双核-分体型电厂高压电机喘振、扭振、飞车变频抑制系统
阅读：4发布：2020-06-02
专利汇可以提供双核-分体型电厂高压电机喘振、扭振、飞车变频抑制系统专利检索，专利查询，专利分析的服务。并且双核-分体型电厂高压 电机 喘振、扭振、飞车变频抑制系统包括高压IGBT四象限 变频器 (1)，高压双馈电机 转子 四象限变频器(2)和改进型罗宾康结构变频器(3)。其中高压IGBT四象限变频器(1)和高压双馈电机转子四象限变频器(2)均采用一个功率单元的简易结构。改进型罗宾康结构变频器(3)中，变频 变压器 (32)高压侧经高压预充电器(31)与电厂6KV 母线 相连，低压侧 电压 非均匀优化移相后经矩阵母线(33)接至3×N功率单元组(34)。变频器系统采用“双核”控制和退饱和 制动 方案。喘扭飞抑制器由总 控制器 (70)和第一单元控制器(71)、第二单元控制器(72)和第三单元控制器(73)组成，所有控制器通过光纤CAN网互连。本 发明 提出的电厂高压变频调速系统，结构简单，体积小，新结构取代老结构，成本低，抑制喘振、扭振和飞车，提高 稳定性 。，下面是双核-分体型电厂高压电机喘振、扭振、飞车变频抑制系统专利的具体信息内容。
1.一种双核-分体型高压电机喘振、扭振、飞车变频抑制系统，其特征在于该系统包括高压IGBT四象限变频器(1)、高压双馈电机转子四象限变频器(2)、改进型罗宾康结构变频器(3)和喘扭飞抑制器总控制器(70)；其中，高压IGBT四象限变频器(1)的一端接第二高压电机(D2)的定子线圈，高压IGBT四象限变频器(1)的另一端接6KV母线；高压双馈电机转子四象限变频器(2)的一端接400V母线，高压双馈电机转子四象限变频器(2)的另一端接高压双馈电机(D1)的转子线圈，高压双馈电机(D1)的定子线圈接6KV母线；改进型罗宾康结构变频器(3)的输出端接第三高压电机(D3)的定子线圈，改进型罗宾康结构变频器(3)的输入端接6KV母线；所述三种变频器采用双核控制器；喘扭飞抑制器总控制器(70)通过喘扭飞抑制器第一单元控制器(71)与高压双馈电机转子四象限变频器(2)相连接，通过喘扭飞抑制器第二单元控制器(72)与高压IGBT四象限变频器(1)相连接，通过喘扭飞抑制器第三单元控制器(73)与改进型罗宾康结构变频器(3)相连接。
2.根据权利要求1所述的双核-分体型高压电机喘振、扭振、飞车变频抑制系统，其特征在于高压IGBT四象限变频器(1)是由IGBT组成的背靠背双三相全桥(10)，其一侧经第一电感电容载频滤波器(13)、第一高压预充电器(12)接至6KV母线，另一侧经第二电感电容载频滤波器(11)与第二高压电动机(D2)相连；双核控制器的DSP1(19)经第一光电收发电路(18)、光纤(17)、第二光电收发电路(16)与双核控制器的DSP2(15)合成后接至第一IGBT驱动器(14)，双核控制器的DSP1(19)通过光纤CAN网与喘扭飞抑制器第二单元控制器(72)相连。
3.根据权利要求1所述的双核-分体型高压电机喘振、扭振、飞车变频抑制系统，其特征在于高压双馈电机转子四象限变频器(2)是由低压IGBT组成的背靠背双三相全桥(20)，其一侧经第三电感电容载频滤波器(22)接至400V母线，另一侧经第四电感-电容载频滤波器(21)接至高压双馈电机转子；双核控制器的DSP3(27)经多股双绞扁平线(26)、综合电路(25)与双核控制器的DSP4(24)综合后接至第二IGBT驱动(23)，双核控制器的DSP3(27)通过光纤CAN网与喘扭飞抑制器第一单元控制器(71)相连。
4.根据权利要求1所述的双核-分体型高压电机喘振、扭振、飞车变频抑制系统，其特征在于改进型罗宾康结构变频器(3)中，6KV电源经第二高压预充电器(31)、变频变压器(32)、矩阵母线(33)、3×N功率单元组及控制系统(34) 接至第三高压电动机(D3)。
5.根据权利要求4所述的双核-分体型高压电机喘振、扭振、飞车变频抑制系统，其特征在于矩阵母线(33)由3×N根铜或铝导体(332)和环氧树脂填充绝缘材料(331)组成，同一电源的三根导体水平排列在同一层，垂直方向共排N层，各导体间的绝缘按低压标准设计，在水平方向和垂直方向均匀分布若干散热孔。
6.根据权利要求4所述的双核-分体型高压电机喘振、扭振、飞车变频抑制系统，其特征在于第一高压预充电器(12)和第二高压预充电器(31)由一个双位隔离开关构成，一个位置是正常态即传统意义上的零电阻导通状态，另一个位置是将具有高压绝缘瓷套的限流电阻接入主电路以对各功率单元的直流电容进行预充电。
双核-分体型电厂高压电机喘振、扭振、飞车变频抑制系统
技术领域
[0001] 本发明涉及火力发电厂一整套高压电动机变频系统，其中包括：高压IGBT四象限变频器，高压双馈电机转子四象限变频器，改进型罗宾康结构变频器及其分体矩阵母线和高压预充电器。并提出双核控制器、退饱和制动和“喘扭飞”抑制器即旋转失速与喘振、扭转振动与摆振及“飞车”抑制器。
[0002] 背景技术
[0003] 94年美国罗宾康推出一种“完美无谐波高压变频器”，采用变频变压器+多单元串联结构。此方案成本高、体积庞大、结构复杂，优点是发热分散，使用低压IGBT，谐波较少。 [0004] 2000年凯奇申请了97100477.3发明专利“无电网污染高压大功率变频器”，此即罗宾康结构。罗宾康结构仅仅给出一个初步框架，实现起来并不容易，核心部件的实现方法也多种多样。大量技术难点集中在IGBT的驱动控制、过压、过热和过流保护，DSP与FPGA的有效编程与协同工作，以及各类信号传输和通讯上。不少公司投巨资研发数年并未获得成功，一些公司虽做得比较好，但许多方面仍存在程度不同的改进空间。
[0005] 发电厂高压变频器的突出问题是：(1)有相当一部分变频器不稳定，导致不能实际投入使用。此外，罗宾康结构体积庞大，在发电厂中很难找到合适位置，有些电厂甚至将会议室改成变频器室。(2)变频器控制部分一般采用DSP+FPGA模式，FPGA设计技术是一项实践性非常强的专业技术。除少数经验丰富的专家外，一般设计难免存在逻辑竞争、信号延时、门控时钟组合逻辑冒险等潜在问题，即使仿真或样机未显示出静态险象，但实际上也会存在很大隐患。(3)过去采用电阻制动，后来又提出四象限功率单元，其优点在于逆变快速制动，但正常运行时发热量大增，还产生变频变压器啸叫和比较棘手的稳定性问题。(4)多数变频器功率单元采用三相半控整流桥，并与可控硅触发电路及二极管-电阻回路实现直流电容预充电。一台变频器有几十套功率单元，因而需要几十套与之配套的预充电回路。不仅复杂化，又因三相半控整流桥系主功率回路，变频器可靠性下降。(5)罗宾康结构的“无电网污染”靠变频变压器降压、隔离和均匀移相实现。这种移相方案在不同负载下有着不同效果，当变频器轻载时，各功率单元的尖峰脉冲电流可能还未相互填满，重载时则在形成近似方波的基础上又迭加了新的尖峰，并未达到“完美无谐波”。
[0006] 电厂高压变频器从6KV母线获得电源，输出电压也是6KV，就电压变换角度而言变频变压器是多余的。罗宾康的这种结构不仅多用一台变压器，而且结构太复杂，从一开始就注定是一种过渡结构，终将被淘汰。为避免使用变频变压器我国学者曾提出IGBT直接串联方案，因模块外部串联连线的杂散电感太大而没有取得预期效果。但这种串联技术却因IGBT模块内部串联连线短杂散电感小而在IGBT内部获得成功，性能稳定可靠的6.5 KV IGBT已经投入市场，用新结构逐步取代罗宾康结构的条件已经成熟。此外，我国部分双馈高压异步电机用整流桥+逆变桥+变压器模式进行转子变频调速，此法与定子变频调速相比对IGBT额定电压的要求较低，但调速范围窄是其一大缺点。
[0007] 发电厂风机系统不是单纯的节能问题，更加突出的矛盾是风机系统的稳定性和可靠性。风机可靠性不高引起非计划停运和非计划降低出力造成的发电损失很大，其中仅锅炉引风机造成的损失就已排在第6位。风机系统的“喘扭飞”包括旋转失速和喘振，扭转振动与摆振，以及风机叶片全部打断、零部件飞出、风机本体和电机遭到严重破坏的“飞车”事故。其中电机转子-联轴节-风轮叶片系统的扭转振动系变频调速装置带来的新问题或者说变频调速加剧了这一矛盾。至于旋转失速和喘振，部分电机配置变频装置后非但没有改善，反而更加严重。目前的措施是让风机始终在大风量下的稳定区域运行，采用分流装置使叶片失速发生边界层分离阻塞流道时将扰动气流引入环行通道而加以消除，改变叶片形状、切短叶片和切小叶轮等等。这些措施已产生积极作用，提高了稳定性，但在某种程度上又与风机本身的节能改造和高压电机变频节能的本意相冲突。
发明内容
[0008] 技术问题：本发明的目的是提出一种双核-分体型电厂高压电机喘扭飞变频抑制系统，在全局层面上对旋转失速与喘振、扭转振动与摆振及“飞车”进行监测与智能控制。 [0009] 技术方案：电厂高压变频系统包括高压IGBT四象限变频器，高压双馈电机转子四象限变频器和改进型罗宾康结构变频器，三种方案互补有无，构成一个适应各种电厂并能逐步地从老结构过渡到新结构的完整变频系统。
[0010] 本发明的双核-分体型高压电机喘扭飞变频抑制系统包括高压IGBT四象限变频器、高压双馈电机转子四象限变频器、改进型罗宾康结构变频器和喘扭飞抑制器总控制器；其中，高压IGBT四象限变频器的一端接第二高压电机的定子线圈，高压IGBT四象限变频器的另一端接6KV母线；高压双馈电机转子四象限变频器的一端接400V母线，高压双馈电机转子四象限变频器的另一端接高压双馈电机的转子线圈，高压双馈电机的定子线圈接6KV母线；改进型罗宾康结构变频器的输出端接第三高压电机的定子线圈，改进型罗宾康结构变频器的输入端接6KV母线；所述三种变频器采用双核控制器；喘扭飞抑制器总控制器通过喘扭飞抑制器第一单 元控制器与高压双馈电机转子四象限变频器相连接，通过喘扭飞抑制器第二单元控制器与高压IGBT四象限变频器相连接，通过喘扭飞抑制器第三单元控制器与改进型罗宾康结构变频器相连接。
[0011] 高压IGBT四象限变频器是由IGBT组成的背靠背双三相全桥，其一侧经第一电感电容载频滤波器、第一高压预充电器接至6KV母线，另一侧经第二电感电容载频滤波器与第二高压电动机相连；双核控制器的DSP1经第一光电收发电路、光纤、第二光电收发电路与双核控制器的DSP2合成后接至第一IGBT驱动器，双核控制器的DSP1通过光纤CAN网与喘扭飞抑制器第二单元控制器相连。
[0012] 高压双馈电机转子四象限变频器是由低压IGBT组成的背靠背双三相全桥，其一侧经第三电感电容载频滤波器接至400V母线，另一侧经第四电感-电容载频滤波器接至高压双馈电机转子；双核控制器的DSP3经多股双绞扁平线、综合电路与双核控制器的DSP4综合后接至第二IGBT驱动，双核控制器的DSP3通过光纤CAN网与喘扭飞抑制器第一单元控制器相连。
[0013] 改进型罗宾康结构变频器中，6KV电源经第二高压预充电器、变频变压器、矩阵母线、3×N功率单元组及控制系统接至第三高压电动机。
[0015] 第一高压预充电器和第二高压预充电器由一个双位隔离开关构成，一个位置是正常态即传统意义上的零电阻导通状态，另一个位置是将具有高压绝缘瓷套的限流电阻接入主电路以对各功率单元的直流电容进行预充电。
[0016] 有益效果：提出高压IGBT四象限变频器，装置无变频变压器，与罗宾康结构几十套功率单元相对照仅有一套功率单元，变频器可以并联运行。
[0017] 提出高压双馈电机转子四象限变频器，从亚同步到超同步大范围调速，功率因数可变，亚同步及超同步再生制动，装置可并联运行。
[0018] 提出矩阵母线将罗宾康结构变频器分解成两部分，以适应现场空间。对变频变压器副方绕组进行优化移相，减少网侧谐波。并用一套简易高压预充电器代替罗宾康结构的几十套复杂充电回路。
[0019] 提出双核控制器，用于各功率单元IGBT触发，避免出现FPGA逻辑竞争、信号延时、门控时钟组合逻辑冒险等问题。提出退饱和制动方案，解决电阻制动功率小、占用空间及四象限功率单元正常运行发热量大、变压器啸叫等问题。
[0020] 提出“喘扭飞”抑制器，在全局层面上对旋转失速与喘振、扭转振动与摆振及“飞车”进行监测与智能控制。
[0022] 提出的高压IGBT四象限变频器省去变频变压器、结构非常简单、可靠性高、占地少、计及水冷却和两侧简易载频滤波器后的总成本约为罗宾康结构变频器的二分之一，网侧和电机侧波形实际上也优于罗宾康结构。
[0023] 提出的高压双馈电机风冷型转子四象限变频器无需变压器，从亚同步到超同步的调速范围约为现有转子变频调速装置的两倍，结构简单、无需高压IGBT、耗电少，波形好。 [0024] 对罗宾康结构变频器提出的改进将简化系统、总成本降低、对现场空间与场地的要求大大放宽，变得更加灵活而实用，系统的可靠性得到提高，进一步降低了网侧谐波。网侧谐波降低即意味着在大规模投运变频器时将显著减少今后必须配置的有源滤波器负担。 [0025] 当管网和风机系统满足60Hz电网规范时，提出的各种结构变频器均能在局部形成60Hz等效电网，提高电厂风机系统的固有稳定性。
[0026] 本发明提出的“喘扭飞”抑制器，在旋转失速与喘振、扭转振动与摆振及“飞车”的全面监测和抑制方面的技术在世界上领先，是我国独有专利技术。“喘扭飞”抑制器提高电厂运行的稳定性，大幅降低非计划停运和非计划降低出力造成的损失。此外，本发明变频系统的潜在应用不受限制。附图说明
[0027] 图1是本发明双核-分体型电厂高压电机喘扭飞变频抑制系统示意图， [0028] 图2是高压IGBT四象限变频器示意图，
[0029] 图3是高压双馈电机转子四象限变频器示意图，
[0030] 图4是改进型罗宾康结构变频器示意图，
[0031] 图5是3×N功率单元组及控制系统示意图，
[0032] 图6是矩阵母线截面示意图(A相3×7)，
[0033] 图7是高压预充电器示意图，
[0034] 图8是退饱和制动电路示意图。
[0035] 以上图中有：高压IGBT四象限变频器1，高压双馈电机转子四象限变频器2，改进型罗宾康结构变频器3，第一高压预充电器10，第二高压预充电器31，变频变压器32，矩阵母线33，3×N功率单元组及控制系统34，喘扭飞抑制器总控制器70，及第一单元控制器71，及第二单元控制器72，及第三单元控制器73，第二电感电容载频滤波器11、第一电感电容载频滤波器13、第四电感电容载频滤波器21、第三电感电容载频滤波器22，综合电路25，多股双绞扁平线26，总控DSP5000，矩阵母线环氧树脂或PVC绝缘331，矩阵母线导体332。 [0036] 退饱和制动控制器5111、5121、53N1，IGBT驱动14、23、5113、5123、53N3，双核控制器中的DSP20控制器15、24、5112、5122、53N2，光电收发电路16、 18、5114、5116、5124、5126、53N4、53N6，光纤17、5115、5125、53N5，双核控制器中的DSP10控制器19、27、5117、
5127、53N7。
5127、53N7。
具体实施方式
[0037] 电厂高压变频系统包括高压IGBT四象限变频器，高压双馈电机转子四象限变频器和改进型罗宾康结构变频器，三种方案互补有无，构成一个适应各种电厂并能逐步地从老结构过渡到新结构的完整变频系统。
[0038] 1、高压IGBT四象限变频器采用背靠背双三相全桥结构，一侧三相全桥经简易载频滤波器和高压预充电器与电厂6KV母线相连，另一侧经简易载频滤波器与高压电机相连，并采用双核控制器。控制器通过光纤与高压IGBT光纤接口连接，并与“喘扭飞”抑制器通过光纤CAN网互连。变频器功率单元采用绝缘、不易结垢的发电机冷却水循环冷却。软件设计上考虑装置的并联运行。
[0039] 2、高压双馈电机风冷型转子四象限变频器，采用中压IGBT背靠背双三相全桥结构或根据实际情况采用多电平+三相全桥结构。一侧经简易载频滤波器及预充电器与电厂400V母线系统相连，另一侧经简易载频滤波器与高压异步电机转子相连，并采用双核控制和亚同步超同步制动。双核控制器用双绞扁平线与IGBT驱动模块连接，主DSP(或MCU)通过光纤CAN网与“喘扭飞”抑制器互连。散热器以风冷为主，软件设计上考虑变频器并联运行。装置在亚同步到超同步的大范围内进行调速，在50Hz电网中超同步运行对风机和电机的机械强度提出新的要求。达到60Hz电网同等机组的机械强度即可进行有效的超同步调速，这一要求并不难实现。超同步20％就相当于在局部形成60Hz等效电网，同等条件下60Hz风机系统风轮直径小、叶片短、转速高、管道细即单位面积流量大，这些都有利于“喘扭飞”的抑制。
[0040] 3、针对罗宾康结构体积特点，将变频变压器与功率单元组分开放置，即所谓的分体型。原则上变频变压器与功率单元组就地安装在电动机附近，将原来6KV母线馈线电缆的电机端解开，改接在变频变压器输入端与旁路开关并联处，变频变压器与功率单元组之间用矩阵母线相连，功率单元输出的三相电压经短电缆送至高压电动机。 [0041] 在变频变压器漏抗压降不满足对功率单元直流电容直接充电的要求时，为了不使功率单元组因增加几十套触发和充电回路而使装置复杂化，采用带高压充电电阻(或双向可控硅+高压二极管充电支路)的双位隔离开关。整个变频器只设一套高压预充电器，安装在变频变压器6KV电源侧。双位隔离开关的一个位置是隔离开关的正常态，另一位置是接入高压充电限流电阻从而对变频变压器付方各功率单元的直流电容进行预充电。 [0042] 变频器网侧谐波是整流桥直流电容负载造成的，是一系列尖峰脉冲电流，变 频器负载愈小脉冲愈窄。就罗宾康结构均匀移相策略而言，当变频器轻载时各功率单元的尖峰脉冲可能还没有相互填满，重载时则在形成近似方波的基础上又迭加了新的尖峰。IGBT的规格只有少数几种，但电机种类繁多，负荷不断变化，所以罗宾康结构变频变压器Δ绕组滤波后网侧谐波的统计平均值仍然比较可观，离“无电网污染”或“完美无谐波”还有差距。针对电机实际带负载情况，并结合变频器实际使用元件规格，以最大谐波及谐波的统计平均值作为指标对变频变压器付方绕组进行优化移相。这种不均匀移相策略与罗宾康结构的均匀移相相比不增加任何投资，但可进一步降低网侧谐波污染，在变频器大规模投运时这一点就显得特别重要。
[0043] 4、双核控制器指每个功率单元配置两个DSP(或MCU)，分别称为主控制器和从控制器，它们分置在光纤两端，各事其职并互为备用。主触发信号由DSP的EV单元产生，可靠性非常高。还能大幅缩短IGBT触发信号输出线的长度，减小其杂散电感的影响。主DSP通过光纤CAN网与“喘扭飞”抑制器互连。当达到80-85％额定转速上限时，主控制器将电机切换至工频电网，变频器退出。退饱和制动方案与罗宾康最近提出的双频制动相比，两者均能大幅提高电压源变频器的制动力矩，但退饱和制动方案属于自主知识产权。退饱和制动方案是在电机转速需要快速下调或立即停机时，适度控制IGBT退出深度饱和状态，以优于电阻制动的速率快速消耗电机降速过程中的再生能量，避免IGBT和直流电容因电机再生导致的过电压而击穿。退饱和制动过程中IGBT要在一定程度上增加发热量，但电机转速正在急剧下降或即将停机，后继发热量也将大幅下降甚至消失。退饱和制动方案与电阻制动和四象限功率单元逆变制动相比，可简化接线、节约投资、提高可靠性。 [0044] 5、“喘扭飞”抑制器由总控制器和若干单元控制器组成。一台发电机设一个总控制器，一台变频器设一个单元控制器。总控制器通过光纤CAN网与各单元控制器及变频器主控制器互连，并与失速保护及DCS通讯。单元控制器采集气体流量及灰尘密度、气流压力及其脉动值、机组振动值、风机-电机轴系扭转振动值、风机叶片间接摆振值、调节门开度、风机转速、电机电流、叶片上的灰粒沉积度、分流装置消除边界层分离阻塞流道的有效值等参量，在单台风机范围内对“喘扭飞”进行监测，如能作出明确裁决则立即向变频器主控制器发出指令，否则向总控制器发出上行报告。总控制器在接收到各单元控制器上行报告后，结合锅炉尾部积灰情况在全局层面上作出应对“喘扭飞”的镇定措施或向电厂DCS发出报警信号、甩部分负荷信号甚至机电炉全停信号。
[0045] 具体结构如下：
[0046] 双核-分体型电厂高压电机“喘扭飞”变频抑制系统包括高压IGBT四象限变频器1，高压双馈电机转子四象限变频器2，改进型罗宾康结构变频器3。所述的高压IGBT四象限变频器不设变频变压器，其一侧经简易载频滤波器13和高压预充电器 12与电厂6KV母线相连，另一侧经简易载频滤波器11与高压电动机相连。所述高压双馈电机转子四象限变频器2，一侧经简易载频滤波器与电厂400V母线系统相连，另一侧经简易载频滤波器与高压双馈电机转子相连。改进型罗宾康结构变频器的变频变压器32副方绕组经非均匀优化移相，其高压侧经高压预充电器31与电厂6KV母线相连，变频变压器32低压侧经分体矩阵母线33接至3×N功率单元组34，其输出与高压电动机相连。
[0047] 1、高压IGBT四象限变频器1采用背靠背双三相全桥结构，选用FZ400R65KF1等型号的IGBT组成拓扑结构清晰的四象限背靠背变流器10，一侧三相全桥经简易载频滤波器和高压预充电器与电厂6KV母线相连，另一侧经简易载频滤波器11与高压电动机相连。第一双核控制器DSP1(或MCU)19通过光电收发器18、光纤17和光电收发器16并与双核控制器DSP2(或MCU)15合成后接至高压IGBT光纤接口即IGBT驱动，DSP1与“喘扭飞”抑制器总控制器和单元控制器通过光纤CAN网互连，并与电厂DCS通讯。功率单元散热器采用绝缘、不易结垢的发电机冷却水循环冷却。装置并联运行时由软件实现均流。当电机转速大于80-85％额定转速时自动切换至工频电网，减小变频器容量和投资，并保证系统总体经济性，因接近额定转速时调频节能已不显著而装置本身的功耗却上升较快。切至工频电网后“喘扭飞”抑制器仍对其进行实时监测并在必要时对风门进行适当调节。 [0048] 对负荷变化率较高的发电机组，风机系统又满足60Hz电网规范，则变频器设定在60Hz运行模式，以充分利用60Hz系统调速范围广、调节平稳、节能效果好和抑制“喘扭飞”固有能力强等特点。
[0049] 2、高压双馈电机转子四象限变频器2，采用FF300R17ME3或FZ800R33KL2C-B5等型号IGBT组成背靠背双三相全桥(或多电平+三相全桥)结构。一侧经简易载频滤波器22和预充电器与电厂400V母线系统相连，另一侧经简易载频滤波器21与高压电动机转子相连。对于FF300R17ME3等低压IGBT，双核控制器DSP(或MCU)27通过多股双绞扁平线26接至综合电路25，与双核控制器DSP2(或MCU)24综合后接至IGBT驱动模块23。对于FZ800R33KL2C-B5等中压IGBT，双核控制器用光纤和光电收发器接至IGBT驱动模块。
DSP1(或MCU)通过光纤CAN网与“喘扭飞”抑制器互连，并与DCS通信。IGBT散热器以风冷为主，特殊情况使用发电机冷却水冷却。并联运行变频器均流、亚同步及超同步再生制动、启动转矩大小与启动限流的平衡均通过软件进行。
DSP1(或MCU)通过光纤CAN网与“喘扭飞”抑制器互连，并与DCS通信。IGBT散热器以风冷为主，特殊情况使用发电机冷却水冷却。并联运行变频器均流、亚同步及超同步再生制动、启动转矩大小与启动限流的平衡均通过软件进行。
[0050] YR5603-8、1000KW、定子电流126.0A、转子电流581.0A、转子额定电压1118V等国产电机在调速范围内，转子实际电压比额定电压小很多，多数情况只需选择低压IGBT。双馈高压电机转子四象限变频器只有在风机系统按60Hz标准设计的新厂和按此标准彻底改造的老厂才能发挥其全部作用。
[0051] 3、改进型罗宾康结构变频器3中的变频变压器32副方绕组经非均匀优化移相， 其高压侧经高压预充电器与电厂6KV母线相连，变频变压器32低压侧经分体矩阵母线33接至3×N功率单元组34，功率单元组34的输出与高压电动机相连。原则上变频变压器与功率单元组就地安装在电动机附近，将原来6KV母线馈线电缆的电机端解开，改接在高压预充电器。
[0052] 矩阵母线33外形如发电厂6KV硬铝排母线，图5为A相3×7矩阵母线截面示意图，由3×7根导体332和填充绝缘材料331组成。变频器的每个功率单元由三根导体供电，A相3×7矩阵母线可分别为A相的7个功率单元供电。其中A1A、A1B和A1C为A相第一功率单元的三相电源，其一端接至功率单元的三相不控整流桥，另一端接至变频变压器，余类推。B相、C相矩阵母线和A相类似。填充绝缘材料331为环氧树脂或PVC等材料，矩阵母线33各导体间的绝缘只需按低压绝缘标准设计，填充绝缘材料331中有若干个沿水平方向和垂直方向均匀分布的散热孔。矩阵母线除分体功能外，还有三个特点：低压绝缘设计高压绝缘效果，一台变频变压器通过矩阵母线可以带多台高压电机即“一拖多”，矩阵母线对高频脉冲电流的“等效滤波效应”可以减少射频辐射从而提高电厂运行的稳定可靠性。 [0053] 在变频变压器漏抗压降不足以对功率单元直流电容进行直接充电时，采用带高压限流电阻(或双向可控硅+高压二极管充电支路)的双位隔离开关31进行预充电。双位隔离开关有正常态和充电态两个位置，正常态是隔离开关传统意义上的零电阻导通状态，充电态是指经具有高压绝缘陶瓷护套的高压限流电阻接通，从而对变频变压器付方各功率单元的直流电容进行预充电。整个变频器只设一套高压预充电器，安装在变频变压器6KV电源侧。
[0054] 针对罗宾康结构的均匀移相策略使变频变压器Δ绕组滤波后网侧谐波的统计平均值与“无电网污染”或“完美无谐波”相比仍存在一定差距，本改进方案具体实施方式是针对电机实际负载情况，并结合变频器实际使用元件规格，以最大谐波及谐波的统计平均值作指标对变频变压器付方各绕组电压进行优化移相计算，并采用我们提出的“对称矢量法”将上述优化结果加以实现，从而确定变频变压器各有关绕组的变比。这样得到的变压器移相参数显然与罗宾康结构不同。这种不均匀移相策略不增加投资，可进一步降低网侧谐波统计平均值和最大值，在变频器大规模应用时将大幅降低有源滤波器的投资。 [0055] 4、双核控制器DSP10(或MCU)19、27、5117、5127、53N7采用TMS320F28335或TMS320F2810等DSP芯片，DSP20控制器15、24、5112、5122、53N2一般采用TMS320F2810等DSP芯片，分置在光纤5115、5125、53N5两端，与对应的光电收发器连接。对于高压IGBT四象限变频器1和高压双馈电机转子四象限变频器2，主触发信号由DSP1的EV单元产生。对于改进型罗宾康结构多单元串联变频器，主触发信号由总控DSP和各功率单元DSP1协同生成。DSP10由于任何原因丢失信号，对应DSP20控制器可立即补上，这种双核控制器可靠性高，信号线短，杂散 电感小。双核控制器系统通过光纤CAN网与“喘扭飞”抑制器互连。 [0056] 退饱和制动是在电机转速需要急剧下调或立即停机时，适度控制IGBT退出深度饱和状态，迅速消耗掉电机降速过程中的再生能量，避免IGBT和直流电容过压击穿。退饱和制动5111、5121、53N1在需要紧急降速或立即停机时，DSP发出退饱和指令将Rg3a或Rg3b投入，使IGBT退出深度饱和并在一定程度上进入放大区，从而消耗掉再生能量。因电机转速正在下降或即将停机，后继发热量不大，只要控制得当退饱和制动过程中的额外发热不会构成威胁。退饱和制动方案与电阻制动和四象限功率单元逆变制动相比，可简化接线、节约投资、提高可靠性。
[0057] 5、“喘扭飞”抑制器的控制性能既取决于控制器，还取决于被控设备，因此电厂辅机特别是风机系统必须处于比较合理的状态，这就要求对非定常气动力学及流固耦合的多体系统特性有更深刻的分析和计算。喘扭飞抑制器具体实施过程如下：
[0058] (1)虽然旋转叶片和俯仰振荡叶片的失速迎角比静态叶片要大，但当迎角增加到一定值时，翼型边界层总要分离。其中前缘分离最为严重，即达到一定迎角时，气泡突然破裂，升力系数达到最大值后突然下降形成流道阻塞。翼型边界层分离失速后即使马上恢复到失速前的迎角，翼型边界层分离也不会马上恢复到分离前的流动状态。风轮吸收功率系数随叶尖速比的变化规律表明：象风机这样的高实度风轮，高的风轮吸收功率系数只能在一个较窄的叶尖速比范围内保持。通过改变转速使机组在最佳叶尖速比下运行来改变流量，并输出最大功率，则是变频调速的一个基本任务。影响翼型失速特性的因素主要有翼型的前缘和相对厚度、迎角、雷诺数等。翼型给定后，雷诺数的影响最为明显：一个薄翼型在雷诺数增加时，将从薄翼型失速转为前缘分离。一个中等厚度的翼型在雷诺数降低时将转为薄翼分离。轴流混流风机及高压前向叶片离心风机马鞍型特性就是上述有关机理的一种表现形式。这些都是风机系统改造和“喘扭飞”抑制器设计的基本依据。
[0059] 目前电厂的防失速措施是让风机始终在大风量稳定区运行，但当雷诺数太大时又会出现新的不稳定。此外，风机配置分流装置和失速保护，风机选型不要过大，对选型过大机组切短叶片、切小叶轮或减少叶片、合理布置风道以及锅炉尾部堵灰自动清除等措施是喘扭飞抑制器更好发挥作用和风机系统稳定运行的必备条件。
[0060] (2)电厂风机流固耦合多体系统主要涉及非定常空气动力、叶片固有频率及其振型、动力传动系统振动、电机主磁场振荡及电力系统谐波扰动和控制系统作用等等。分析计算采用有限元法5节点15自由度梁单元模型，空气动力模型采用西奥道森方法确定叶片叶素上的升力和力矩。计算坐标系包括abc惯性坐标系、非惯性转动坐标系和叶片挥舞坐标系。根据给定电机的park方程和叶片转子动力学方程，及非惯性转动坐标系和挥舞坐标系质点增加的牵连惯性力和科氏力，采 用子空间独立迭代法，并将各子系统连接面上的位移和力平衡耦合至整个系统进行各种响应的仿真计算。同时求出小扰动下耦合系统增量形式运动方程状态转移矩阵的特征值，确定叶片摆振频率、转子扭振频率和系统的稳定性。 [0061] (3)“喘扭飞”抑制器通过调节系统有关参数使系统状态转移矩阵特征值实部为负并有一定裕度。抑制器由总控制器70和第一、第二、第三单元控制器71、72、73等组成。一台发电机设一个总控制器，一台变频器设一个单元控制器。总控制器70为TMS320F28335，256K×16 Flash，34K×16 SARAM。单元控制器71等为TMS320F2810。各单元控制器通过光纤与总控制器的CAN互连，并与变频器主控制器DSP1(TMS320F28335或TMS320F2810)的CAN一起形成光纤CAN网，总控制器70还与DCS保持通讯。单元控制器71等利用TMS320F2810的16路AD采集气体流量、气流压力及其脉动值、机组振动值、风机-电机轴系扭转振动值、风机叶片间接摆振值、调节门开度、风机转速、电机电流、风道气流含灰量、锅炉尾部堵灰程度、叶片上的灰粒沉积度、分流装置遭遇流道阻塞的频率和时间等参量，经过大量计算求出系统状态转移矩阵的特征值。再根据特征值实部向零点移动的程度和移动速率决定调节方案，直到特征值退回稳定域，总控制器向DCS发出报告。如系统特征值不能调回至稳定域，即系统将失去稳定，则总控制器向DCS发出报警信号，协同DCS决定发电机组是部分甩负荷还是机电炉全停。
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