的隔离, 实验证明, 此隔离方式效果比较理想。

三、软件设计

系统的快速性是本系统首要关注的重点, 为了保证系统的快速性、稳定性, 主控芯片采用TI公司生产的工业级DSP (TMS320LF2812) , 因为此款芯片是定点处理器, 不宜进行大量的浮点运算, 所以在运算方面完全避开浮点运算, 采用IQ定标格式进行计算。软件设计上提供手动与自动两种控制模式, 因为在系统单体调试过程中一般采用手动控制, 在系统联调完成后, 方可切换到自动控制模式。在手动模式下可以对每一组补偿电容进行独立控制, 在自动模式下系统将会根据计算结果 (i*αq、i*bq、i*cq) 以及各组补偿电流的实际数据对所有补偿电容进行合理控制。

在对信号进行处理的过程中, 可以根据现场的实际情况采用一些软件滤波处理, 在本系统实际试验的过程中, 发现现场干扰比较大, 所以在信号处理上还采用了巴特沃斯二阶滤波器, 试验证明, 此滤波器在通带有很好的特性, 信号基本不产生衰减, 而在阻带, 信号能够随着频率的增大迅速的衰减。具体设计滤波器时可以根据实际情况选择。

四、总结

笔者采用电流直接控制的闭环控制策略, 对补偿装置进行了设计、实验和分析, 获得的结论如下:

一是电流直接控制方法比电流间接控制方法动态特性好, 且易于设计实现。

二是本系统通过改进软件算法可实现滤波的功能。

三是本系统根据检测的两相电流瞬时值计算电流有效值的方法, 在实际应用中由于负载不能完全三相对称, 因此动态性能没有理论分析的那么好, 所以对于三相负荷不平衡的场合, 还需要作出一些特殊的设计。

四是本系统只对静态负载进行了实验。

丙烯精馏塔动态模拟 第5篇

目前,国内对于精馏过程动态模拟的应用报道[1,2,3,4,5,6,7,8]较少,有专家曾利用 HYSYS 模拟软件对丙烯分离过程进行了动态模拟研究,取得了较好的效果,但尚未见到利用Aspen Dynamics模拟软件对丙烯精馏塔进行动态模拟研究的相关报道。

1动态模拟流程

丙烯精馏塔流程见文献[9]。利用 Aspen Dynamics软件实现动态过程模拟比较方便,可在稳态流程模拟的基础上直接转换,不需要专门为动态流程模拟进行大量的设置。动态模拟以原料进料量为15000kg/h,其所含丙烷摩尔分数为 3.4456% 时的丙烯精馏塔稳态模拟结果为基础进行转换,建立动态模拟流程。动态模拟中仪表的调节均采用比例调节,比例度设为 100%。丙烯精馏塔回流罐及再沸器尺寸见表 1。

2动态模拟初始化

在 Aspen Plus 稳态模拟中,对物料特性、塔的气液平衡、换热器管程及壳程温度分布均采用严格模型计算。但在 Aspen Dynamics 动态模拟中若使用严格模型计算,则模拟计算量过大,难以实现动态模拟要求。因此,动态模拟中在求取上述重要参数时,均要对稳态模拟结果进行分段线性化处理,并使用线性化处理后的参数对稳态结果进行初始化,从而得到动态模拟的初值,故而动态模拟的初值与稳态模拟结果有细微的差别。

丙烯精馏塔动态模拟初始化过程中,冷却器负荷、塔釜温度、再沸器负荷、塔顶产出量、塔釜产出量、塔釜丙烯摩尔分数等操作参数均有较明显的波动(见图1),在运行 8 h 后趋于平稳,此时的模拟结果及其与稳态模拟结果的对比见表 2。

由表 2 可见,丙烯精馏塔动态初始化模拟结果与其稳态模拟结果接近,因此该结果可作为动态模拟的初值进行下一步模拟,扰动因素在初始化模拟 8h 后介入。

3操作参数扰动下的动态模拟

3.1进料量

进料量由 15000kg/h 阶跃为 16000kg/h时各操作参数的波动情况见图 2及图3。进料量的扰动对图中所示操作参数均产生了不同程度的影响,其中塔顶与塔釜产出量的波动幅度较大,塔顶与塔釜丙烯摩尔分数响应速度缓慢,波动超过8 h才能趋于新的平衡。这说明丙烯精馏塔的操作参数不能频繁变动,一般在进料量变化不大时不宜进行大幅调整,否则会造成生产波动。

○塔釜温度;△再沸器负荷;□冷却器负荷

○塔顶产出量;△塔釜产出量;□x(塔釜丙烯);◇x(塔顶丙烯)

3.2进料组成

进料组成中丙烷摩尔分数由 3.445 6%阶跃为5.000 0%时各操作参数的波动情况见图4。

由图 4 可见,进料组成扰动后,冷却器负荷、塔釜温度、再沸器负荷、塔顶及塔釜产出量、塔釜丙烯摩尔分数波动幅度较大,塔顶丙烯摩尔分数响应速度缓慢,波动持续时间超过 8h。

3.3回流量

回流量由 194198kg/h 阶跃为208583kg/h 时各操作参数的波动情况见图5。

由图 5 可见,回流量扰动后,冷却器负荷、再沸器负荷、塔釜温度、塔顶及塔釜产出量和丙烯摩尔分数波动幅度较大,且塔顶及塔釜产出量波动响应迅速。

动态模拟表明,进料量、进料组成及回流量的扰动,均对操作产生了较大影响,主要体现在塔釜温度、冷却器负荷、再沸器负荷、塔顶及塔釜产出量和丙烯摩尔分数的波动上,尤其是塔顶及塔釜产出量不仅波动大,而且响应迅速,由于塔顶回流罐及塔釜再沸器的缓冲作用,塔顶及塔釜丙烯摩尔分数的波动响应速度较慢,波动持续时间均超过 8 h。

在实际操作中,当产品质量出现不合格或接近不合格时,为了使产品质量尽快恢复正常,操作人员往往对操作采取较大幅度的调整,这样虽然可使产品质量在短时间内有所好转,但大幅度调整往往带来更大范围和更长时间的生产波动,从而导致产品质量不合格现象频繁发生。丙烯精馏塔的动态特性要求操作人员必须采取比较平稳且循序渐进的方式进行操作调整。

4仪表调节规律对动态特性的影响

动态模拟中调节仪表的调节规律均为比例调节。为了了解仪表调节规律对丙烯精馏塔动态特性的影响,以塔顶回流罐液面控制仪表为例,将比例调节改为比例积分调节(比例度保持 100% 不变,积分时间为1min),对进料量从 15000 kg/h 阶跃为 16000kg/h 后的操作过程进行动态模拟,相关参数波动情况见图 6。

○塔顶产出量;△塔釜产出量;□x(塔釜丙烯);◇x(塔顶丙烯)

比较图 6 与比例调节时的图 3 可以看出,相应参数的波动趋势、持续时间基本一致,由于仪表调节比例度不变,因此各参数的响应速度没有明显区别;由于积分调节因素的影响,使塔顶产出量的波动幅度明显不同,但由于产出波动很快趋于平稳,加上回流罐本身对塔顶产出物浓度的缓冲作用以及其他仪表的调节规律未作调整,因此虽然 2 种情况下塔顶产出量的波动幅度不同,但并未造成其他动态特性的明显变化。仪表调节规律对丙烯精馏塔动态特性的影响较为明显,波动幅度和响应速度与仪表本身的调节参数设定直接相关,因此动态特性研究必须充分考虑仪表因素。

5结束语

丙烯精馏塔的动态模拟表明,进料量、进料组成及回流量的扰动,均对操作产生了较大影响,主要体现在塔釜温度、冷却器负荷、再沸器负荷、塔顶及塔釜产出量和丙烯浓度的波动上,尤其是塔顶及塔釜产出量不仅波动幅度大,而且响应迅速,塔顶及塔釜丙烯摩尔分数的波动响应速度较慢,波动持续时间均超过 8 h。该动态特性要求操作人员必须采取比较平稳且循序渐进的方式进行操作调整。仪表调节规律对动态特性具有重要的影响,因此工艺技术与电仪技术的默契配合是实现先进控制的前提。

摘要：利用Aspen Dynamics软件对丙烯精馏塔的操作进行了动态模拟。结果表明,无论是进料量、进料组成还是回流量扰动,均对操作产生较大影响,主要体现在塔釜温度、冷却器负荷、再沸器负荷、塔顶及塔釜丙烯摩尔分数和产出量的波动上,尤其是塔顶及塔釜产出量不仅波动大,而且响应迅速,塔顶及塔釜丙烯摩尔分数的响应速度缓慢,波动持续时间超过8h;仪表调节规律对动态特性具有重要的影响。

关键词：丙烯精馏塔,Aspen Dynamics软件,动态模拟,进料量,塔釜温度,回流量,积分调节

参考文献

[1]孙卫国,李凭力,邸士标,等.丙烯精馏塔过程模拟[J].石化技术与应用,2007,25(2):147-151.

[2]张振华,赵俊峰,张明建.丙烯精馏塔的优化操作[J].乙烯工业,2007,19(2):9-13.

[3]杨德明.丙烷-丙烯萃取精馏过程的模拟研究[J].石油与天然气化工,2006,35(1):26-28.

[4]杨伯伦,吴江,赵国胜,等.反应精馏过程中的多稳态分析[J].中国化学工程学报:英文版,2006,14(3):301-308.

[5]孙巍,李琳,陈晓春.Aspen Plus在工业精馏塔故障诊断与参数寻优中的应用[J].化工进展,2005,24(8):935-937.

[6]景立新,吴大可.气体分馏装置丙烯精馏塔操作条件的优化[J].贵州工业大学学报:自然科学版,2005,34(1):64-67.

[7]方卫东,冯辉霞.丙烯精馏塔的在线优化[J].兰州理工大学学报,2004,30(2):72-74.

[8]刘雨虹.Aspen Plus化工模拟系统在精馏过程中的应用[J].石油化工腐蚀与防护,2003,20(4):56-59.

[9]杨绪壮,屈一新.反应精馏过程模拟———Aspen Plus应用范例[J].内蒙古石油化工,2001,27(4):53-56.

[10]杨青云,张励.气体分馏装置丙烯精馏塔三种软件包的计算对比[J].炼油设计,2000,30(8):35-38.

动态无功补偿装置应用与研究 第6篇

山东华泰矿业有限公司对35KV主变站无功补偿进行改造, 安装MSVC-W-3000/2700动态无功补偿装置。设备投运正常, 并委托杭州银湖电器公司对35KV主变站的电能质量进行现场实测, 旨在进一步了解磁控式动态无功补偿装置线路电能质量的具体情况, 是否达到预期设计目标。按照杭州银湖电气设备制造有限公司《电能质量测试指导书》、《电能质量供电电压偏差》、《中华人民共和国国家标准, 电能质量》、《电能质量公用电网谐波》相关标准, 使用FLUKE 435电能质量测量仪, 接线由控制室端子排将电压信号并入仪器, 电流信号用钳表接入仪器的方式对35KV主变站6KV进线进行电能质量测试。

测试数据如下: (CT:2000/5 PT:6000/100) , 有功变化范围2200KW-11000KW, 无功功率变化范围为1248kvar-3344kvar, 功率因数值稳定在0.95 (功率因数上限设定在0.95) 。电压畸变率最大值1.22% (《电能质量公用电网谐波》GB/T1454993中国标要求≤4%) , 3次谐波电流值18A, 5次谐波电流值10A, 7次谐波电流值13A。

经过无功补偿设备改造后, 各项电能质量参数完全满足国标要求, 功率因数亦能达到供电部门考核要求, 设备投运非常成功。从设备投运效果来看, 6k V进线侧已经达到预期设定目标。

根据现场实际, 6KV末端有排水、通风系统, 末端满负荷运行负荷1200k W和268k W, 末端原有两套固定电容器补偿分别为1032kvar, 528kvar, 自然功率因数0.85~0.87, 对整个系统综合分析是否有必要投入两套固定补偿装置。若将末端功率因数目标提高到0.90。总负荷1200k W+268KW=1468k W, 自然功率因数0.85~0.87之间, 取平均功率因数0.86, 根据查表得到其补偿系数0.109kvar/KW, 补偿容量1468k W0.109=160kvar。

无功补偿减少损耗产生的经济效益:

6k V设计单套补偿容量为160kvar, 电容器平均出力取80%, 无功补偿经济当量取0.090, 则补偿电容器投运后相当于减少的有功损耗为:

根据煤炭特殊工况, MSVC装置为固定滤波兼补偿加磁控电抗器以起到无功连续线性补偿的效果。电容器始终投运在电力系统中, 每年投运时间为:按照每天工作22小时, 每月工作26天计算, 则电容器一年内的工作时间为:22h/d26d/m12m/y1y=6864h

投运上MSVC动态无功补偿系统后, 每年可减少损耗为:6864h11.5KW=78936KWh

若按照工矿企业的电费标准, 取平均值0.50元/KWh计算, 每年在损耗这一方面可减少的经济损失为:78936KWh0.50元/KWh≈3.9万元。

另外考虑到电容器本身损耗, 节能效益大概3万左右。如果设备轻载或者空载时间更长, 节能效益更低。

以上结果补偿容量只需要达到160kvar, 而且需要的技术是分组投切, 当设备运行后投入;设备停止后, 补偿退出。

而现场补偿容量1032kvar和532kvar, 一方面容量过大, 会引起过补偿, 倒送到电网中, 如果倒送过多, 会引起供电部门罚款, 得不偿失;另一方面, 采用固定补偿方式, 当空载时, 会引起线路末端电压升高, 电压出现“翘尾巴”现象, 危害电网安全。综合以上, 6k V末端的原有两套电容设备由于补偿方式和容量两个方面因素, 不适合投入电网运行。

综上, 山东华泰矿业有限公司35KV主变站通过系统改造安装MSVC-W-6-3000/2700整套装置后, 实现了无功的动态连续可调, 保证设备安全运行, 保证了电网的纯洁性, 提高了供电质量。

参考文献

[1]GB3983.2高压并联电容器.

[2]GB50227并联电容器装置设计技术规范.

[3]GB5583互感器局部放电测量.

[4]GB507绝缘油介电强度测定法.

[5]GB1094.1电力变压器第一部分总则 (eqv IEC76-1) .

[6]GB/T6451三相油浸式电力变压器技术参数和要求.

[7]GB/T10229电抗器.

低压动态无功补偿装置的设计 第7篇

本文介绍的快速型低压动态无功补偿装置针对电网负荷的快速变化, 以DSP芯片作为核心控制器, 配合FPGA驱动大功率晶闸管投切电容器。由于采用了无触点开关过零投切技术, 电容器的投切均可实现无过渡过程的平稳投入和退出。因此, 本装置控制精度高 (无功功率2级, 功率因数0.5级) , 响应速度快, 响应时间不大于13ms, 而且可以频繁地投切动作, 能有效地跟踪补偿快速变化的负载, 改善电能质量。

1 主电路设计

本装置的电容器按照8:4:2:1原则分成四组, 可实现15级组合, 这种不等容分组方式的优点是利用较少的分组可以得到较小的补偿级差。控制电容器投切的无触点开关由两只单向晶闸管反向并联构成。当晶闸管施加正向电压, 且门极有脉冲触发信号时, 晶闸管导通, 电容器投入电网。当触发脉冲信号去掉后, 电流过零或反压时, 晶闸管截止, 电容器从电网上切除。这种两只晶闸管反向并联结构与一只晶闸管和一只二极管反并联结构相比, 具有投切速度快, 晶闸管承受电压低的优点。另外晶闸管上并联有RC吸收电路, 用于吸收浪涌电流和抑制过电压。每一电容支路串联一定容量的电抗器, 配置电抗率<0.5% (有时到0.01%～0.02%) 的电抗器, 主要目的是限制电容器的合闸涌流;配置电抗率为4.5%或6%的串联电抗器, 可抑制5次以上的谐波电流;配置电抗率为12%～13%的串联电抗器, 可抑制3次以上的谐波电流[1]。

本装置的主电路如图1所示, 电容器采用△形接线方式, 反向并联晶闸管采用接在△内部的接法。这种接法的最大优点是流过晶闸管的电流是其它接线方式的, 这样可以有效的降低晶闸管的发热量。同时这种接法对3次谐波也有抑制作用, 对电网不会造成污染[2]。晶闸管的耐压值一般按计算, 其中K1为电压欲度, 一般取1.1～1.2, K2为电网电压波动系数, 一般取1.15, U为电网线电压。晶闸管的电流一般按Iscr=2.54πfCU106-, 其中C为电容容量单位为μF。

2 控制系统设计

2.1 控制系统硬件设计

控制系统电路框图如图2所示, 控制器采用DSP+FPGA的双CPU结构。电网电压电流信号经信号调理电路调理后送入DSP的模数转换器 (ADC) 。DSP对数据进行采集、处理后得到电网的无功功率、功率因数等物理量, 然后根据检测值的大小以及设置值的大小, 产生需要补偿的电容器组二进制代码。FPGA接收到此代码后, 根据同步信号产生高频驱动脉冲。高频驱动脉冲经光耦隔离送至脉冲变压器, 最后脉冲变压器驱动相应的晶闸管导通, 电容器投入电网。

在整个系统中DSP采用TI公司的TMS320F2812, 其工作频率可达150MHz并且内部集成12位ADC, 能够实时跟踪系统参数的变化, 迅速完成投切判断, 发出控制命令;并且DSP实时检测系统各种保护信号, 完成故障判断并处理缺相、过压、过流、超温、晶闸管短路、晶闸管断路等故障, 保障系统安全、稳定、快速地运行。FPGA内部主要设计了五个功能模块:高频驱动脉冲发生器、同步信号发生器、锁相环、51单片机和双口RAM。锁相环主要是确保DSP的采样精度, 避免频率波动时的采样误差;51单片机主要完成按键处理、液晶显示和串口通讯等功能;双口RAM用于实现单片机和DSP间的数据交换。FPGA各功能模块具有并列运行的特点, 能够迅速响应DSP发来的各种信息。

2.2 控制策略

我国电力行业标准中, 按控制物理量不同, 低压无功补偿控制器可分为四类:无功功率、无功电流、功率因数、复合型 (按两个及以上物理量组合) [3]。为了能最大限度地利用补偿设备提高电网的功率因数, 不发生过补偿, 无投切振荡, 无冲击, 反应灵敏、迅速, 保证电压不超限, 本装置以无功功率、电压、电流和功率因数综合判断作为投切电容器组的主要判据 (如图2) 。

控制器实时采样电网的电压、电流信号, 经快速傅里叶变换FFT等信号处理过程得到电网的电压、电流、无功功率、有功功率、功率因数以及电压谐波和电流谐波含量。在电压、电流满足设定门限的前提下, 控制器根据功率因数的设定范围, 计算出未投入电容器情况下需要补偿的无功功率上下限, 然后选择最佳的电容器组合一次投切, 补偿电网无功功率。

2.3 软件设计

FPGA各功能模块采用Verilog硬件描述语言 (HDL) 设计, 51单片机内部软件用C语言设计。DSP软件采用C语言和汇编语言混合编写。

DSP上电后, 首先对自身以及FPGA进行复位、自检、初始化, 然后检测是否有缺相相序错误等故障, 若无故障则判断工作模式是自动还是手动模式, 若工作模式为自动, 则先检测全部故障信息, 若无故障则闭合交流接触器 (给电容器回路供电) , 然后进行数据处理, 控制投切, 再检测故障信息。如此系统不停地跟踪电网参数变化, 检测故障信息, 一旦有故障立刻进入故障处理程序。另外, 数据采集程序在DSP的AD中断中完成, 液晶显示数据的更新由DSP的定时器中断实现 (如图3) 。

3 结语

本装置具有优良的动态无功功率补偿性能, 完备的故障检测机制, 特别适合于冲击性负荷及频繁波动性负荷的场所, 对提高配电系统的功率因数, 稳定系统电压, 降低能耗, 具有重要的作用。另外, 本装置还有谐波检测功能, 为进一步的谐波分析和处理提供依据。本装置已在杭州市萧山区一些电力用户投入运行 (低压配网电压为400V, 单台柜补偿容量为300kvar) , 补偿效果良好。

摘要：设计了一种适合于冲击性负荷及频繁波动性负荷场所的低压动态无功补偿装置, 重点阐述了该装置STC主电路及DSP+FPGA控制系统的设计。装置对提高低压配电系统的功率因数, 改善电能质量, 降低能耗, 具有重要的作用。

关键词：无功补偿,晶闸管投切电容器,数字信号处理器,现场可编程门阵列

参考文献

[1]谷永刚, 肖国春, 王兆安.晶闸管投切电容器技术的发展[J].高压电器, 2003, 39 (2) :49～52.

[2]张劲光, 吴加新, 张宝华.低压型TSC主回路不同接线方式的谐波特性分析[J].继电器, 2002, 30 (7) :34～36.